Л. А. ВИТМАН, Б. Д. КАЦНЕЛЬСОН,
И. И. ПАЛЕЕВ
РАСПЫЛИВАНИЕ
ЖИДКОСТИ
ФОРСУНКАМИ
Под редакцией
С. С. КУТАТЕЛАДЗЕ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МОСКВА 19 62 ЛЕНИНГРАД

ЭТ-5-3
В книге изложены закономерности распада
жидких струй и приведено обобщение опытных
данных по распиливанию жидкости форсунками-.
Даны описания и основные характеристики
различных типов распылителей и примеры расчета
ряда форсунок. Рассмотрено горение отдельной
капли и факела жидкого топлива.
Книга предназначена для
инженерно-технических работников и студентов старших
курсов высших технических учебных заведений,
занимающихся расчетом и конструированием
энергетических и оросительных установок.
Витман Людмила Александровна, Кацнельсон Борис Давидович
Палеев Илья Исаакович
Распыливание жидкости форсунками
Редактор С. С. Кутателадзе Техн. редактор Е. М. Соболева
Сдано в производство 24/XI 1961 г. Подписано к печати 10/1V 1962 г. М-04489.
Печ. л. прив. 13,53. Уч.-изд. л. 13,75. Бум. л. 4,12.
Формат 84х1087з2- Тираж 6000. Заказ 803. Цена 79 коп.
Типография № 6 УПП Ленсовнархоза, Ленинград, ул. Моисеенко, 10.

ПРЕДИСЛОВИЕ РЕДАКТОРА
Настоящая монография посвящена весьма важному для
современной техники вопросу о распыливании жидкости
различного рода форсунками. Большой объем выполненных
исследований, детальный анализ ряда зависимостей в удачно
выбранных обобщенных координатах, стремление довести
полученные результаты до формы, пригодной для
непосредственного инженерного использования, делают эту
монографию ценной как для исследователей, так и для лиц,
проектирующих и эксплуатирующих такого рода устройства.
Довольно значительный материал по описанию
принципов работы и конструктивного оформления различного рода
форсунок повышает практическую ценность книги. Хотя
расчетные методы в этой области, вообще говоря, ещё
далеки от завершенности, такой крупный раздел книги,
как гидродинамический расчет распыливания в «холодных»
условиях, доведен до вполне инженерных методов и
иллюстрируется отчетливыми примерами.
Что касается расчетов горения одиночных капель и, тем
более, распыленного факела, то они в основном носят
качественный характер. Однако эти материалы совершенно
необходимы для правильного качественного представления о
процессе сжигания жидкого топлива и могут, в некоторой мере,
служить для оценочных количественных расчетов.
С. Кутателадзе
I*

ПРЕДИСЛОВИЕ АВТОРОВ
Распыливание («дробление») жидкости широко
применяется в современной технике. Оно осуществляется, в
частности, в химической и пищевой промышленности при
экстрагировании твердых веществ из жидкостей, при сушке, при
различного рода взаимодействиях между жидкостями
и газами, а также в ряде других технологических процессов
(дробление пульпы в алюминиевой промышленности,
охлаждение газов распыленной жидкостью в ряде аппаратов
и т. д.). Столь распространенное применение распыливания
объясняется тем, что во всех этих процессах уменьшение
размеров капель резко увеличивает коэффициент
теплопередачи и, следовательно, уменьшает время протекания
процесса, что позволяет значительно уменьшить габариты
аппаратов. Кроме того, распыливание обеспечивает большую
равномерность распределения жидкости и лучшее
взаимодействие ее с реагирующей средой.
Равномерное распределение жидкости и экономия
диспергируемого материала обеспечили успех принципа тонкого
распыливания красящих веществ в строительной и других
отраслях промышленности. Распылители нашли
значительное применение при опрыскивании растений в сельском
хозяйстве. Листья растений на сотнях тысяч гектаров
ежегодно покрываются мелкими каплями специальных
химических составов, предназначенных для борьбы с вредителями
сельскохозяйственных культур. Во всех этих- случаях
применяются форсунки, приспособленные для мелкого
и по возможности равномерного распределения жидкости
по сечению струи.
Принцип распыливания широко осуществляется при
сжигании жидкого топлива. Жидкое топливо сжигается в топках
паровых котлов, камерах горения газовых турбин,
промышленных печах, двигателях внутреннего сгорания и
других устройствах. В зависимости от назначения и
конструкции пгригата применяется тот или иной вид жидкого топлива:

бензин, лигроин, керосин, соляровое масло и мазут. Все эти
виды топлива получаются из нефти. Рост добычи нефти
В СССР виден из^приводимых ниже цифр:
Год
1913
(в
современных границах)
1928
1935
1940
1945
1950
1955
Добыча нефти
в СССР, млн. т
W*
'$
10,3
11,6
25,2
31,1
19,4
37,9
70,8
Год
1958
1959
1960
1961
1965
(контрольные
цифры развития
народного
хозяйства СССР)
Добыча нефти
в СССР, млн.
113,2 .
129,6
148,0
166,0
230—240
Значительный рост добычи нефти в СССР обусловил
изменение топливного баланса страны и способствовал
внедрению жидкого топлива в энергетику страны.
Мазут, получаемый в результате переработки добываемой
нефти, будет в значительной своей части сжигаться в топках
паровых котлов, а также в промышленных печах. Крайне
важно обеспечить высокоэкономичное сжигание мазута в них
при больших форсировках, что даст огромную экономию
топлива, позволит уменьшить вес и габариты сжигающих
устройств.
Способы сжигания жидкого топлива весьма разнообразны,
так как зависят от производительности агрегата, его
назначения и ряда других факторов. Для всех этих способов
современная техника сжигания жидкого топлива считает
обязательной стадию распиливания, ибо оно, усиливая
теплообмен измельченного топлива с газовой средой и
улучшая перемешивание частиц горючего с окислителем,
способствует интенсификации процесса горения.
Нельзя не отметить, что до применения распыливания
жидкое топливо почти не употреблялось для сжигания.
Нефть в то время использовалась, как правило, лишь для
получения масел и некоторых других химических
продуктов. Керосин находил себе применение только для освещения.
Бензин и мазут представляли собой нежелательные
продукты перегонки нефти и нередко выливались как
отбросы производства. Первая попытка «дробления» нефти
привела к созданию весьма примитивных аппаратов,
представлявших собою набор трубок, из которых вытекали
сравнительно крупные капли, сжигавшиеся в объеме печей. Только
5

с появлением форсунок началось промышленное применение
нефти и ряда ее составляющих как топлива.
Экономичность сжигания мазута в значительной мере
определяется качеством его распыливания. Как будет видно
из дальнейшего, для эффективного сжигания и устойчивого
воспламенения не всегда нужен возможно более мелкий
распыл. Необходим такой фракционный состав, который
обеспечивал бы оптимальные условия развития процесса.
Огромное значение распыливания жидкости для решения
ряда технических задач привело к созданию большого
количества всевозможных конструкций форсунок. Появились
и многочисленные исследования форсунок. Большинство
этих исследований имело частный характер, относясь только
к данному конкретному типу форсунок. Вместе с этим были
поставлены и исследовательские работы по отысканию общих
закономерностей, которые можно было бы распространить
не только на испытанный тип форсунки при изменении ее
производительности и условий работы, но и на другие
форсунки, действующие по тому же принципу.
В настоящей книге изложена теория распыливания
механическими и пневматическими (или паровыми) форсунками
и даны основные расчетные рекомендации, вытекающие
из обобщения материала и подтвержденные экспериментами.
Здесь же рассмотрены распылители, нашедшие широкое
применение в топочной практике стационарных паровых
котлов, камер горения газовых турбин и промышленных
печей. Материал изложен таким образом, чтобы его можно
было использовать и в отраслях, применяющих распылители
для других целей.
Широкий диапазон мощностей промышленных печей,
энергетических топок и камер горения потребовал
рассмотрения форсунок как малой, так и большой производительности.
Появившиеся в последнее время котельные агрегаты
производительностью 500 т пара в час и выше и
намечающийся еще более значительный рост единичной мощности
котельных установок требуют создания форсунок с очень
большим часовым расходом топлива. К сожалению,
топочная техника располагает весьма ограниченными сведениями
о работе форсунок такой мощности. В книге приводятся,
данные, которые, надо полагать, окажут помощь при
конструировании распылителей большой производительности.
В отдельном гллпе рассмотрены вопросы, связанные
.о созданием ныпжочффективиого устройства (форсунки
с предварительной газификацией) для подготовки топлива
в

К сжиганию с весьма высокими напряжениями объема
И сечения. Там же помещены конструктивные схемы такого
устройства.
Наряду с освещением вопросов, связанных с распылива-
нием жидкого топлива и с конструкциями форсунок, в книге
уделено место материалам по горению единичной капли
И факела жидкого топлива. Рассмотрены также некоторые
принципы конструирования топочных устройств паровых
котлов и камер горения газовых турбин, что необходимо
для определения нужной тонкости распыливания и
характера распределения капель жидкого топлива по сечению
факела.
Главы книги 2, 3, 4 и 5 написаны Л. А. Витман; § 6-1—6-4
и гл. 7 — Б. Д. Кациельсоном; , гл. 1, § 6-5 и гл. 10 —
совместно обоими авторами; гл. 8 и 9 — И. И. Палеевым.
Материал книги обсуждался всеми авторами совместно
и отражает их общую точку зрения на все затронутые
вопросы. Авторы признательны рецензенту книги
заслуженному деятелю науки и техники проф. Г. Ф. Кнорре
за данные им весьма ценные указания и советы, которые
были учтены при окончательном редактировании рукописи.
Замечания и отзывы на книгу просьба направлять
по адресу: Ленинград, Д-41, Марсово поле, д. 1,
Ленинградское отделение Госэнергоиздата.
Авторы

ПЕРЕЧЕНЬ ОСНОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ
сж '
срг ■
Ск-
ст ■
D -
dtD -
Е -
G-
S-
Н -
М -
р.р-
Q-
Яисп -
#гор -
я-
R-
Rt-
R,r.
S -
Г, t-
U ,u, v, w -
V-
х,У,г-
- геометрическая
характеристика форсунки;
опытные
коэффициенты.
- теплоемкость пара,
-'теплоемкость *
жидкости.
- теплоемкость газа.
- концентрация
кислорода.
- концентрация
топлива.
- коэффициент
диффузии.
- диаметр.
- энергия.
- расход жидкости,
воздуха; количество пара,
испаряющегося в
единицу времени.
- вес; ускорение силы
тяжести.
- гидродинамический
напор.
- вес жидкой фазы в
долях от начального.
- давление.
- количество тепла.
- теплота испарения.
- теплота горения.
- инкремент колебаний.
- газовая постоянная.
- весовая доля капель
размером больше dt.
■ радиус.
- количество дымовых
газов.
- время.
- температура.
■ скорость,
объем.
• координаты точки.
относительный размер
капель (м гл. 9).
02 >гт — безразмерные
концентрации кислорода
и топлива.
а — коэффициент избытка
воздуха; угол;
амплитуда колебаний;
коэффициент теплоотдачи.
Р — вес кислорода,
требуемый для сжигания 1 кг
топлива; коэффициент
объемного
расширения.
Y — объемный вес.
б — толщина пограничного
слоя; пленки
жидкости; безразмерный
параметр.
8 — эксцентрицитет;
коэффициент живого
сечения.
Ф — безразмерная
температура.
б — угол.
X — длина волны
колебаний; коэффициент
теплопроводности.
\i — динамический
коэффициент вязкости;
коэффициент эмиссии
факела.
v — кинематический
коэффициент вязкости.
£ — коэффициент расхода
форсунки; смещение
поверхности струи.
Q — ПЛОТНОСТЬ.
т — время; касательное
напряжение.
о — коэффициент
поверхностного натяжения;
константа испарения.
Ф, 0 — угловые координаты
точки.
Ф — угол конусности струи.

ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ФОРСУНКАХ,
ПРИНЦИПЫ ДЕЙСТВИЯ И ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ
Первая работоспособная форсунка для сжигания жидкого
топлива была предложена А. И. Шпаковским в 1864 г.
В дальнейшем большую роль сыграла форсунка, созданная
в 1880 г. инж. В. Г. Шуховым. Благодаря технологичности,
простоте конструкции и легкости изготовления она быстро
нашла себе применение. Хотя форсунка Шухова и уступает
некоторым современным типам форсунок в отношении
удельного расхода пара, но она и поныне имеет довольно широкое
распространение.
Вслед за первыми распылителями было создано огромное
количество форсунок разных производительностей и разных
принципов действия. Они отличаются друг от друга
конструктивными особенностями, способами регулирования,
числом ступеней распыливания, характером движения смеси
топлива и распыливающей среды (воздуха, пара) и мн. др.
Классифицировать все это многообразие форсунок лучше
всего по принципу распыливания жидкости.
Известны два основных способа распыливания жидкости:
механический и пневматический (или паровой). В
соответствии с этим и форсунки делятся на две большие группы:
механические и пневматические (или паровые). В последние
годы стали применять форсунки комбинированного типа,
так называемые воздушно-(паро-)механические, а также
форсунки с предварительной газификацией.
Механические форсунки, в свою очередь, можно
условно разбить на центробежные и прямого действия.
В центробежной форсунке топливо, подаваемое
под значительным давлением, закручивается в каналах или
в специальной вихревой камере, откуда через суженное
сопло выбрасывается в объем, затопленный газом. Форсунки
такого типа изготавливаются, в основном, на давление от 6
до 60 атм, в зависимости от необходимой степени дисперги-
9

рования, от заданной производительности и от требуемой
дальнобойности струи. Потребность в форсунках большой
единичной производительности и повышенные требования
к пределам регулирования заставили прибегнуть к разным
конструктивным ухищрениям при использовании
центробежного принципа распыливания. Так появились форсунки
с обратным сливом жидкого топлива, с регулируемой
площадью закручивающих отверстий, многосопельные,
ротационные и др.
Применение больших скоростей в механических
форсунках привело к уменьшению выходных отверстий сопел
и тангенциальных отверстий вихревых камер. По этой
причине форсунки механического распыливания требуют весьма
тщательной очистки жидкости. Вместе с тем применение
больших скоростей ограничило нижний предел расхода
жидкости, так как размер отверстий нельзя делать чрезмерно
малым — это мешает нормальной работе форсунки. Что
касается верхнего предела, то ряд технических приемов и
переход на повышенные давления позволили значительно
поднять его: уже созданы форсунки с единичной мощностью
в несколько тонн топлива в час.
В форсунках прямого действия топливо, как
правило, подается под значительно большим давлением,
чем в форсунках центробежного типа. Иногда оно даже
превышает 1000 кГ/см2. Такие форсунки применяются,
главным образом, в двигателях внутреннего сгорания и в
настоящей книге не рассматриваются.
Пневматические (или паровые) форсунки, где
диспергирование в основном производится газовой
струей, имеют более сложное хозяйство и более громоздкие
коммуникации, чем механические форсунки. Но они
выгоднее механических благодаря тому, что менее требовательны
к обработке деталей и к очистке топлива.
р* Это объясняется тем, что поскольку объем газа,
проходящего через сопло, как правило, в сотни раз превышает объем
сжигаемого жидкого топлива, то и диаметр выходного
отверстия приходится делать много большим, а стало быть, и менее
чувствительным к засорению, чем в механических
форсунках. Что касается отверстия для вытекания мазута, то оно
имеет также увеличенные размеры, так как жидкое топливо,
как правило, вытекает с небольшими скоростями (1—3 м/сек).
Форсунки воздушного распыливания можно условно
ГШОип» ii;i дно основные группы — низкого и высокого
Mlfltflltin К нерпой относятся форсунки с давлением распы-

Ливающего агента до 1000 мм вод. ст., ко второй — с
давлением от одной атмосферы и выше. Имеются и форсунки
среднего давления, работающие в диапазоне давлений
©т 1000 мм вод. ст. до 1 атм. Но эти форсунки не нашли
себе широкого применения в промышленности.
Как уже упоминалось, в форсунках механического
распиливания для лучшего диспергирования обычно создаются
высокие скорости движения жидкости в камере завихрения
или в закручивающей вставке и еще большие — в выходном
сопле. Чтобы преодолеть сопротивление по тракту и создать
большие скорости, требуется высокий напор в линии подачи
жидкости.
В форсунках пневматического распыливания дело обстоит
иначе. Здесь дробление струи зависит, в основном, от
движения газовой среды; поэтому движению газовой среды
и придают большие скорости. В то же время скорость
движения жидкости крайне мала. Напор в магистрали подачи
жидкости необходим лишь для обеспечения
транспортировки требуемого количества жидкости к устью форсунки.
Поэтому в некоторых конструкциях, где применен эжек-
ционный принцип, газовая струя играет роль
подсасывающего фактора и напор жидкости не превышает, как
правило, нескольких десятых долей атмосферы. В других
конструкциях пневматических форсунок напор в линии подачи
жидкости может составить 2 ати и даже более.
Скорость газовой струи в пневматических форсунках
высокого напора достигает сотен метров в секунду.
В соответствии с этим давление газа, как правило, составляет
3—7 ати, а иногда и больше. В этих форсунках вместо
воздуха часто пользуются паром давлением 3—12 ати. Иногда
применяют пар и более высокого давления — до 25 ати.
Расход воздуха на распыливание топлива в форсунках
высокого напора составляет?—10% от теоретически
необходимого для горения. Весь остальной воздух, необходимый
для сжигания топлива, подают, как правило, через
специальные устройства — регистры.
1 Проведенные исследования показали, что хорошее
диспергирование обеспечивается, если на 1 кг топлива расходуется
1 кг распыливающего воздуха или 0,5—0,7 кг распыливаю-
щего пара.
Пневматические форсунки высокого напора бывают
прямоструйными и центробежными. Среди прямо-
струйных форсунок следует выделить группу так
называемых эжекционных форсунок, нашедших
И

весьма широкое применение в энергетике и промышленных
печах. Эжекция обеспечивается либо соплом Лаваля (в
круглых форсунках), либо особым расположением щелей (в
форсунках плоского типа). Форсунки центробежного
типа, в которых воздушный (или паровой) поток
закручивается в особых каналах или в объеме, мало используются
в энергетике, но в последнее время находят применение
при сжигании жидкого топлива в камерах горения газовых
турбин.
При малых расходах топлива форсунки высокого напора
не дают удовлетворительного распыливания. Поэтому они
работают большей частью с расходом не ниже 100 кг1чаС.
Исключением является форсунка Шухова, первые номера
которой могут применяться и при очень малых расходах.
Что касается максимальной производительности форсунок
высокого давления, то она зависит от их конструкции.
В энергетике в основном применяют форсунки,
расходующие до 2, а на промышленных печах — до 3 т мазута в час.
Форсунки низкого напора применяются,
в основном, в печной технике. Как правило, они работают
только с воздушным дутьем, но в отдельных конструкциях,
предназначенных для сжигания высоковязких мазутов,
предусмотрена подача, наряду с воздухом, и небольшого
количества пара. Последний играет, по существу, роль
подогревателя топлива в пределах самой форсунки. Расход
воздуха в этих форсунках составляет примерно 50—100%
того количества его, которое необходимо для сжигания
топлива. Скорость воздуха в месте распыливания составляет
около 50—70 м/сеКу а иногда достигает и 100 м/сек. Воздух
в форсунки низкого напора подают, как правило, незакру-
ченным. Однако имеются и конструкции, в которых
осуществлена закрутка потока. Во многих конструкциях применен
принцип двухступенчатого распыливания.
Рассчитаны форсунки низкого напора* на работу с малой
производительностью. Некоторые из них дают
удовлетворительное распыливание при крайне низком расходе,
составляющем всего 1,5 кг/час. Этому способствует относительно
большой диаметр выходного сопла. Обычно же форсунки
низкого напора применяются при расходе топлива
до 150 кг/час. В форсунках отдельных типов расход может
быть доведен до 200 и даже до 300 кг/час.-
Появившаяся в последнее время тенденция к созданию
и о ;» д у иг п о - м е х а н и ч е с к и х форсунок
объясняется стремлением использовать преимущества обоих спо-
18

_^обов распыливания жидкости. Такие комбинированные
форсунки отличаются некоторой усложненностью
конструкции, но зато расходы воздуха у них весьма малы, а давление
йо воздушному тракту не превышает 2 ати. К тому же
.комбинированная конструкция обеспечивает широкие
пределы изменения расхода без заметного ухудшения качества
распыливания, что особенно важно для камер горения
газовых турбин. Компрессор небольшой производительности
может обеспечить хорошую работу воздушно-механической
форсунки с большим расходом топлива. Такие распылители
Несомненно найдут свое место и в большой энергетике.
Прохождение жидким топливом ряда стадий до его
выгорания натолкнуло исследователей на мысль создать форсунки
с предварительной газификацией.
Требования, предъявляемые к распыливающим устройствам этого
рода, весьма невелики, так как подводимое к ним нагретое
и перегретое до высокой температуры жидкое топливо при
достаточно грубом распыливании испаряется и
газифицируется в специальной камере. Такая организация процесса
благоприятствует наилучшему смешению кислорода с
топливом, что обеспечивает выгорание при весьма малом избытке
воздуха и регулирование расходов топлива в широких
пределах. Короткий факел дает высокие напряжения объема
и сечения топочной камеры.
Чтобы рассчитать (или подобрать) форсунку, необходимо
располагать следующими исходными данными и основными
техническими требованиями:
а) производительность форсунки (расход жидкости)
G, кг/час;
б) требуемая тонина распыливания, определяемая
средним диаметром капель в струе и распределением капель
по размерам;
в) угол конусности струи;
г) плотность орошения, т. е. количество жидкости,
проходящей в единицу времени через единицу площади живого
сечения струи;
д) дальнобойность струи.
Важную роль в расчете форсунок играет определение
среднего диаметра капель, для чего существует ряд формул:
1) среднеарифметический диаметр:
__ ^\ntdL
аар ~ м
(1-1)
13

где ni — число капель диаметра dt\ N = Sn{ — сумма всех
капель; при таком методе осреднения удельное содержание
капель определяется их относительным количеством; между
тем большое количество малых капель составляет лишь
незначительную часть общей массы распыленной жидкости,
а это значит, что такое осреднение не учитывает
распределения массы жидкости по каплям;
2) среднемассовый диаметр:
где gt — вес капель размера dt;
3) в некоторых случаях за средний принимается размер
капли, отношение объема которой к ее поверхности равно
отношению суммарного объема всех капель к их поверхности
(средний диаметр по Заутеру):
4) средний диаметр выводят также из условия, что
отношение диаметра капли среднего размера к ее объему равно
отношению суммы всех диаметров капель к объему, всех
капель:
dP - , / ^ v. ; (1-4)
f
id
2
5) за средний можно принимать также диаметр капли,
объем которой равен среднеарифметическому объему всех
капель:
6) средним можно считать также диаметр капли,
поверхность которой равна среднеарифметической поверхности
всех капель:
dF^V ~^Г; ( }
7) среднелогарифмический диаметр:
lgd, = Si^; (1.7)

8) медианный диаметр dm определяется как диаметр
капли, делящей весь объем распыленной струи на две равные
части, т. е. на суммарные объемы капель
т п
S«^= 2 м?. (1-8)
г=1 i=m-{-\
размеры которых больше или меньше dm.
Выбор того или иного способа определения среднего
диаметра капель зависит от тех целей, для которых
осуществляется распыливание жидкости.
Средний диаметр капель характеризует дисперсность
далеко не полностью, поскольку при одном и том же среднем
диаметре возможны различные «распределения капель по
размерам. Поэтому необходимо знать также и это
распределение, определяемое с помощью разных эмпирических формул.
Весьма распространенной является формула:
ln/?i=-(|)"=-M" (Ь9)
где т и Ь — эмпирические константы;
d0 — размер капель, соответствующий Rt = 0,376;
RL — весовая доля жидкости, состоящая из капель,
размеры которых больше dL.
Вместо величины d0 возможно введение среднего
диаметра капель, а также любого диаметра капель, принятого
условно за наибольший. Так, если средний диаметр
определять по формуле (1-2), то:
'"*.~И'+-5-)4кГ с-'»»
где Г (l + —) — гамма-функция.
Если средний диаметр определять по условию (1-8), то:
in/г, — o,69 (-^-)m. (мое)
При определении среднего диаметра по формуле (1-3):
15

При введении некоторого условного наибольшего
диаметра dt> соответствующего определенному малому
значению /?ь формула (1-9) преобразуется к виду:
\nRi = —n(-^y= — ny'», (1-lOr)
где у - d-Jdx.
Зная распределение капель по размерам, можно найти
соотношение между диаметрами капель, полученными
с помощью различных способов осреднения, и таким
образом сопоставить опытные данные различных исследователей.
Так:
или
d = dm \™>, (1-12)
j/0,69
ИЛИ
d = rfp|/r(l-|).r(l+±) (1-13)
и т. д.
Основными параметрами, определяющими режим работы
форсунки, являются:
а) напор жидкости перед форсункой; зная
производительность форсунки и напор, можно рассчитать насосное
оборудование;
б) скорость распыливающего газа (или пара) — для
пневматических форсунок; расчет потерь напора в форсунке
в газовом (паровом) тракте дает возможность подобрать
нагнетатель для подачи воздуха или определить давление
пара, подаваемого в форсунку;
в) соотношение между весовыми расходами жидкости
и газа в пневматических форсунках;
г) противодавление в камере.
Зная производительность и задавшись скоростью, можно
определить диаметр жидкостного сопла форсунки, а в
пневматических форсунках также и размеры щели для газа
(или пара).
16

ГЛАВА ВТОРАЯ
УРАВНЕНИЯ ДВИЖЕНИЯ СТРУЙ ЖИДКОСТИ
В ПОТОКЕ ГАЗА
§ 2-1. Основные уравнения гидродинамики
Движение жидкой струи в среде газа описывается
уравнением движения и неразрывности каждой фазы и условиями
на границе раздела фаз. В векторной форме эти уравнения
записываются в следующем виде [Л. 2-2, 3, 4]: уравнения
движения (газа или жидкости)
qF — grad р + \i I \j2v + -3- grad div v \ =
= Q[§ + (v,grad)v]; (2-D
уравнение неразрывности
dQ
dt
dQ +div(Qi>) = 0. (2-2)
Здесь F — объемные силы, действующие на единицу
массы (когда объемной силой является вес, то F = g-l,
где g — ускорение силы тяжести);
q — плотность среды;
\i — вязкость среды;
р — давление;
v — скорость;
/ — время.
В случае несжимаемой среды плотность постоянна (q =
= const), уравнения (2-1) и (2-2) упрощаются и принимают
вид:
Qg — gradр + \iy2v = Q||H.4. (y,grad)i>
(2-3)
divy = 0. (2-4)
Для установившегося процесса вообще опускают члены,
соответствующие локальной нестационарности. Однако
по самому режиму работы форсунок устойчивого
стационарного режима не получается. Основным в принципе работы
форсунок является нестационарность процесса, получение
2

Волн, которые приводят к распаду жидкости на капли.
Подробнее этот вопрос рассмотрен ниже.
Для решения системы уравнений, написанных раздельно
для каждой из сред, необходимо знать начальные и
граничные условия, устанавливающие связь между скоростями
и давлениями в плоскости истечения струи, а также условия
взаимодействия фаз на границе раздела. Кроме того, нужно
иметь представление о форме поверхности раздела в
плоскости истечения струи.
§ 2-2. Условия механического взаимодействия
на поверхности раздела сред жидкость — газ
Поверхностный слой по своим свойствам в значительной
степени отличается от остального объема жидкости
вследствие того, что молекулы этого слоя находятся под
воздействием силовых полей молекул различных сред. В
результате на молекулы поверхностного слоя действует сила,
направленная перпендикулярно к поверхности внутрь
жидкости, — молекулярное давление. Толщина
поверхностного слоя весьма мала и составляет
величину порядка молекулярных размеров. Вследствие действия
молекулярного давления поверхностный слой жидкости
аналогичен растянутой пленке, стремящейся сжаться. Этому
сжатию препятствуют силы, касательные к поверхности
жидкости, называемые силами поверхностного
натяжения.
Увеличение поверхности раздела фаз на величину dSrp
связано с затратой работы сил поверхностного натяжения
и приводит к увеличению внутренней энергии поверхностной
пленки жидкости dE = cdSrp.
Энергия Е представляет собой ту часть внутренней
энергии, которая может быть превращена в работу при
изотермическом сжатии, и называется свободной
энергией; а — коэффициент поверхностного натяжения,
численно равный изменению свободной энергии Е пленки
при увеличении поверхности раздела фаз на единицу:
°—sk- <2-5>'
Числен на я величина коэффициента поверхностного
натяжении мшист1 от физических свойств граничных сред.
18

В состоянии равновесия величина свободной энергии
должна быть минимальной, поэтому жидкая струя стремится
При равновесии принять форму с наименьшей поверхностью.
Наличие сил поверхностного натяжения приводит в
случае криволинейной поверхности раздела к тому, что
давления в жидкости и газе не равны. Эта разность давлений
определяется формулой Лапласа:
Рж — Рг = а{т^+-щ) =Ро> (2"6)
где R1 и R2 — главные радиусы кривизны поверхности
раздела фаз.
В общем, для границы раздела жидкость — газ могут
быть записаны следующие условия:
а) тангенциальная составляющая скорости на поверх-
/ ности раздела фаз должна оставаться непрерывной по
условию отсутствия скольжения фаз относительно друг друга:
<\« = vxr\ (2-7)
б) при отсутствии фазового превращения нормальные
составляющие скорости равны нулю:
**« = vnr = 0; (2-8)
в) касательные напряжения равны друг другу:
*ж = V (2-9)
г) нормальные напряжения равны друг другу:
Рг + Ра = />«• (2-Ю)
Выберем прямоугольную систему координат так, чтобы
ось у была направлена по нормали к поверхности раздела
фаз. Тогда граничные условия преобразуются к виду:
(Ож = Ыг; (2-п)
ъ = |*(^ + -%0 = *(^+ -%*); (2",2)
V = ^(%- + ^)=^ + ^); (2-12')
Р« + 2^^*- = Рг + 2^+а(^ + ^). (2-13)
2*
19

§ 2-3. Система критериев подобия
Интегрирование составленной системы уравнений
представляет значительные трудности и возможно только в
отдельных частных случаях. Поэтому при решении ряда
практических задач приходится прибегать к опытам. В связи с этим
весьма важным является выяснение условий обобщения
результатов единичных опытов методом подобия [Л. 2-1,
5 и 6].
Подобными называются такие явления, в которых
поля безразмерных одноименных величин идентичны. Эти
явления описываются одними и теми же безразмерными
уравнениями.
Для приведения уравнений к безразмерному виду
необходимо выбрать масштабы всех величин, характеризующих
явление, и, введя эти масштабы в уравнения, поделить все
члены на коэффициент при одном из них. При этом
получаются безразмерные комплексы — критерии,
которые должны быть одинаковыми для всего класса
подобных явлений. Таким образом, любая безразмерная величина
является функцией критериев, составленных из условий
однозначности (т. е. размерных аргументов процесса).
В качестве масштабов в рассматриваемом случае могут
быть приняты следующие величины:
а) характерные скорости газа и жидкости, например
средние расходные скорости на выходе из сопла vm и vr0\
б) ускорение силы тяжести g;
в) физические свойства газа и жидкости: q>k, qf —
плотность; [гж, [ir — вязкость; о — поверхностное натяжение;
г) характерный размер, например диаметр сопла d0;
д) характерный промежуток времени, например время
от момента выхода до качала распада струи Т.
В результате указанных преобразований уравнений
получается следующая система критериев:
бж^жо^о и J№o__o характеризуют гидродинамические ре-
Цж 1-1г
жимы течения жидкости и газа;
^- характеризует соотношение инерционных сил и силы
тяжести в струе;
—~— и —~- характеризуют соотношение потерь давле-
£жужо СЛ-о
ния в струях;
^ж0 критерий гомохронности;
20

—— соотношение скоростей газа и жидкости;
—^ соотношение вязкостей газа и жидкости;
^ж^жо соотношение напряжений сил поверхностного
натяжения и вязкости жидкости.
Эти отдельные критерии могут быть заменены их
комбинацией. Например, вместо первых двух критериев могут
быть заданы один из них и соотношение: qJqf.
Критерий ^ж^жо может быть заменен комбинацией:
Цж^жо . ^жо 4)£ж == Зж^жО^О
Вместо критериев QyKVyK0 ° * и ^ж^жо можно ввести один
М-ж а
из них и их отношение т- и т. д.
QnOdo
Критерии, составленные из величин, входящих в условия
однозначности, являются определяющими, т. е.
безразмерными аргументами процесса.
Система определяющих критериев зависит от постановки
задачи и от выбора соответствующих граничных и
начальных условий и поэтому может изменяться.
Общее число определяющих критериев находят с помощью
следующего простого правила теории размерности:
наибольшее необходимое число определяющих безразмерных комплексов
равно разности между числом масштабных величин и числом
их размерностей.
Во многих случаях число определяющих величин
практически сокращается. Это имеет место, если заранее известно
или установлено опытом, что те или иные факторы могут
быть изъяты из уравнений ввиду незначительности их
воздействия на искомую величину.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
РАСПАД НЕЗАКРУЧЕННЫХ ЖИДКИХ СТРУЙ
§ 3-1. Физический характер явления
Многочисленные экспериментальные исследования
показывают, что струи жидкости, вытекающие из отверстия
в среду газа, пульсируют. При определенных условиях
пульсация жидкости усиливается вдоль струи и приводит к рас-
21

паду ее на капли. Характер пульсационного движения
зависит от формы сопла, из которого вытекает струя, масштаба
начальной турбулентности жидкости в струе, физических
свойств жидкости и газа и их относительной скорости.
На рис. 3-1 приведены результаты одного из опытов
В. И. Блинова и Е. Л. Фейнберга [Л. 3-1 ] по определению
формы струи, вытекающей из эллиптического отверстия.
По оси абсцисс отложено расстояние г от среза сопла, из
которого происходит истечение, а по оси ординат — толщина
струи 26. Из рисунка видно, что на некотором расстоянии
от отверстия развиваются неустойчивые колебания с резко
возрастающей амплитудой, которые вызывают распад струи
на части.
На рис. 3-2 показаны заимствованные из работы О. Гольд-
фельдера [Л. 3-9] фотографии струй воды, вытекающих
из цилиндрического сопла с различными скоростями в среды
различной плотности. Видно, что чем больше плотность среды
газа и скорость истечения жидкости, тем интенсивнее
происходит разрушение струи.
Схематизируя формы движения и разрушения струйного
течения жидкости, можно говорить о распаде при
симметричных колебаниях, при которых не происходит
деформации оси струй (рис. 3-2, а—г), о распаде при волнообразных
колебаниях, при которых происходит волнообразное
искривление оси струй (рис. 3-2, д и ё) и о распыливании (рис. 3-2,
ж—и).
На рис. 3-3 показана зависимость предельных скоростей
истечения от противодавления или плотности воздуха для
различных форм распада.
Время Т, отсчитанное от момента истечения струи до ее
распада, и длина L сплошной части струи связаны
соотношением:
L = Tv, ' (3-1)
где v — средняя скорость на участке L, близкая к средней
скорости истечения струи.
На рис. 3-4 представлена зависимость длины L сплошной
части водяной струи от скорости истечения v и диаметра
отверстия сопла [Л. 3-18].
Чем больше диаметр струи, тем длиннее ее сплошной
участок. Однако во всех случаях при некоторых скоростях
наблюдается максимум на кривой L = f (v), после которого
имеет место значительное уменьшение длины сплошной части
струи.
22

30
80
ID
60
50
Щ
30
20
W'3cm
2b
шлл/Ы
0 5 10 15 20 25 30 35 ±0 45 50 мм
Рис. 3-1. Форма струи, вытекающей из эллиптического отверстия.
Рис. 3-2. Фотографии водяных струй, вытекающих
из сопла.
фотографии расположены в порядке возрастания скорости
и противодавления.
23

130
120
110
WO
SO
so
10
60
50
40
30
20
10
riT'l ""ITI I Г I I I
1
1
1
4
M
\\\ HJ
\\\ НШ
Hi ПтгНн
111ТВ4^1Ш
r>>IJ3 и
1 1 RrTr-khl-t-J
0 2 4 6 8 10 12 Ш 16 18 20 ama
Рис. 3-3. Зависимость
предельных скоростей истечения от
противодавления для
различных форм распада.
Диаметр сопла 0,5 мм. Области:
1 — распыливания; 2 —
волнообразного профиля с отрывом; 3 —
волнообразного профиля; 4 —
распада.
СМ
'Ю
?п
til
11)
\l
J
/
I
1
1
1
й
г
/
A
v
\
\
1
у®
f
\U8
\
\
\
\
\
1,0ti\
0t58
i
\
\
«=4
)^Ы
*"
v\
0
8 м/сек
Рис. 3-4. Зависимость длины L
сплошной части водяной струи
от скорости истечения и
диаметра отверстия сопла.
Цифры у кривых — диаметр
отверстия сопла d0, мм.
ММ
2400
2200
2000
1800
1600
тоо
1200
1000
800
600
400 \
200\
п
L
1 Г
1 1
1 1
1 \
уч
J i
\ 1
\1
I/
^W**
/.'
1
\
/о \
i
-~&*L
/ и
о
о
N
X
■' *ч|
к
""-
-JLo
0 в
3
<о.
-~J~CL_-
0 &
\
о
v 1
9 м/с
Рис. 3-5. Зависимость
длины L сплошной
части струй жидкостей
с различными
физическими свойствами от
скорости истечения v
из сопла.
Сплошные линии —
распад струи без
воздействия воздуха;
пунктирные линии —
волнообразный профиль.
24

Сопоставляя формулу (3-1) и кривые рис. 3-4, можно
заключить, что при малых скоростях истечения, где длина
сплошной части струи пропорциональна скорости, время
распада Т постоянно. Правая часть графика на рис. 3-4
показывает быстрое убывание времени Т при увеличении
скорости, что свидетельствует о снижении устойчивости
струйного течения.
На рис. 3-5 показана аналогичная зависимость L = f (v)
для струй воды (/), газойля (2), глицерина (3) и касторового
масла (4) [Л. 3-8]. Из рисунка видно, что длина сплошной
части струи и величина скорости, при которой начинает
резко уменьшаться устойчивость струи, зависят от
физических свойств жидкости.
Зависимость длины сплошной части струи от напора при
распаде высокоскоростных струй получена Л. Ф.
Верещагиным, А. А. Семерчаном и С. С. Секояном [Л. 3-3].
§ 3-2. Аналитические решения
Задача о распаде струй решается посредством
рассмотрения устойчивости данного течения жидкости.
Математическое исследование устойчивости движения по отношению
к малым возмущениям может быть проведено с помощью
уравнений движения. С этой целью на стационарное
основное течение накладывается нестационарное малое
возмущение так, чтобы результирующее движение удовлетворяло
уравнениям движения. При скоростях истечения, имеющих
практический интерес, влияния силы тяжести на движение
жидкости можно не учитывать. В этом случае па жидкую
струю действуют силы вязкости, поверхностного натяжения
и гидродинамического давления.
Впервые условия распада струи под действием
капиллярных сил были сформулированы Релеем [Л. 3-17], который
рассмотрел движение цилиндрической струи невязкой
жидкости под действием сил поверхностного натяжения в
условиях, когда скорость истечения струи столь мала, что можно
пренебречь гидродинамическим взаимодействием струи
с окружающей средой.
В цилиндрических координатах (г, z, ср) уравнение
возмущенной поверхности струи по Релею может быть записано
в виде:
г = а0 + / (ф, г), (3-2)
25

где / (ф, z) — малая величина, которую можно разложить
в ряд Фурье:
/ (ф, z) = V ап cos яф cos —. (3-3)
Здесь п = 0, 1, 2 . . .;
k — волновое число;
ап — амплитуда колебаний, зависящая от времени.
Величина а0 не остается постоянной во время движения,
ее значение должно определяться условием постоянства
заключенного в цилиндре объема. Легко показать, что
~2
1—4--^f) при л= 1,2,3,
ао = го[1—-т) ПРИ я = 0,
(3-4)
где г0 — радиус невозмущенного цилиндра.
Выражение для потенциальной энергии системы,
определенное на единицу длины, показывает, что для
несимметричных колебаний (п > 1) начальное положение является
устойчивым [ап — cos (pt— е)], и колебания не приводят
к распаду струи. В случае же симметричных колебаний (п =
= 0) выражение для потенциальной энергии имеет вид:
2
E„ = ±no(k*-l)^.. (3-5)
Из выражения (3-5) видно, что при k < 1 равновесие
неустойчиво, т. е. неустойчивы колебания с длиной волны к,
большей длины окружности невозмущенного цилиндра:
X==l^L>2nr0. (3-6)
При этом амплитуда колебаний может быть написана
в виде:
Для распада существенны быстро растущие колебания,
имеющие наибольшее значение инкремента q.
Кинетическая энергия струи единичной длины
определяется по теореме Грина через потенциал скорости,
удовлетворяющий уравнению Лапласа.
26

Для случая п — 0 кинетическая энергия
Из уравнений (3-5) и (3-7) для потенциальной и
кинетической энергий методом Лагранжа получаем для любых
значений п уравнение:
r)2n a ik\„ (ik)
П ' ^'-Т^Пл1^ + ^-1)ап = 0. (3-8)
d/2
При п = 0 а0 — eqt и выражение для инкремента колебаний
имеет вид:
^--^•-Т^^(1-^2)- (3-9)
В этом выражении I0 (ik) и 1^ (/А) — функции Бесселя.
Неустойчивость имеет место при k < 1 (как это уже
указывалось). Анализ уравнения (3-9) позволяет найти наиболее
быстро растущее колебание, определив d (q2)Idk = 0. Длина
волны этого колебания не зависит от физических свойств
жидкости и окружающей среды и оказывается равной:
к=2лг±==902г^ (3-10)
Размер первичных дробленых элементов, на которые
распадается струя, определяется объемом жидкости,
заключенной в части струи, равной длине волны этого колебания,
которая примерно в девять раз больше радиуса струи.
При этом распад струи на капли может происходить
постепенно в том смысле, что образующиеся дискретные элементы
жидкости пульсируют и в некоторых случаях в свою очередь
распадаются на более мелкие капли.
Решение аналогичной задачи для случая, когда нельзя
пренебречь влиянием гидродинамических сил
взаимодействия сред, проведено Г. И. Петровым и Т. Д. Калининой
[Л. 3-12] при допущении, что жидкость и газ идеальны
и не сжимаемы. Движение струи жидкости и окружающего ее
газа рассматривается состоящим из основного стационарного
течения с постоянными скоростями и относительного пуль-
сационного движения. В этом случае уравнения пульсацион-
27

ного движения для каждой из сред могут быть приведены
к виду:
dvr , dvr 1 dp уо t 4 ч
!5Г+"»-5Г = -Т"£ ИТ- Д- (3"П)
Уравнение неразрывности для каждой из сред может быть
приведено к уравнению Лапласа для пульсации давления:
dr2 "*" dz2 "^ г* ' ду* ^ г ' дг ~v' W"1ZJ
Пульсация давления ищется в виде:
р = а(г)е » etm>, ДЗ-13)
где амплитуда а (г) определяется из уравнения Бесселя
при удовлетворении соответствующих граничных условий:
конечности решения при г = 0иг=г0и условий (2-8)
и (2-10).
В результате ряда преобразований Петров и Калинина
получают условие неустойчивости струйного течения.в виде
неравенства:
>^^^(ё-^). (3-.4,
Здесь К'п, К„, 1^, 1Я — функции Бесселя.
Распад струи возможен как при симметричных (п = 0),
так и при несимметричных колебаниях (п > 1 и k > 1),
если удовлетворяется условие (3-14).
На рис. 3-6 представлена зависимость параметра 6
от коэффициентов п и k на границе устойчивости струйного
течения. При значениях k < 1 независимо от величины
параметра б колебания с параметром /г = 0 всегда возрастают,
а с параметром я > 1 никогда не приводят к распаду струи.
Когда же k > 1, то распад струи может произойти в
результате развития колебаний с различными п\- с возрастанием
параметра 5 сложные колебания приводят струю к распаду.
Следовательно, безразмерный параметр
6 _ Ъыт* (рж — fг)2
о
28

определяет характер распада струи. Относительный размер
капель, образующихся при распаде, служит функцией
этого параметра.
Полученное решение является обобщением условия Релея
(3-9), которое может быть получено, если в выражении
(3-14) положить, что
f ж = Vr =Т О И
0.
Ш
Щ 1
Г
vr
Мы
-
*
Вебер [Л. 3-2] на основе
теории малых колебаний
аналитически определил условия
распада и длину сплошной
части струи вязкой жидкости,
вытекающей в среду
невязкого газа. Определение
произведено при двух формах
возмущающего движения:
симметричных и волнообразных
колебаниях жидкости в струе. В
частном случае Вебер получил
решение Релея для невязкой
жидкости.
Полагая, что на основное
течение налагаются малые
симметричные возмущения (п = 0),
Вебер пишет уравнения
относительного движения вязкой
жидкости и соответствующие
граничные условия. При этом,
вследствие малости
возмущений поверхности и пульсаций давления, а также их
производных, Вебер пренебрегает произведениями и высшими
степенями указанных величин. Это дает возможность при
написании уравнений относительного движения вязкой
жидкости для малых колебаний пренебречь конвективными
членами. В результате вместо полной производной от скорости
йо времени получаются частная производная и система
Линейных уравнений. Решение этих уравнений слагается
из отдельных частных решений, например, с помощью
рядов Фурье.
Условия (2-6)—(2-10) несколько упрощаются вследствие
того, что \хг = 0. При этом опускается условие (2-7), а
условие (2-9) приводится к виду:
(тж)гр = 0. (3-15)
29
300
250
200
150
100
50
v / 2 3 Ч 5 $ 7 8 9 10
Рис. 3-6. Границы устойчивости
течения цилиндрической струи
при различных колебаниях.
Цифры у кривых — значения п.

Воздействие окружающей воздушной среды учитывается
условием (2-10), в котором величина пульсации воздушного
давления получается интегрированием линеаризированных
уравнений Эйлера, описывающих движение воздушного
потока, и уравнения неразрывности. Интегрирование
проведено с учетом наличия гидродинамического потенциала
скорости .
Вывод, аналогичный решению Релея, приводит после
ряда упрощений и преобразований к следующему
приближенному условию для случая длинных волн (k <C 1):
,f + f Je^tf = -°.(i-A')A« +
Qm/0 ^жГ0
+ -S^-fo(k). (3-16)
Здесь v0TH — относительная скорость сред;
i H' tik)
/0(fe) = т^—>0,
где Н0 (ik)y H[ (ik) — функции Ганкеля нулевого и первого
порядка соответственно.
Все колебания при q >> 0 приводят к распаду струи.
Однако решающим является наиболее быстро растущее
колебание.
Длина волны наиболее быстро растущего возмущения
определится из условия:
1 = 0 ■ Й<°-
Для случая распада жидкой струи без воздействия
окружающей среды величина параметра qonT определяется по
формуле:
. (3-17)
V4
0 , 6)ХЖ
а
При этом длина волны
30

Время начала распада, отсчитанное от момента
истечения струи, равно:
j-«=ii"t-int(i//z¥+%b)' <з-18>
Здесь |0 — возмущение поверхности струи в момент
истечения,
В безразмерном виде формула (3-18) может быть записана:
2^ж
Го-^ГТ-==К
2 оЯжГ0 \3/g , / 2 GQx/o
9 hL / ' I 9 и»
(3-18')
Сопоставление формулы (3-18') с опытными данными
[Л. 3-8] дало значение К = 10.
Здесь необходимо отметить, что значения длин волн,
рвущих струю, в отличие от решения для невязкой жидкости
(Релей, Петров и Калинина) будут зависать от значения
вязкости жидкости.
Приложение рассмотренного решения Вебера к случаю
распада плоской струи невязкой и вязкой жидкостей дано
в работах А. С. Лышевского [Л. 3-14, 16]. Распад полой
струи рассмотрен в работе того же автора [Л. 3-15]. Однако
практического интереса эти работы не представляют, так
как полая струя без закрутки не осуществима на сколько-
нибудь заметной длине, а_одномерные.колебания в плоскости
невероятны. При этом задача о полой струе поставлена
~~не корректно.
Условия распада струи невязкой жидкости, вытекающей
из эллиптического отверстия, определены Ю. Ф. Дитяки-
ным [Л. 3-11] в виде следующего уравнения связи:
V^=
S^b
X
X V{-^4^(a -Sl-b) — k26AB. (3-19)
Здесь e = Q/@f где а и b — полуоси эллипса;
Л =■
6 = vdQfTo.
Cem (g0 — p) .
B __ Fem (£0 — p)
d Fem (g0 — р)Щ0
31

где Cem и Fem — модифицированные функции Матье
первого и второго рода;
£0 = arc th 6 — безразмерная величина;
k2(\ — e2)
Переход от устойчивых колебаний к неустойчивым
характеризуется условием:
\—e2k2[A —
в =
V Яж /
е3*МД
(3-20)
Для малых значений (>г/()ж формула (3-20) упрощается
к виду:
iV'^-V-
— s2£2
е3Л *
(3-21)
На рис. 3-7 показана зависимость безразмерного
инкремента колебаний #
}Л
от волнового числа k —
2т
ДЛЯ
0,6
6,4
0,2
ю
Vw
?vV-
e=Q£,
6=0,3
' е=/
\
,|
lJ
п
ом
0,8
1,2
различных значений е,
вычисленных по формуле
(3-21).
Из графика видно, что
увеличение эллиптичности
(уменьшение е) приводит
к смещению максимума
в сторону малых длин
волн (больших k) и к
увеличению неустойчивости
струи. Опыт качественно
подтверждает указанные
выводы.
Различные условия
распада жидких струй
подробно рассмотрены в
работе В. Г. Левича [Л. 3-13]. Ниже кратко изложены
только те вопросы, которые могут иметь
непосредственное отношение к распыливанию жидкости в форсунках.
Поэтому не излагается та часть работы, в которой
рассматриваются вопросы устойчивости "и распада весьма
вязких жидкостей. Во всех рассмотренных случаях были
32
Рис. 3-7. Границы устойчивости
течения эллиптической струи при
различных значениях коэффициента
эллиптичности е.
Цифры у кривых — значения г.

получены уравнения для определения комплексной частоты.
Из этих уравнений определялись комплексные частоты
неустойчивых колебаний как функция волнового числа.
Из условия максимальности этой функции вычислялись
волновое число и частота наиболее неустойчивого
колебания. Далее определялись время распада и длина сплошной
части. Автор [Л. 3-13] не ставил целью получение
абсолютных расчетных величин и устанавливал связь между
параметрами, характеризующими процесс в каждом
частном случае.
При симметричных колебаниях струи, движущейся с
малой скоростью, влиянием окружающего струю газа можно
пренебречь. Но и тогда для определения комплексной
частоты получается весьма сложное уравнение, которое
в общем случае не может бытв решено аналитически:
2 2уж£2 |у ,.,, 2kl Ii(tfe) т' ,r/v"|
Qy0 [[ /г)"u^)*"^т^, ^2Z)
'(TO
где
1* = & + A, v
Здесь и далее производные от бесселевых функций взяты
по переменной г.
В предельном случае маловязкой жидкости и длинных
волн (к > r0, k < 1; только эти волны приводят к распаду)
имеет место неравенство <7^v>k ^ ^ и> следовательно,
/ > k. Для этого случая условие неустойчивости колебаний
идентично результату, полученному Релеем (3-9) и (3-10).
За время / = 1/#макс = 8,46 УяжгУ° амплитуда
колебаний возрастает в е раз, поэтому время распада Т
пропорционально t, а длина нераспавшейся части L ~ vT.
Формулы применимы при условии }^г0о/джУ2ж > 1 (т. е.
WQSo* « !)•
Решение уравнений движения для случая
длинноволновых произвольных деформаций упрощается благодаря
следующим соотношениям:
dvT диг 1 dvu V4
дг дг г дЬ z " ГУ ь
3 Заказ 803
33

Кроме того, вследствие малости радиуса струи можно
не учитывать изменения компонента vz по радиусу. В этом
случае уравнение движения в цилиндрических координатах
имеет вид:
£=£•■%-+**-*■ (3-23>
и для комплексной частоты получено уравнение:
?2 + 2уж-^ = -^з(1-^-^). (3-24)
Вещественное значение q получается только при п = 0.
Таким образом, как уже выше указывалось, при малых
скоростях движения струи распад происходит только
в результате симметричных колебаний (я = 0); при этом:
?жГ0
* = --^±|/ № +^V(l~n (3-25)
Колебания с я>0 устойчивы.
Величина q достигает своего максимального значения
при
1
r"W W,
2Qmr0o
+ 2
Значение qMmic совпадает с формулой (3-17), полученной
Вебером.
Однако длина волны наиболее неустойчивого колебания
имеет иную величину, равную:
Задача о распаде струи жидкости при больших скоростях,
т. е. в условиях, когда необходимо учитывать динамическое
воздействие газа на поверхность жидкости, рассмотрена
в предположении, что вязкостью газа можно в первом
приближении пренебречь. Считается, что газ движется со
скоростью vr вдоль оси z, а струя не движется. Тогда для
потенциала скоростей в газе записывается уравнение:
Афг - 0. (3-26)
34

При написании граничных условий предполагается
равенство нулю касательных напряжений, но учитывается
равенство не только нормальных, а и касательных составляющих
скоростей газа и жидкости. При этом для потенциала
скоростей получается следующее выражение в случае
симметричных волн:
Фг=^ + 6К0(~:)^ + <?', (3-27)
(ъ \ ' / 'ь \ inn
— \ — -тг Но \~~)е 2 —бесселева функция
2-го рода (функция Макдональда), обращающаяся в нуль
на бесконечности.
Из этого уравнения находится распределение скоростей
и давлений в газе. При этом получается следующее
выражение для Ъ\
и „ rQq + ikv 1 е
где £0 — начальное смещение поверхности. Смещение
поверхности
ikz . ,
Скорость в газе vr связана следующим соотношением
со скоростью вылета струи v0:
ъо
что получается из условия образования пограничного слоя
в газе у поверхности струи. Для определения комплексной
частоты q после ряда преобразований и упрощений (опущены
малые члены qrq2 и Qr l Vrq ) получается уравнение:
4 r20i0(ik) L'v ; I'-^-k* ii(t/) 'v >p
ok ,, , „ I, (ik) P — k* ,
бж'о
•t1—«J In«*)' p
3 V* "•/ Io(«) /2 + A»
+
erfe4 Ko(ft)ii(") p—**
Сжго Kl {k)!°('ft) /2 + *'
(3-28)
35

В случае коротких волн аргументы бесселевых функций
велики по сравнению с единицей, и после применения
ассимптотических решений
Ко(х) = -Ко(х)^}/-^
2хв
и упрощения получается решение:
— °kS l2 — k* Яг$У2г /2 — £2
~~ ' ,.3 ' /2 _f_ £2 + 2 ' /2 _^£2
(3-29)
Для случая малой вязкости было показано, что линейный
член q мал по сравнению с квадратным и / > k. Поэтому:
-^Taf • (З-зо)
Таким образом, при больших скоростях и малой вязкости
неустойчивыми являются колебания при
т. е. при относительных длинах волн
к 2яст
r° ~ Qr^ro
Величина q имеет максимум при значении
« 2 Qr#0
3 а '
равный:
«_.-о,4/4 •. (3-3|)
За время Т, равное:
Т ^ 2,6 -4 l/-% . (3-32)
амплитуда увеличивается в е раз.
36

Таким образом, размер капель, получаемых при распыли-
вании маловязкой жидкости, является функцией критерия
QrvrrJo и уменьшается по мере увеличения этого критерия.
Выведенные формулы применимы при
о у Яж ^
Для вычисления времени распыливания использован
[Л. 3-131 закон сохранения энергии. Энергия,
передаваемая жидкости газовым потоком, расходуется на
диссипацию и образование новой поверхности.
При этом время распыла получается равным:
т-^у/Г¥-ь (з-зз)
и длина сплошной части L — ]/rQjQr-r0 не зависит от
скорости движения газового потока. Однако эта формула только
приблизительна и дает лишь порядок величины.
В случае произвольных, но достаточно длинных волн
(k < 1) решение для комплексной частоты имеет вид:
^ ^ 2^_ ^Ч,/М. (3.з4)
Для маловязкой жидкости, пренебрегая линейным
членом, получаем решение в виде:
/Qrk*v2T In -A. Gk2
Наибольшему значению q соответствуют симметричные
волны (п = 0).
При больших скоростях, когда
Qrv№ »-f k\
«=i/¥'T*a(-in4)'". »«)
и максимальное значение qMa¥C ^ 1/— •— наступает
при k - 0,75 (т. е. К & 8г0).
37

При этом:
Т-Т1-^ l/-7T ' 1Г и L~l/-7T ■ V (3-37)
Чмакс у Qr vr I/ Qr
Маловязкая жидкость при воздействии воздуха
распадается на капли вследствие возникновения длинных и
коротких неустойчивых воли различного порядка, причем время
распада имеет один и тот же порядок.
Полученные зависимости можно распространить на массы
жидкости произвольной формы.
Для маловязкой жидкости при малых скоростях
Г — т/^ж'о .
При больших скоростях
Полное аналитическое решение задачи о распаде струи,
включая определение размеров капель, представляет
в настоящее время значительные трудности.
Получающиеся капли являются результатом сложного
процесса дробления первично образующихся более крупных
капель. Последний процесс мог бы быть выражен
уравнением пульсационного движения и граничными условиями,
соответствующими промежуточным состояниям капель.
Однако сформулировать граничные условия для
промежуточных стадий не представляется возможным, так как нельзя
проследить все сменяющиеся формы распада струи. Таким
образом,, данная схема исключает возможность полного
аналитического решения задачи. Тем не менее представляется
целесообразным из уравнения неустойчивости струи вывести
критерии подобия, которые характеризуют процесс распы-
ливания. Если учесть, ^т° ПРИ подобии процессов должны
сохраняться теми же самыми соотношения между длиной
волн колебаний и диаметрами получающихся капель, то
nav основании эксперимента можно получить вид
функциональной связи между критериями. Это даст возможность
определить средний размер капель.
38

§ 3-3. Система критериев, характеризующих
распыливание незакрученной струи
Критерии подобия, характеризующие распыливание вяз-
кьй жидкости, вытекающей из цилиндрического насадка,
могут быть получены в результате анализа уравнений (3-16)
или (3-29). При этом необходимо учесть, что инкремент
колебаний q, входящий в уравнения, обратно пропорционален
промежутку времени Т от момента истечения струи из фор--
сунки до начала ее распада и может быть заменен в
критериях величиной 1/7\ Волновое число k в критериях выражено
через длину волны колебаний 2яг01к.
После некоторых преобразований получим следующие
критерии [Л. 3-4, 6]: *
Пх
(3-38)
п _ Qrv2d0 . п _ d0 t n __
О ' 3 к .' 4 QrV*T'
Критерии Пх и П2 являются определяющими.
Критерии же П3 и П4, содержащие величины к и Т, являются
неопределяющими.
Полагая, что для подобных процессов 1/П3 = kid =
= idem, где d — средний диаметр капель, можно вместо
критерия djk ввести в рассмотрение критерий djd или
обратную ему величину, т. е. d/d0.
Тогда функциональная связь (3-38) между критериями,
характеризующими средний размер капель, представится
в виде:
d -f( P* QrMp) /оопч
Критерий |Яж/£жай0 характеризует соотношение сил
вязкостных, инерционных и поверхностного натяжения.
Критерий Qrv2d0/a характеризует отношение
инерционных сил воздушного потока к силам поверхностного
натяжения, т. е. учитывает взаимодействие деформирующейся
струи с внешней средой.
1 При написании критериев вместо радиуса струи г0 за определяющий
размер принят диаметр d0 = 2г0.
39

Критерий dld0 дает отношение среднего диаметра капель
к характерному размеру и определяет степень дисперсности
факела.
При малых значениях вязкостных сил жидкости по
сравнению с инерционными силами и силами поверхностного
натяжения процесс распада будет определяться лишь
критерием Qrv2dJo.
При этом уравнение (3-39) упростится и примет вид: *
"£- = / {*%*) • (3-40)
Численные значения коэффициентов в функциональной
связи (3-39) могут изменяться в меру различия начальных
условий истечения струи, которые в свою очередь
характеризуются особенностями различных конструкций
форсунок.
Однако вид функциональной связи должен остаться
неизменным для различных форсунок.
Необходимо отметить, что полученная зависимость не
учитывает торможения газового потока струей жидкости,
имеющего место в пневматических форсунках, так как в
критерии входит начальная относительная скорость. В зависимости
от величины критерия \iJqvv2T, характеризующего время
распада, и в зависимости от соотношения количества газа
и жидкости изменение скорости в процессе распыливания
будет различным. Этот вопрос будет рассмотрен отдельно, при
анализе данных по распыливанию жидкости пневматическими
форсунками.
§ 3-4. Основные характеристики распыленной струи
Как выше указывалось, при определенных условиях
вытекающая струя весьма неустойчива и почти у самого устья
распадается на части, которые продолжают дробиться.
В результате получается распыленная струя, состоящая
из капель различных размеров.
Исследования М. С. Волынского [Л. 3-7] показали, что
устойчивыми в потоке газа являются капли, размеры которых
1 В решении Релея, где рассматривается распад невязкой жидкости
при отсутствии воздействия внешних сил, величина djd0 имеет постоянное
значение.
40

не превышают некоторой величины, определяемой для
невязкой жидкости условием:
Ог^макс <и (3-41)
Здесь dMaKc — начальный размер капель.
Исследованию конечных размеров капель, образующихся
при распаде, посвящена работа Треша [Л. 3-21 ]. По этим
данным имеет место уравнение:
Zx (1 + а^)1/!* (1 — a2Z3) = /С = const. (3-42)
Здесь
,.2
у <J . у ГЖ у От.
1 вх^^макс * ^ж^макс вж
ах; а2; /С — постоянные.
Треш, основываясь на опытных данйых Бэра, определил
численные значения постоянных:
К = 4,8- КГ5; аг = 106; а2 (по Веберу) - 0,5.
Формула (3-42) применима, по указанию автора [Л. 3-21 ],
при следующих условиях:
1. В любой точке пространства распыливания должна
быть определена скорость, соответствующая моменту
деформации капли.
2. Капли не взаимодействуют в пространстве
распыливания.
3. На процесс распыливания не влияет третья среда
(например, пластинка, помещаемая против сопла).
Этот метод оценки дисперсности струи имеет ряд
недостатков. Приведенное значение констант не является
универсальным, а должно зависеть от конструкции
распылителя. При этом определение наибольшего размера капель
экспериментальным путем представляет определенные
трудности и не точно, ибо число больших капель в струе невелико
и заранее затруднительно установить размер достоверной
пробы (по количеству капель). .
Применение теории вероятности к анализу
распределения капель по размерам не требует определения ни их
минимальных, ни их максимальных размеров. Кривые
распределения капель по размерам имеют явно выраженные
максимумы, и вероятность наличия как очень больших, так
и очень малых капель ничтожно мала.
41

Как показано [Л. 3-4], для определения
функционального состава капель в факеле весьма удобно пользоваться
формулой (1-9), преобразованной к виду (1-10а):
'"*-=■-[г (1+4-)-?
d>i~\ m
Здесь Ri — относительный вес капель, размеры которых
больше dt\
т — постоянная, определяемая из опыта, величина
которой зависит от конструкции форсунки;
d — средний диаметр капель по формуле (1-2).
Эта формула обобщает все данные по распределению капель
при всех режимах, т. е. при всех значениях среднего
диаметра капель d} получаемых в данной форсунке.
сек\
Г
§ 3-5. Обобщение опытного материала по распаду
незакрученных струй
Рассмотренные в § 3-1 данные [Л. 3-3] и [Л. 3-8]
сопоставлены друг с другом на рис. 3-8 в логарифмических
координатах в виде зависимости
времени начала распада струи
воды от скорости истечения.
На этом графике область
ABC характеризуется
наличием симметричных
колебаний. При этом на участке АВ
имеет место слабое влияние
среды на рост возмущений
поверхности струи. Растущее
воздействие окружающей
среды на поверхность струи
вызывает снижение ее
устойчивости (участок ВС) и
приводит к развитию
волнообразных колебаний
(участок CDE). Изменение
скорости истечения жидкости на
участке CD не оказывает заметного влияния на степень
устойчивости струи. При дальнейшем увеличении скорости
взаимодействие поверхности с окружающей средой снова
вызывает снижение времени начала распада и, следова-
ю~
Т \
A fl\\
\\
; \
.с7\
Е
10
100 м/сек
Рис. 3-8. Зависимость времени
начала распада водяной струи от
скорости истечения из сопла.
/ — [Л. 3-3]; 2 - [Л. 3-8].
42

тельно, увеличивает неустойчивость струи. При этом (на
участке ЕК) начинается дробление и распыливание
жидкости.
Сопоставление данных по распаду струй воды (рис. 3-8)
и других более вязких жидкостей (рис. 3-9) показывает, что
взаимодействие струи вязкой жидкости с окружающим
а)
се*\
ОЩ
0,0!
3,05
7
со
5 с
-с-
"' А
Г
{\\
°\\K(D)
^
"А*
у__
е)
3 4 5 6 ПЗЮ
20 м/сек
Рис. 3-9. Зависимость времени Т
начала распада струй
жидкостей с различными физическими
свойствами от скорости
истечения v из сопла: а — газойль;
б — глицерин; в — касторовое
масло.
0,05\
0,03
0,02
001
9-
Г 1
У4
!
i
1 1 :
ГГН
Ul
Д
(й
\
ДЗ
^
К
Р~П
vN I
ш
пт
5 6 7 8 310
СВК\
02
0,1
20 30
iQ0«ice*
т
—о—
••А
—&j
р ,
ш
\|
1 \ J
\ '
V
Lu\
7 3 4 5
20 30 40 м/сен
газом вызывает волнообразное колебание ее. Так, на кривой
рис. 3-9, а отсутствует участок CD, а на кривых рис. 3-9, б
ив — участок BCD.
Система критериев подобия, характеризующая
движение газо-жидкостных сред, рассматривалась выше, в § 2-3.
Пренебрегая влиянием силы тяжести при истечении
жидкости в неподвижную среду газа, можно ограничиться
выбором следующих критериев подобия:
Яжу! . _0ж. _И^. Tv. \1Ж. Ар
* о' о ' I
V»
Яж*>л
(3-43)
Используем эту систему в задаче определения скоростей
истечения жидкости vQ (vQ1 и v02), при которых начинается
резкое уменьшение устойчивости струйного течения при
симметричных и волнообразных колебаниях и наибольшем
43

времени распада Т0 (701 и Т02) при указанных режимах.
Для этого преобразуем систему к следующему виду:
Яж. Мок. М-жуо. 0ж°1. То°1- АР
\1Г
*4"
Иж'
Яж"1
(3-44)
В этой системе определяющими являются критерии
Qmoll\i\9 И-ж^Ит и Ож^г» содержащие физические и
геометрические параметры.
Таким образом, неопределяющие критерии,
интересующие нас, могут быть выражены как функции этих критериев:
МЛ
= /i
и
£ж<^.
2 '
We
Мж .
Мж
(3-45)
(3-46)
При анализе уравнений, в которых также не учитывалась
сила тяжести, было показано, что определяющих критериев
для распада получается два (§3-3). Однако все рассмотренные
работы не учитывали вязкости при взаимодействии между
газовым потоком и распыливаемой струей жидкости.
При учете этого обстоятельства количество определяющих
критериев, как мы видим.,
увеличивается до трех.
Как и обычно при обработке
опытного материала, зависимость
отыскивается в виде степенного
комплекса критериев.
Зависимость (3-18) представляет собой
частный вид зависимости (3-46) для
случая |ir = 0 или \ir « [хж.
А. Обобщение для Т0
На рис. 3-10 показано
сопоставление расчетной линии /,
отвечающей формуле (3-18'), с
опытными данными [Л. 3-3].
Наблюдается хорошее соответствие между
расчетом и опытом. На этом же
рисунке нанесены опытные данные,
отвечающие участкам CD кривых
рис. 3-8. Через эти точки проведена линия 2,
рассчитанная по формуле (3-18) при значении К = 1,22. Таким
44
Ю'3Ю'гЮ',1 Ю 102Ю3Ю*Ю5 W6
Рис. 3-10. Зависимость
наибольших времен начала
распада струи в области
симметричных (/) и
волнообразных (2) колебаний.

образом, влияние среды на время начала распада
учитывается различным значением коэффициента К на участках
АВ и CD.
Б. Обобщение для vQ
При обработке опытных данных [Л. 3-3, 8, 10 и 18]
была учтена связь [Л. 3-9] между критической скоростью
и плотностью среды, в которую происходит истечение,
Рис. 3-11. Зависимость критической скорости истечения струи жидкости
от физических свойств среды и размеров сопла.
0, Д, V, ▲ — касторовое масло, глицерин, газойль, вода — все в воздухе
[Л. 3-8]; • — вода в воздухе [Л. 3-3]; О — вода в воздухе [Л. 3-18];, и —
вода в воздухе [Л. 3-10]; X — вода в керосине [Л. 3-18].
v0—(Qr)-0'5 . Таким образом, функциональная связь между
критериями подобия выражается в следующем виде:
^vt-№№"]'■ (3"47)
Здесь за определяющий размер I из формул (3-43)—(3-46)
принят начальный радиус струи г0.
Первоначальное сопоставление опытных данных по
распаду струй одной и той же жидкости, вытекающей из одного
и того же сопла в различные среды, выявило, что показатель
степени при отношении коэффициентов вязкости может быть
принят равным т = 0,5.
Результат обобщения в координатах зависимости (3-47)
нанесен на рис. 3-11. Рассматривая этот график, можно
отметить следующее:
45

Область 1, расположенная ниже линии /—2—3—4,
характеризует распад струй в результате развития
симметричных колебаний без воздействия окружающей среды.
Область II, расположенная выше линии 1—2—5,
характеризует распад струй в результате развития
волнообразных колебаний, обусловленных воздействием внешней среды.
Область III — смешанная область, распад в которой
обуславливается обоими типами колебаний.
Обобщенная критериальная связь, определяемая
формулой (3-47), справедлива при значении коэффициентов п =
= —0,58 для всех случаев распада, за исключением участка
кривой 2—3. Значение коэффициента А равно 15 на линии
/—2—5 и 4 на линии 3—4.
В каждом конкретном случае, зная скорость истечения,
размер сопла и физические параметры сред, по графику
рис. 3-11 можно установить, в какой области происходит
распад.
В. Обобщение для Т
Выбор в качестве масштаба характерных величин v0
и Т0 дает возможность обобщить результаты исследований
о)
I т
'о Т
Ю г
6)
Рис. 3-12. Зависимость
безразмерного времени начала распада струи
от безразмерной скорости истече-
• *^
X
X
0 V «
0 \ в
*1
ш
ч •
>
0,1
0,5 1,0
5 10
колеба-
— газойль
ф — вода
ния из сопла при симметричных (а)'! и волнообразных (б)
ниях.
А — вода [Л. 3-8]; О — вода [Л. 3-18]; □ — вода [Л. 3-10]; V
[Л. 3-8]; 0 — касторовое масло [Л. 3-8]; X — глицерин [Л. 3-8];
[Л. 3-3].
по распаду струй жидкости различных физических свойств.
На рис. 3-12 в координатах
4i-'(i) (M8)
46

соответственно для областей симметричных и
волнообразных колебаний нанесены опытные данные, приводившиеся
в первичных координатах Т = f (v) на рис. 3-8 и 3-9. Можно
отметить наличие определенной степени обобщения
опытных данных, что дает возможность предложить расчетные
рекомендации.
Таблица 3-1
Диаметр
струи d,
мм
2,53
2,38
1,98
1,56
1,42
1,07
1,03
0,714
Вод
м/сек
19,5
20,6
23,0
—
28,0
32,7
—
41,0
а
сек
0,018
0,0154
0,009
—
0,007
0,0066
—
0,003
Азот
м/сек
10,2
10,6
11,7
14,3
—
—
17,8
21,2
сек
0,0475
0,0436
0,0330
0,0198
—
—
0,0131
0,00715
Данные по распаду жидких струй в воздухе в области
симметричных колебаний обобщаются формулами:
Т = Т01 при v < v{
Т = 0,237\
01»
(—-О
(3-49)
0,6
W
при и> 1,1 а01. (3-49')
В области волнообразных
колебаний:
Т = 702 при v <
(3-50)
Т = п ,°- При У> 1,1^02-
05
(3-50')
При больших скоростях
истечения струи, когда
vlvQ2 ^ *> время начала
распада струи обратно
пропорционально скорости (Т —
~ \lv) и длина сплошной
части струи не зависит от
скорости истечения, что совпадает
зультатами [Л. 3-13].
т
Wo
]
р
\
V
31
\
X
\°
X
X
х§
X
о
о
гол
Y
X
,
1Й
/ 2 J У 5
Рис. 3-13. Зависимость времени
начала распада струй воды (X)
и жидкого азота (о) от
относительной скорости их истечения из
сопла.
с теоретическими ре-
47

Выполненное обобщение использовано для обработки
данных [Л. 3-19] по распаду струй воды и жидкого азота
в воздухе [Л. 3-5].
В табл. 3-1 приводятся расчетные скорости vQ и
значения Т0, либо вычисленные непосредственно по опытным
данным, либо определенные расчетные путем по формуле (3-18').
Расчет показывает, что распад этих струй происходит
в области волнообразных колебаний. На рис. 3-13 в
координатах формулы (3-48) показано сопоставление опытных
данных с расчетной зависимостью (3-50). Наблюдается
согласование опытов с расчетом. Более подробно вопросы,
затронутые в § 3-5, освещены в работе Л. А. Витман
(Л. 3-5).
Пример расчета.
Определить, на каком расстоянии и через сколько времени от момента
истечения распадается струя керосина, вытекающая из сопла в атмосферу.
Дано: диаметр сопла d0—}\0~3 м, скорости истечения и=2 м/сек,
5 м/сек, 20 м/сек и 100 м/сек, о =2,8-Ю-3 кг/л, уж= 800 кГ/м*,
4иж~— 3* Ю-4 кГ-сек/м2. Вычисляем скорости, v01 и vQ9 по формуле
(3-47):
vQl = 3,32 м/сек и v02 — 12,5 м/сек.
Вычисляем соответствующие экстремальные значения времени То1
и Г02 по формуле (3-18'):
Г01= 0,0565 сек и Г02= 0,0069 сек:
При v1= 2 м/сек применима формула (3-49):
Тх = Tol = 0,0565 сек и Lx = 11 см.
При 1>01<С v2 = 5 м/сек < v02 применима формула (3-49'):'
Т2^ 0,02 сек\
L2^ Ю см.
При 1>з = 20 м/сек > v02 применима формула (3-50'):
Г3= 1,9-10"3 сек и Ld=3,9cM.
При а4 = 100 м/сек
Г4^ 1,770"* сек, L4^ 1,7-10"2^ 1,7 еж.
При диаметре струи d ~ 0,2- Ю-3 и скорости истечения и = 100 ж/се/с
время распада составит Гя^5-9-10-5 сек и распыливание произойдет
на расстоянии L я^ 6 мм от устья сопла.
48

ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
*>АСПЫЛИВАНИЕ ЖИДКОСТИ ЦЕНТРОБЕЖНЫМИ
ФОРСУНКАМИ
§ 4-1. Расход жидкости через центробежную форсунку
и угол конусности струи
На рис. 4-1 схематически изображена центробежная
форсунка. Жидкость поступает в камеру тангенциально
и, вращаясь, перемещается в направлении к прожимному
отверстию, находящемуся на торцовой стенке форсунки.
При истечении жидкости из отверстия, вследствие
прекращения действия центростремительных сил стенок на поток,
частицы жидкости разлетаются по прямолинейным лучам,
Рис. 4-1. Схема центробежной форсунки.
касательным к цилиндрическим поверхностям, соосным
с выходным соплом форсунки. Угол ф, образованный
вектором скорости с осью сопла, определяется отношением
тангенциальной и аксиальной скоростей из равенства:
Ф = arctg-
(4-1)
Теория движения идеальной жидкости в камере
центробежной форсунки была развита Г. Н. Абрамовичем [Л. 4-1 ]
й сводится к следующим основным положениям.
Рассмотрим движение элемента жидкости в камере
распылителя. На основании теоремы о сохранении момента
количества движения при отсутствии сил сопротивления
определяется соотношение между скоростью входа и
скоростью вращения при выходе из камеры.
4 Заказ 803 49

Тангенциальная составляющая скорости жидкости при
выходе из камеры равна:
^вх"вх
(4-2)
Здесь RBX — радиус вращения элемента жидкости во
входном сечении;
г — радиус вращения рассматриваемого элемента
при выходе из камеры.
Из формулы (4-2) следует, что тангенциальная
составляющая скорости убывает с расстоянием от оси к периферии
по гиперболическому закону. Согласно уравнению Бернулли,
полный напор при условии, что можно пренебречь разностью
отметок входа и выхода (относительно плоскости
сравнения, проходящей по оси струйки), равен:
2 2 2
// = ^4- — -1--- — = — + — (4-3)
Здесь /?, /?вх — избыточное давление в рассматриваемых
сечениях.
При заданных условиях входа (рвх, vBX) для всех струек
напор имеет одно и то же значение.
Из уравнений (4-1) и (4-2) следует, что жидкость не может
полностью заполнять выходное сечение, так как при этом
скорость на оси должна была бы иметь бесконечно большое
положительное, а давление — бесконечно большое
отрицательное значение, что физически невозможно. Поэтому
в центре сечения возникает воздушный вихрь с давлением,
равным давлению в окружающей среде (рт = 0).
Коэффициент живого сечения, характеризующий степень
заполнения выходного сечения жидкостью, равен:
е= 1
(т)"- (4'4)
Здесь гт — радиус вихря;
г0 — радиус выходного отверстия.
Распределение осевых скоростей в выходном сечении
определяется по принципу Даламбера, примененному к
элементу жидкости, имеющему объем dV = \-dr и
изображенному на рис. 4-2. Проектируя силы на направление радиуса,
имеем:
dp — dF - 0.
50

Отсюда:
dp = dF == dm —— =
так как по уравнению (4-2):
yAdr
ЯГ
vxdr
vxdvX) (4-5)
dvr =
В результате интегрирования выражения (4-5) и
определения постоянных из условий на границе воздушного
вихря устанавливается связь, показывающая, что давление
зависит только от распределения тангенциальных
составляющих скорости:
(4-6)
Y 2g 2g *
Сопоставление формул (4-3)
и (4-6) приводит к выводу, что
осевая составляющая скорости
в выходном сечении камеры
является постоянной
величиной, определяемой из
соотношения:
Н-4г- С4"7)
2g
Рис. 4-2. Схематическое
изображение сил, действующих на
вращающийся элемент жидкости.
В практических расчетах часто вводят эквивалентную
скорость, определяемую по формуле:
Q
v* = ■
ПГ1
(4-8)
где Q = nr2BXnvB
nrlvze
объемный расход жидкости;
п — число входных отверстий.
Связь между эквивалентной и тангенциальной скоростями
на границе вихря в результате сопоставления равенств
(4-2) и (4-8) выражается следующим соотношением:
г. _ ЛУЭ
У\— e
(4-9)
где А = (RK — rBX) r0InrBX —геометрическая характеристика
форсунки, показывающая отношение тангенциальной
скорости на внешней границе струи к эквивалентной скорости.
4* 51

Подставляя соотношения (4-8) и (4-9) в равенство (4-7),
получаем выражения для эквивалентной скорости и расхода
форсунки:
Q = w*vwr J ( 0)
где I = I у -^- + коэффициент расхода
форсунки.
Система полученных уравнений является незамкнутой
(число неизвестных на одно больше числа уравнений)
и поэтому допускает бесконечно большое число решений.
Для получения определенного решения требуются еще
дополнительные условия.
Исходя из того, что из всех возможных решений надо
выбрать наиболее устойчивое, Г. Н. Абрамович в качестве
условия устойчивости предполагает максимум расхода при
заданном напоре. Аналогичные предположения принимаются
и другими исследователями для такого рода задач.
Тогда:
При этом:
1-е
А
]/г3/2
v
2-е
(4-12)
Среднее значение угла конусности струи получается при
подстановке в равенство (4-1) среднего значения
тангенциальной составляющей и выражается следующей
зависимостью:
1£ф - Uxcp = (1""8)^ (4-13)
Зависимость коэффициента живого сечения е, коэффи^
циента расхода £ и угла конусности струи ср от
геометрической характеристики форсунки представлена на рис. 4-3.
Теория Г. Н. Абрамовича, как показывает опытная
проверка, правильно описывает основные особенности процесса
52

движения жидкости в центробежных форсунках. Однако
она не учитывает влияния вязкости, которая в некоторых
случаях существенно меняет характер истечения, а
следовательно, и такие режимные параметры форсунки, как угол
конусности струи и коэффициент расхода.
Тейлор [Л. 4-20] рассмотрел задачу о движении
идеальной жидкости в корпусе центробежной форсунки и
определил соотношение размеров
воздушного ядра в камере
завихрения и выходном
сопле, коэффициент
расхода и угол конусности
струи. При рассмотрении
этого вопроса он ввел
следующие основные
параметры: Q — момент
скорости на входе в
распылитель относительно оси
вращения; U — скорость
истечения (U = )/2#/q,
где Н — полный напор);
и — осевая составляющая
скорости в выходном сопле,
радиус которого г0,; г2 —
радиус ядра в сопле при
осевой скорости и; г3 — то же, при входе в камеру (при
и = 0).
Эти параметры образуют безразмерные комплексы:
?
110
100
90
80
70
,60
50
40
30
20
10
0
У*
-1,0
-W
-0,8
-0,7
-0,6
-0,5
-0,4
-0,3
-0,2
-0,1
i
гёТ"
i
г
VP
/
i
^^ЧУ
А\
о
5
Рис. 4-3. Зависимость коэффициента
живого сечения, коэффициента
расхода и угла конусности струи от
геометрической характеристики форсунки.
X =
и
У
Q
И Z =
?2
(4-14)
один из которых (например, у) — величина, определяемая
геометрическими параметрами распылителя, а два других
определяются из уравнений потока.
В схеме Тейлора, так же как и у Абрамовича, жидкость
считается идеальной, причем используются уравнение Бер-
нулли и закон равенства моментов количества движения.
Недостающее условие выводится из принципа
максимальности расхода. Различие лишь в том, что Тейлор учитывает
затрату энергии на создание центрального газового вихря.
Но так как плотность газа много меньше плотности жидкости,
то поправки Тейлора практически мало заметны.
53

ядра в сопле
чем в камере
На рис. 4-4 представлена зависимость коэффициента
расхода £, безразмерного радиуса воздушного вихря г в сопле
и угла конусности ф от безразмерного радиуса воздушного
вихря при входе в камеру завихрения у.
Из рис. 4-4 видно, что величина z, характеризующая
размеры воздушного ядра в сопле, всегда больше величины у,
характеризующей размеры вихря в сечении камеры (при
и = 0). Следовательно, радиус воздушного
<р всегда меньше,
завихрения.
Однако эксперименты,
проведенные с реальной
жидкостью, показывают, что радиус
воздушного вихря в камере
приблизительно такой же, как
и в сопле, что противоречит
полученному результату. На
основании этого Тейлор
полагает, что теория центробежной
форсунки, развитая для случая
идеальной жидкости, не
применима для расчета истечения
реальной жидкости. Он считает,
что при входе реальной
жидкости в распылитель у стенок
камеры завихрения образуется
заторможенный пограничный
слой, перемещающийся внутрь
камеры вследствие наличия
радиального градиента
давления; этот пограничный слой перекрывает пограничный
слой, создающийся у стенок выходного сопла. Проведенные
Тейлором расчеты и опыты показали, наличие осевого дотока
по всей поверхности воздушного ядра. Полученная при
расчетах толщина пограничного слоя оказалась приблизительно
равной толщине пленки жидкости, вытекающей из сопла
центробежного распылителя. Таким образом, можно полагать,
что вся жидкость вытекает в форме пограничного слоя.
В связи с этим ниже рассматривается расчет толщины
пограничного слоя.
Л. А. Клячко [Л. 4-7] рассмотрел ту же схему движения
жидкости, что и Г. Н. Абрамович, но учел изменение момента
количества движения жидкости в камере завихрения
вследствие действия сил трения. При этом им получена зависимость
54
90п
80°
70°
60°
50°
40°
30°
\20°
10°
0,2 0,4 0,6 0,8 Wy
Рис. 4-4. Зависимость
параметров z, \ и ф от параметра у.
10
0,8
0,6
0,4
0,2
0
?-/
1 I /
1 А j^
\ V/
/ / 1
\ / '
V
^

I = / (Лэ), такая же, как и в работе [Л. 4-1 ], при условии,
что вводится эквивалентная геометрическая характеристика:
*•- ,+аЛ а ■ (4-,5)
Здесь
fBx — суммарная площадь входных отверстий;
X — коэффициент трения.
В. В. Талаквадзе [Л. 4-11] рассматривает движение
жидкости в камере центробежной форсунки, используя
положение о переменности радиуса воздушного вихря.
При этом в качестве дополнительного уравнения он
использует, вместо условия максимальности расхода, теорему
об изменении количества движения. Однако в решении
содержатся неточности, приводящие к существенным
ошибкам в расчетах коэффициента
расхода и угла конусности струи
при малых значениях
геометрической характеристики
форсунки, что подробно
рассмотрено Л. А. Клячко
(Теплоэнергетика, 1962, № 3).
§ 4-2. Пограничный слой
в сходящемся сопле
центробежного распылителя
Задача расчета пограничного
слоя при истечении жидкости
в сходящемся сопле
центробежного распылителя решена Рис. 4-5. Оси координат и
Тейлором [Л. 4-21 ] при неко- основные обозначения при ра-
торых упрощающих допуще- счете пограничного слоя,
ниях. Струя вязкой жидкости
поступает тангенциально в камеру радиусом Rs и, пройдя
сходящийся конический участок с углом раствора 2 а,
вытекает из сопла радиусом R2, который значительно меньше R3
(рис. 4-5).
55

Рассмотрение задачи ограничено случаем, когда в
основной части потока (вне пограничного слоя) продольная
составляющая скорости мала по сравнению с
тангенциальной, что позволило учитывать только вращательное
движение, пренебрегая поступательной составляющей скорости.
В этом случае основная часть потока движется по
окружностям с общим центром, находящимся на оси вращения.
Жидкость движется со скоростями, равными Q/r, где Q —
постоянная, равная моменту скорости относительно оси
вращения, а г — радиус окружности. При этих условиях
была вычислена толщина пограничного слоя,
образованного вследствие торможения потока у стенки силами
вязкости. Система координат показана на рис. 4-5. Полагая,
что пограничный слой тонок, можно пренебречь изменением
давления в нем. Если опустить ряд членов, малых по
сравнению с остальными, и учесть, что
— = в, .w2Q + const,
о г #2sin29
то уравнения движения вязкой жидкости и неразрывности
в пограничном слое, вблизи внутренней поверхности конуса,
можно привести к виду:
ди , v ди , Q2 w2 v . д2и в (л \а\
dw , и dw , wu v d2w # /л 17\
ди , 2u , 1 dv Л /л tn\
Ж+-я- + -^Ж=°- (4"18>
Здесь R — расстояние от точки до полюса-, находящегося
в вершине конуса;
0 — угол, образованный радиусом-вектором R с осью
конуса;
и — радиальная составляющая скорости;
w — составляющая скорости, перпендикулярная
осевым плоскостям;
v — составляющая скорости в осевой плоскости,
перпендикулярная /?;
р — давление;
v — кинематическая вязкость;
q — плотность жидкости.
56

Точное интегрирование этих уравнений не представляется
возможным. Поэтому Тейлор применил для расчета толщины
пограничного слоя приближенный метод Польгаузена
[Л. 4-18]. Этот метод основан на замене действительного
распределения скорости в сечении пограничного слоя одно-
параметрическим семейством профилей скорости,
удовлетворяющих заданным граничным условиям; при этом параметр
определяется из уравнения импульсов.
В данном случае уравнение импульсов получается
в результате интегрирования уравнений (4-16) и (4-17)
с учетом уравнения (4-18). Интегрирование производится
по толщине пограничного слоя 6, т. е. в пределах изменения
координаты 0 от 0 = а — 6/R до 0 = а, при постоянном
значении радиуса R.
После некоторых пре-'
образований уравнения (4-16)
и (4-17) принимают вид:
Q2 ,„,2
еЮ
к-
__ w \
R3 sin2 a R )
ди I
дд J 9=а '
d8
(4-19)
0,8
0,6
V
10*
Wj
IL j
/1йх{Ч'2ц2+т&\
-2ц-
чг
IL,U)\
О 0,2 Ofi 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6
Рис. 4-6. Распределение
составляющих скорости в пограничном
Простейшим
распределением составляющих
скорости по сечению, удовлетворяющим граничным условиям
w = и = 0 при 9 = а и // = 0, w = Q/R sin а, duld 6=0,
dw/dQ =0 при 0 = а—"б//?, является изображенное
на рис. 4-6 распределение:
QE г/ ч QE
и =
R sin a
/(л)
R sin а
{х] — 2ц2+ц3); (4-21)
w =
Q
R sin а
Ф(Л) =
Q
Я sin а
(2Т1-Г12),
(4-22)
57

где
Л
R (а - 6)
При таком распределении составляющие скорости в любой
точке пограничного слоя определяются переменными т),
£ и б. Переменная ц является функцией 0 и изменяется
по толщине пограничного слоя от 0 до 1,0, а £ и б являются
функциями только радиуса R и могут быть определены
с помощью уравнений (4-19) и (4-20).
Введем безразмерные координаты:
/?1 = -Б- И бх
^0
Ra У V
Q
sin a
Тогда, подставив выражения (4-21) и (4-22) с
соответствующими производными в уравнения импульсов (4-19)
и (4-20), преобразуем их к виду:
9 /
6Ч
( dE* 1 £2 db\
dRt + 2 ' д2 dR,
/■•\|
-ж)\
j72^ +
+ ^- l-J^A,
°l I wd + ё2 • dRt
dRt
— §fdi\+ \f<bdi\\
(4-23)
-**i(-7T-) •
1\ <*T| /4=0
(4-24)
Преобразованные граничные условия записываются в виде:
[ = Ф = 0 при -л = 0 и / = 0, Ф = 1 при ц = 1. Интегралы
и производные от функций f и Ф для распределения,
изображенного на рис. 4-6, в уравнениях (4-23) и (4-24) имеют
следующие численные значения:
0,5333; ]/Ф^т] = 0,0500; (4-25)
[/* А] = 0,009524; f Ф2 rfr]
6 о
J/dr, = 0,08333; (-§9^= 1,0; (-^-)п_в=2Д
58

После подстановки выражений (4-25) в уравнения (4-23)
и (4-24) получаются следующие уравнения для численного
подсчета 6Х с помощью переменных Е2 и Ед^.
dE2
d
dR1
98 2£2
Ri + Ri
-330
£6? '
.£e?)=W"-"T?r+285/?1-
(4-26)
(4-27)
При подсчете вся область изменения Rx от 1 до 0
разбивается на ряд интервалов.
■3,0\
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
,«
I' ф
м
н
L^rr
*°1
>-о-
-о-с
*Х>
Ль
ч*
к
?
1
rA
70
60
50
30
20
10
|Х| 1 I I 1 1 1 1 1
\°л\ I Мл
0 0,1 0,2 0$ 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Рис. 4-7. Зависимость безразмерной Рис. 4-8. Зависимость угла %
толщины пограничного слоя 6Х от безразмерного радиуса распыли-
от безразмерного радиуса распыли- теля Rx.
теля Rv
Результаты расчета представлены на рис. 4-7, где показана
зависимость безразмерной толщины пограничного слоя 62
от безразмерного радиуса Rl9 и на рис. 4-8, где представлена
зависимость угла % от безразмерного радиуса Ri (угол %
составлен силой трения и образующей конической
поверхности, по которой движется частица жидкости; этот угол
показывает направление скорости частицы).
Величина угла % определяется зависимостью:
/ дН
ctgx =
дх\
2 Г"
(4-28)
до
На рис. 4-9 изображен путь частиц поверхности конуса
в полярных координатах ^иб. Стрелкой показано
направление вращения ядра потока. Кривая J представляет собой
границу конуса, кривая 2 — путь частицы. В случае плоского
Ь9~

диска кривая 2 изображает действительный путь частицы
жидкости, поступающей по касательной на окружность
диска и вытекающей в его центре.
В отличие от рассмотренного выше случая, в
центробежных распылителях скорость вне пограничного слоя имеет
с.оставляющую, направленную параллельно образующей.
Однако величина этой составляющей в большинстве случаев
значительно меньше тангенциальной составляющей во всех
точках потока, за
исключением точек у выходного сопла.
Поэтому полученное
приближенное решение применимо
для оценки толщины
пограничного слоя и выяснения вопроса
о том, происходит ли истечение
жидкости из сопла в форме
пограничного слоя или же
в форме основного потока
вращающейся жидкости.
Обозначим радиус выходного
сопла через R2, а радиус
камеры через R3. Тогда
безразмерный радиус на выходе Rx =
— £?2^з> и относительная
толщина пограничного слоя
составляет:
Рис. 4-9. Путь частицы на
поверхности конуса.
6
#2
^А / v sing __ бд
~*2~Y ~^~" ^sina1/* |/
Величина Q < R2]/ 2p/qy где р — давление, под которым
происходит истечение жидкости. Для форсунки, имеющей
радиус выходного сопла R2 = 1 мм, отношение радиусов
сопла и камеры R2/Rs = 0,1 и угол a = 45°,
приближенный расчет толщины пограничного слоя дает значение:
4г > ал/та:-
210 ати
Для воды (v = 0,01 см2/сек) при давлении р
(и^АЪ м/сек) б//? а > 0,11.
Здесь надо учесть, что значительную часть выходного
сечения, как было показано выше, занимает воздушный
вихрь. Таким образом, можно полагать, что основная часть
жидкости находится в пограничном слое, толщина которого
60

обратно пропорциональна корню квадратному из числа Re,
подсчитанному по радиусу выходного сечения.
Наличие пограничного слоя изменяет коэффициент
расхода центробежных распылителей. При больших числах Re,
когда пограничный слой очень тонок, влияние его на
коэффициент расхода можно не учитывать. Однако, по мере
уменьшения числа Re, влияние пограничного слоя
усиливается и коэффициент расхода начинает возрастать
вследствие замедления вращения жидкости в пограничном слое
и соответствующего уменьшения угла конусности струи.
При малых числах Re происходит возрастание коэффициентов
сопротивления и соответствующее увеличение потерь напора
в форсунке, что несколько замедляет рост коэффициента
расхода. Изменение коэффициента расхода зависит и от
геометрических параметров —.соотношения радиусов камеры
и сопла (Ri) и соотношения радиуса и высоты камеры,
характеризуемого углом а.
Увеличение R± = R^/Rs приводит к уменьшению
относительной толщины пограничного слоя и, следовательно,
к уменьшению коэффициента расхода. Увеличение а (что
соответствует уменьшению L/RK) также уменьшает
коэффициент расхода; однако влияние этого фактора слабее, так
как выражается величиной ]/sin а. Конкретно установить
вид зависимости и область, в которой необходимо учитывать
отклонения условий истечения от идеальных, можно на
основании обобщения экспериментального материала.
§ 4-3. Опытные данные по определению коэффициента
расхода и угла конусности
Экспериментальные исследования центробежных
распылителей подтверждают вышеизложенные положения. При
больших числах Рейнольдса расход жидкости изменяется
пропорционально корню квадратному из напора. Тогда
коэффициент расхода является у идеальной форсунки
функцией геометрической характеристики, а у реальных
форсунок — функцией А и геометрических параметров L/d0
и DJd0t учитывающих отклонение от идеальной форсунки
(квадратичный закон сопротивления). .При небольших
числах Re степень зависимости расхода от напора изменяется,
что принято выражать переменностью коэффициента
расхода, возрастающего по мере уменьшения числа Re. Пределы
параметров, при которых расчет можно вести по формулам
61

Истечения из идеальной форсунки, зависят от койструкПгё-
ного выполнения распылителя и обработки его поверхности.
А. Г. Блох и Е. С. Кичкина [Л. 4-2] провели
исследования распыления жидкостей с разными физическими
свойствами (вода, водные растворы глицерина, газойль,
керосин) центробежной форсункой, представленной на рис. 4-10.
Рис. 4-10. Схема форсунки [Л. 4-3].
Параметры изменялись в следующих пределах:
коэффициент динамической вязкости \х = 10~4-=-2,9-10~4 кГ-сек/м2;
коэффициент поверхностного натяжения а = 3-10"3-^7,5х
Х10"3 кГ/м; удельный вес у = 1000-И 190 кг/м3\
давление р = 5-^30 ат\ DK/d0 = 3,22-=-10; А = 1,72-^9,51;
Re = v3d0/v = 103-f-25 • 103. При значениях числа Re <
< 1,6-104 опытный материал (рис. 4-11) обобщен формулой:
i=12,9i0(^-)0'5Re-v\ (4-29)
где £0 — коэффициент расхода идеальной форсунки.
62

При Re > 1,6-104 наблюдается автомодельность
коэффициента расхода относительно числа Re и ослабевает
зависимость этого коэффициента от отношения DK/dQy что приводит
к некоторому разбросу точек в координатах рис. 4-11.
В области 1,6-104 < Re < 2,5 • 104 коэффициент расхода
выражается формулой:
(4-30)
где п — коэффициент, определяемый опытным путем.
ч
* Д
ZoVJJk
oj
0,1
о
-0,1
-0,2
-0,3
~в'*2? 2,9 3,1 3,3 3,5 3,7 3,9 4,1 4,3 4,5
lyRe
Рис. 4-11. Зависимость коэффициента расхода форсунки
от числа Re.
Зависимость (4-30) изображена на рис. 4-12, где кривая
соответствует теоретическому расчету по формуле (4-12),
а кружки (О) — опытным данным поформуле (4-30) при п = 0,2
[Л. 4-3]. Наблюдается совпадение расчета с опытом. На этом
же рисунке крестики (X) изображают опытные данные при
п = 0,3 [Л. 4-15), полученные в области изменения
параметров Re - (12 + 93) -10V А = 1,02-17,7 и DK/d0 = 1,23 +
+ 8,4 при исследовании распыления воды форсункой,
изображенной на рис. 4-13. В исследованной области не наблюдалось
зависимости коэффициента расхода от числа Re. Влияние
параметра L/d0 было мало и находилось в пределах точности
замеров.
Опытные данные, как это следует из рис. 4-12, могут быть
обобщены степенной формулой (4-30) при значении
показателя степени п = 0,3. Следовательно, условия истечения
из данного распылителя в исследованной области несколько
отличаются от идеальных, причем сильнее, чем в работе
63

[Л. 4-2 J. Авторы [Л. 4-15] обобщают материал формулами
Абрамовича (4-12) и (4-13), заменив в них, без теоретического
обоснования, параметр А на А' = A (Jq/Dk)0'5. Однако такой
метод обобщения результатов не дает особых преимуществ.
Исследования по распыливанию керосина (у = 0,805)
различными центробежными форсунками при изменении
А ^0,7-^9,2 показали [Л. 4-12] применимость
теоретической формулы (4-12). На рис. 4-12 эти данные изображены
для п = 0 треугольниками (V) показывающими, что £ = £0.
0,7 --
0,6
0,5
ОН
0.3
0,2
0,1
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18
Рис. 4-12. Сопоставление коэффициентов
расхода реальных форсунок I и идеальной
форсунки £0 по данным различных
исследователей:
О — п = 0,2 [Л. 4-3]; X — п = 0,3 [Л. 4-15];
у — п = 0 [Л. 4-12].
На независимость коэффициента расхода от давления
в центробежных распылителях с завихряющими канавками
(рис. 4-14) указывается в работе [Л. 4-19)1, в которой
исследовалось распыливание подкрашенной воды с коэффициентом
поверхностного натяжения 62,5 дн/см в области числа
Re - 9.103-f-20-103.
Изучение распыливания этими же распылителями
растворов глюкозы различной концентрации показало, что
увеличение вязкости жидкости вызывает уменьшение радиуса
воздушного вихря и, как следствие этого, увеличение
коэффициента расхода до тех пор, пока воздушный вихрь не
исчезает. Отсутствие данных о геометрических размерах
распылителей не дает возможности сопоставить полученные зна-
64
V ^
III
VII
|£ 1
>ж
Шп \\\\\\\\\\\\\\\\
3&
W
\\щШ
ГгКёА
ГТгШ-Ш И.
1 1 1 1 1 1 1 1 ГТТп ы

чеййя коэффициентов расхода с данными других
исследователей.
Результаты исследования форсунки (рис. 4-15)
показывают [Л. 4-22] на некоторое увеличение коэффициента
расхода при числе Re, меньшем 104. Однако увеличение
диаметра сопла при заданном размере камеры не приводит
к заметному изменению коэффициента расхода. Зависимость
коэффи ци ента р а схода
А~А р-нафтола и бензойной
кислоты от числа Re для
форсунки (рис. 4-15, а)
показана на рис. 4-16.
В работе [Л. 4-22]
указывается, что коэффи-
1
v_.*i^—I
А
J
Размеры, дюймы
Сопло
1/4
1/8
3/8
а
13/16
5/8
31/32
Ь
1/2
3/8
9/16
Рис. 4-13. Схема распылителя
[Л. 4-14].
Рис. 4-14. Схема
распылителя
[Л. 4-19].
/ — воздушный вихрь;
2 — угол
конусности; «3 —полая
коническая струя.
циент расхода растет при увеличении отношения DJL и при
уменьшении отношения UdQ.
В работе 3. И. Геллера и М. Я. Мирошкина [Л. 4-4]
приводятся опытные данные по определению коэффициента
расхода для трех видов форсунок с вводом топлива в камеру
по каналам круглой формы тангенциально и под углом
к оси форсунки и по каналам прямоугольного сечения.
Результаты опытов обобщены зависимостью:
I = f Иэд), (4-31)
представленной на рис. 4-17.
Заказ
803
65

Эквивалентно действующая характеристика Лэд
учитывает геометрические факторы, влияющие на распыление,
и потери напора, как местные, так и по длине, и выражается
формулой:
а)
ж
^эд —
б)
1ПР
cos 8 — Лпр \
Здесь
*»=(-£-)'+*о-«);
0,8
0,6
0,4
\lgrS
^
^
Х1г
"1
сЭ{*т*>
J
«rp
Iff Re |
3,8 4,0 4,2 4A
Рис. 4-15. Схема распылителя [Л. 4-22].
Рис. 4-16. Зависимость
коэффициента расхода \ от
числа Re.
nRr.
— sin (5 — геометрическая характеристика форсунки;
0 —угол отклонения входного канала от тангенциального
расположения;
6 — коэффициент, учитывающий потери напора в головке;
£вх == 0>85 — коэффициент сопротивления входа;
К = 0,065 при Re = 2G ., > 1300;
nrBXyv У я
(3 — угол наклона входных каналов к оси сопла;
G — расход топлива;
е — коэффициент живого сечения;
п — число тангенциальных отверстий.
На рис. 4-17, а представлены опытные данные для
форсунок с каналами круглого сечения, расположенными под
углом к оси сопла (точки У), и с каналами прямоугольного
сечения, расположенными тангенциально (точки 2), а кривая
66

Ofl
0,3
0,2
'«
о-/
—2
^
Аэд,А
1,0
-Щ
2,0
3,0
4,0
рассчитана по теоретической формуле [Л. 4-1].
Рассмотрение рисунка показывает, что в опытах с этими форсунками,
для которых геометрическая характеристика А была равна
0.82—1,81 и эквивалентно действующая характеристика Лэд
мало отличалась от Л, зависимость (4-31) была близка
к теоретической. а)
Результаты опытов
с форсунками,
обладающими тангенциальными
каналами круглого
сечения, при А = 3,31-МЗ,54
(рис. 4-17, б) существенно
отличаются от полученных
в работах Абрамовича и
Клячко и не дают
однозначной зависимости
коэффициента расхода от Лэд.
Таким образом, для
расчета коэффициента
расхода форсунок можно
пользоваться:
а) формулой (4-29) при
малых числах Re (когда
Re< 104);
б) формулой (4-30) при
п = 0^0,3, когда Re >
>2-104. Коэффициент п
зависит от деталей
конструкции, материала и
способа обработки
поверхности распылителя; чем
меньше п, тем ближе
распылитель к идеальному.
Существенный интерес
представляет также вопрос
об угле конусности распыленной струи. Исследование [Л. 4-2]
показало, что для маловязкой жидкости ( Нг = \л2ж^жо(10 <
<4- 10"5)угол конусности не зависит от расхода (рис. 4-18, а)
и может быть подсчитан по формуле:
-£*. = 3,05-10- (4ТМ'
tg<P0 \ d0 J
-0,5
7/7
£
\ugч,
й
У
А-Щ4
З-Ш*
*А-5т5Ч
~-А=3,31+№
IfTU..
1 "
3(1
0,5
0
0,5
Рис. 4-17. Зависимость коэффициента
расхода от параметра Лэд по данным
[Л. 4-4].
"пг1/в
(4-32)
Для высоковязкой жидкости (П1>3-10 4) угол
конусности возрастает пропорционально расходу и в слабой
5* 67

степени уменьшается при возрастании вязкости для
распылителя заданных размеров (рис. 4-18, б):
tg<p
tg<Po
/<II?'25Re,
(4-33)
где К — постоянная, зависящая от геометрических размеров
распылителя.
а)
0,8
1.0
1,6
6$
(У*
—
ьд"з
6} ;„*£iifV0-*
0.2
О
i i I I I Г' I
Hhj i i i i i
rrKL
I I l Pit»
4,4 4,5 4,0 5,0 52 5A 6tS 5,3
42 5,0 4ft
4.6 Vh
-1дП,
Рис. 4-18. Зависимость угла конусности от физических свойств лшдкости
и размеров распылителя для маловязкой жидкости (а) и для жидкости
большой вязкости (б).
В работе [Л. 4-15] зависимость угла конусности от
геометрических размеров распылителя при распылении воды
выражена формулой (рис. 4-19):
Ф = 43,5 lg 14Л','
где
А' = А{ DK-dQX Г '
Распределение жидкости по сечению струи зависит как
от начальных условий истечения струи (составляющие
.скорости, физические свойства жидкости,
геометрические размеры распылителя), так и от условий взаимодействия
летящих капель и окружающей газовой среды. Анализ
представленных на рис. 4-20 данных [Л. 4-3] показывает,
что при снижении скорости, уменьшении диаметра сопла
и увеличении вязкости максимумы плотности орошения
приближаются к центру и при определенных условиях
сливаются, образуя один максимум на оси вращения. Это
происходит при закручивании струи, так как характер
зависимости коэффициента расхода от числа Re сохраняется
прежним, т. е. растет при уменьшении числа Re за счет
уменьшения касательной составляющей скорости.
68

120°
100*
80°
60*\
w\
20°
2Ь 6 8 10 12 № 16
Рис, 4-19. Зависимость угла конусности струи воды <р
от геометрической характеристики А' форсунки
[Л. 4-15].
1 1
s^
-§А
о
с
•
Г^
о
о
А'

Обозначение
/
2
3
П,
1,5- Ю"5
4,5-10~5
2,3-10"4
Re
10*
4-Ю3 \
1,7-Ю» :
... 100 0 100 200 300 Ш
Расстояние от центра фан ела
Рис. 4-20. Распределение безразмерной плотности орошения g по
сечению факела.
d0 = 0,94 мм; D/d0 = 9,73; Л,= 4,4; z/d0 = 170.
69

6)
a)
300 200 100
%
.^120
Л <=<=> -о
\ §%w
V ^|
^ 5**
Д* 40
_
5A
/•
7 29
i ±^t^4 i
20
200 300mm
_u i L
Расстояние от центрп факела
300 200 100
юо 230 зоо mm
Расстояние от центра факела
Рис. 4-21. Распределение безразмерной плотности g орошения (а) и
среднего весового диаметра (б) по сечению факела.
d0 = 0,94 мм; D/d0 = 6,38; А = 5,38; z/d0 = 165.
Цифры у кривых рис. 4-21, а — давление /?, ата.
10' 20° 30° 40° 50°
Рис. 4-22. Распределение плотности
орошения т, диаметра капель ds
и скорости их движения v в
зависимости от угла 6.
70

Поскольку размер капель (как будет показано ниже)
является функцией диаметра сопла и критериев Re, Е^
и Л, то эти критерии служат главными факторами,
определяющими форму распыленной струи при истечении в
неподвижную среду. Из анализа данных следует, что по мере
уменьшения критериев Re и Л (уменьшения центробежных сил
инерции) максимумы кривых приближаются к оси.
Сопоставление рис. 4-21, а и 4-21, б показывает, что
характер кривых одинаков. В центре факела находятся
мелкие капли, а крупные располагаются по краям. Этот же
результат получен в работе [Л. 4-14], где исследовалось
распыливание струи воды при различных давлениях в камере
(ро = 0,035; 1 и 8 ата).
Улавливание жидкости в мерные сосуды на заданном
расстоянии от выходного сопла форсунки при разных
угловых расстояниях от оси струи дало возможность определить
распределение плотности орошения и скорости полета капель
в этом сечении в зависимости от расхода (перепада давления)
и противодавления в камере. Кривые рис. 4-22 показывают,
что по мере роста противодавления струя становится более
узкой и максимум с периферии перемещается к центру.
§ 4-4. Размеры капель при распиливании
центробежными форсунками
Пленка жидкости, вытекающей из центробежного
распылителя, не обладает стабильной формой. Проведенное
многими исследователями фотографирование пленки показывает,
что она претерпевает ряд деформаций, вызванных как
турбулентностью, так и взаимодействием с окружающей средой.
На рис. 4-23 [Л. 4-10] показаны характерные формы распада
жидкой пленки. С увеличением напора место распада пленки
приближается к устью сопла форсунки и при определенных
скоростях распад происходит непосредственно у выходного
отверстия распылителя.
В настоящее время отсутствуют теоретические формулы
для определения размеров капель. В многочисленных
работах используются либо эмпирические формулы, применимые
только в области исследованных параметров и для
изученных распылителей, либо обобщенные эмпирические формулы,
полученные методом подобия и размерности, что несколько
расширяет область их применения. Система критериев
подобия, пригодных для обобщения опытных данных по распы-
ливанию, была получена выше, в гл. 2.
71

Выберем в качестве определяющего размера диаметр
выходного сопла распылителя. Рассмотрим случай, когда
распыливание происходит в неподвижный газ (vr = 0).
При скоростях истечения, имеющих место в центробежных
распылителях, влиянием силы тяжести на распад можно
пренебречь и не вводить критерий v2/gL в рассмотрение.
Рис. 4-23. Формы распада жидкостной пленки при Ар (ати),
равном приблизительно: 0,056 (я); 0,14 (б)\ 0,31 (в) и 2,4 (г).
Геометрические параметры, характеризующие распылитель,
в этом случае будут Л, DJd0 и h/d0.
Поскольку распыливание получается в результате
взаимодействия сил поверхностного натяжения, вязкостных сил
и сил, обусловленных внешним воздействием среды, то
критерии, определяющие распыливание, могут быть получены
из учета соотношения перечисленных сил.
Отношение сил поверхностного натяжения к силам
вязкости дает критерий o/\imv (1). Отношение сил воздействия
потока на жидкость дает критерий Qrvd0/iim (2). Отношение
инерционных сил жидкостей к взаимодействию газового
потока дает Qx/Qr (3). Удобно поделить QrvdJ\iM: qJqv =
72

= Re. Комбинируя критерии 1, 2 и 3, чтобы исключить
скорости, можно получить: \^LiQ^d0.
В качестве искомой величины при определении размеров
естественно выбрать отношение среднего диаметра капли
к диаметру прожимного отверстия сопла.
Таким образом, общая зависимость имеет вид:
■к-1{л-Ы-**"ък-Ъ)- (4'34)
где d—средний размер капли.
Что касается вида зависимости и влияния отдельных
критериев, то их можно установить только опытным путем.
При этом следует заметить, что величина @ж/£г меняется
сравнительно мало; в лабораторных условиях особенно
трудно поставить такие опыты, чтобы изменить эту величину
в несколько раз.
Опыты показывают, что из геометрических факторов
на дисперсность струи заметно влияет, по существу, только
величина Л. Если отыскивать зависимость (4-34) в виде
степенного комплекса, то она примет вид:
i = СА"^Ш'■ <«5>
В работе Блоха и Кичкиной [Л. 4-2], как указывалось
выше, распыливание жидкости осуществлялось серией
распылителей в атмосферу. Поэтому не представлялось
возможным выявить влияние физических параметров среды
газа, в которой распыливается жидкость (qf, |ir). Были
проведены опыты при параметрах: А = 1,72-г-9,51;
vZi/Qxod0 = 8.10-6-М0-2; Кеж = 800^25000.
В первой серии этих опытов испытывались форсунки
различных геометрических размеров с одной и двумя
тангенциальными канавками при работе их с водой и растворами
глицеринового мыла в воде. Это дало возможность изменять
поверхностное натяжение жидкости при практически
неизменных вязкости и плотности. Во второй серии опытов испы-
тывалась одна форсунка при работе на воде и водных
растворах глицерина. Это дало возможность изменять в широких
пределах вязкость жидкости при практически неизменных
плотности и поверхностном натяжении. Исследование
доказало независимость относительного среднего диаметра капель
d/dQ от параметров DJd0 и h/d0.
73

Чтобы определить размеры капель, последние
улавливались в смеси вазелина с трансформаторным маслом,
нанесенной на стеклянную пластинку. После этого отдельные
участки пластинки фотографировались под микроскопом,
а затем капли подсчитывались по размерам. Средний диаметр
вычислялся как средневесовой по формуле (1-2).
1А
1,0
0,8
0,6
0,2
7 rr
Г/10.6
п01а
I %
-tyl"'"/' &в)
#,
ш
"•
ш{
•
•/
о
°хнэ
юо
<.
о/серия
•//серия
lyRe
2,7 2,3 3,1 3,3 3,5 3,7 3,9 4,1 4,3 4,5
Рис. 4-24. Зависимость среднего диаметра капель от
физических свойств жидкости, скорости истечения и размеров
распылителя.
Опытные данные, представленные на рис. 4-24, обобщены
формулой:
,2 \ —0,1
d
47,8 Л-0'6
К
Qmad0
Мп\-°'7
т
= 47,8A-0.6Re-0-7n'
-0,1
(4-36)
В работе Уатсона и Кларка [Л. 4-12] приводятся данные
по распыливанию керосина (у = 0,805) центробежными
распылителями в виде зависимости:
d9=f[K,Vp)-
Q
Здесь: К =
Ур
= С|2со — число истечения;
Q — объемный расход жидкости;
р — избыточное давление перед распылителем;
74

о) — площадь поперечного сечения выходного сопла;
С — коэффициент пересчета размерности;
ds — средний диаметр по формуле (1-3).
На рис. 4-25 представлена пн
зависимость среднего весового 400г
диаметра капель d от Ур при 350Y
300\
постоянном значении /С. Для
случая распыливания жидкости
каким-либо одним
распылителем линии на рис. 4-25
представляют зависимость среднего
диаметра капель от расхода, так
как в этом случае коэффициент
расхода остается постоянным.
Аналитически эта
зависимость представляется
формулой: г
-0,7
250]
200
180\
180
140
120
\d
68
Г51
\34
7
о*
s
о
Ч
ч!
ч
N
N
^
о
Ч
УЛ
1 1,2 1,41,61,82
4 am
Рис. 4-25. Зависимость среднего
диаметра капель от давления
[Л. 4-12].
Цифры у линий
К, л/час.
значения
На
(4-36).
рис. 4-26 приводит к заключению,
d~(Vp)
рис. 4-26 представлена критериальная зависимость
Рассмотрение
Щ
30
20
"1,2 2 3 4 5 6 78318 20 30 40 50
Рис. 4-26. Зависимость (4-36) [Л. 4-12].
/
J
\-1
[ &0
У
1
\у
in ■
1 Л
У'
У
S
5
f
]у
Л
А
i
! ^
У&
I J\
А
\
'о
I У
Л
°>
у
\
у
у
dp.l
Й>
м
W
у
*
S
r I I
У
f\
V
У
У
'1
05"
Jo о
у
у
7?
X)
у
5d
У
fSi
4i
Л
ReW3\
1 Пересчет диаметров капель проводился по формуле (1-11).
Величина гамма-функции определялась по графикам [Л. 4-12] х = fx (Ур, К)
и ds — f2(Vp> К) и условию, что Г (1 — Mm) = xlds.
2 Расчет проводился при значениях £ = 0,1; 0,235 и 0,5; А = 1,06;
3,14; 7,85 и Re^3-103^ 35-103.
75

что опытные данные [Л. 4-12] могут быть обобщены
формулой (4-36) (линия 7). Отклонения точек, не превышающие
тех, которые наблюдались в работе [Л. 4-2], имеют место
главным образом при числах Re < 104, когда условия
истечения из форсунки, исследованной Блохом и Кичкиной,
заметно отличались от условий для идеальной форсунки,
в то время как по данным работы [Л. 4-12] таких
отклонений во всем исследованном диапазоне не наблюдалось.
Кроме того, и сами конструкции форсунок могли несколько
различаться.
В опытах Турнера и Маультона [Л. 4-22] исследовалось
распыливание бензойной кислоты и (5-нафтола
центробежными форсунками, изображенными на рис. 4-15, при
нескольких значениях диаметра выходного сопла.
Дисперсность определялась методом замораживания
капель и последующим подсчетом числа капель в группах,
причем размеры капель внутри каждой группы отличались
друг от друга не более чем на 20 мк. Средний диаметр капель
определялся по логарифмической формуле (1-7).
Сопоставление величин среднего диаметра, подсчитанных по формулам
(1-2) и (1-3), показывает на близкое их совпадение г
(отклонение величин для приведенных в статье распределений
капель по размерам составляло 2—3%). Обработка в
критериальной форме опытных данных [Л. 4-22] приводит к
следующим зависимостям для определения среднего диаметра
капель: применительно к форсунке, изображенной на
рис. 4-15, а
4- - 3,38Л-м (-^г-) ' Re-0-54;2 (4-37)
где Ki = gJG — весовая доля капель внутри t-той группы; таким образом:
1*1=1.
2 Геометрические размеры, за исключением с£0, необходимые для
расчета Л, определялись по чертежу, причем изменение А в каждой данной
серии происходило только за счет величины d0 (величины d0—см. [Л. 4-22]).
di
76

применительно к форсунке, изображенной на рис. 4-15, 6
d, -~W d, 0,04 -2 -°-17
4- = 2,23 (-Л
dn ' \ d —
Re-
0,44
(4-38)
где
d= l
-безразмерный диаметр выходного отверстия 1.
На рис. 4-27 представлены опытные данные по испытаниям
форсунки (рис. 4-15, а). Для сопоставления величин
среднего диаметра капель по формулам (4-36) и (4-37)
проведен сравнительный расчет
при
конкретных
-5
условиях
(П! = КГ5 и А = 2),
показавший, что в
рассматриваемом случае величины средних'
диаметров капли близки друг
другу (табл. 4-1).
Опытные данные ряда
авторов обобщены [Л. 4-10]
формулой при постоянном
значении коэффициента
поверхностного натяжения (<г =
= 24 дн/см):
ds = 77,5p°>458G0'209v0>215, (4-39)
-.ДМ-П^ЧО*
40
30
25
20
16
12
^
О
L
с
р
Но
с
la
Re-lff\
6
Рис.
8 10 12 П 16
4-27.
Зависимость
[Л. 4-22].
20 25 30
(4-35)
где р\—избыточное давление, кГ/см2\
G — весовой расход, кг/час;
v — коэффициент кинематической вязкости, сантистоксы;
ds — средний диаметр капель, мм.
Если положить, что зависимость от коэффициента
поверхностного натяжения соответствует критериальной формуле
Таблица 4-1
Re
5 000
10 000
20 000
d
— по формуле (4-36)
«0
0,257
0,158
0,098
dl
—т- по формуле (4-37)
"0
0,232
0,143
0,095
1 Отсутствие данных по размерам форсунки, за исключением
выходного сопла, привело к необходимости введения этого параметра; все
остальные геометрические размеры вошли в постоянный коэффициент.
77

(4-36), то зависимость (4-39) преобразуется к безразмерному
виду:
-0,24г
= ll,Og"»-lli
uQ
-£-=11 .б^.э'ПГ0,2^-0'7. (4-39')
где Е = f (A) — коэффициент расхода форсунки.
Имеется еще ряд зависимостей, предложенных
различными исследователями. Так, например, Н. Н. Струлевич
[см. Л. 4-7], распыливая парафин центробежными
распылителями и пользуясь методом замораживания капель
с последующим определением их размеров, пришел к
формулам:
I_/l-io«-f
С05-^-
_^_ = 0,1 IRe0-34,
а0
где ф — угол распыливания;
б — толщина пленки;
d0 — средний диаметр капель;
иддж
(4-40)
Re
У»
v — скорость истечения;
г0 — радиус сопла.
Лонгвелл 1Л. 4-10] предложил формулу:
dm = 0,135g°'7v (441
do A,o,37sin^'
где Др — перепад давления (изменялся от 0,5 до 21 ати);
V —0,08-г-0,8 смУсек;
Ф — угол конусности струи;
dm — медианный диаметр по массе.
В этой формуле не учитывается влияние поверхностного
натяжения жидкости, а влияние конструкции определяется
углом конусности струи. В обработке Шефера и Боуэя
[см. Л. 4-101:
ч.
(44
78

Здесь не учитывается влияние вязкости на средний диаметр
капель.
Тет и Маршалл [Л. 4-19 ] исследовали распыливание воды
с примесью 25% нигрозина для того, чтобы капли можно
было фотографировать; изменения вязкости раствора авторы
добивались, прибавляя в него глюкозу разной концентрации.
Дисперсность они определяли, улавливая капли в сосуд,
заполненный специальным раствором, который не
смешивался с водой и имел такую же плотность, что и она.
Благодаря этому капли сохраняли сферическую форму и едва
касались дна. Сосуд покрывали стеклом и производили
фотомикрографию капель. Подсчет капель производили
визуально и специальным электронным анализатором
распределения капель по размерам. Авторы определяли
зависимость среднего диаметра капель от составляющих скорости
вдоль оси при выходе из сопла и касательной при входе
в камеру форсунки, а также от диаметра сопла. В работе
применялись центробежные форсунки с завихряющими
канавками (рис. 4-14). Обработка данных в критериях
подобия привела к следующей зависимости:
7, \-0 5 / II2 \—0,24
*-*-»(-*Ч'(£с) *~- <4'42>
где иэ — эквивалентная скорость на выходе из сопла;
vx0 — касательная составляющая скорости на выходе
из завихряющих канавок.
Отношение этих скоростей представляет собою некоторую
геометрическую характеристику данного распылителя,
равную:
Рто = /о cos 6
v3 nfBX '
где /0 — площадь выходного сопла форсунки;
п — число завихряющих канавок;
/вх — площадь их поперечного сечения;
0 — угол отклонения их от тангенциального
расположения.
Опытные данные в координатах зависимости (4-42)
представлены на рис. 4-28.
Средний диаметр капель и в этом случае изменяется
пропорционально Re-0*7.
Сопоставление этих данных показывает, что степень
влияния отдельных параметров на величину среднего диаметра
79

капель различна ё разных исследованиях. Так, при
увеличении скорости (избыточного давления) диаметр капель
уменьшается, но показатель степени при скорости различен,
изменяясь от —0,34 до —1; в большинстве работ он близок
к —0,7. Размер выходного сопла распылителя существенно
влияет на дисперсность; в подобных распылителях
(постоянное значение параметра А) увеличение диаметра выходного
сопла приводит к ухудшению дисперсности d — dj4^0'64.
, , |Л, Физические свойства жид-
12
10
1,2
г
Рис.
о
г
Я4*
п
[ у* -з
~\ReW
кости оказывают следующее
влияние: увеличение
вязкости в большинстве случаев
ухудшает распыливание, но
степень влияния различна
/j ,,0,2-г-0,5ч
(а —\1Ж ) в зависимо-
3 Ч 5 6 в W
4-28.
20
Зависимость
[Л. 4-19].
(4-35)
сти от области изменения
вязкости; при малых
значениях вязкости влияние ее на
распыливание ослабевает.
Таким образом, при распы-
30 40 50 ливании высоковязкого
топлива необходимо учитывать
влияние этого фактора.
Подогрев топлива, понижая его
вязкость, улучшает
условия распыливания. Что касается поверхностного
натяжения, то, по данным большинства авторов, оно слабо влияет
на степень дисперсности (d ~ а0'1-0*2). Иной вывод
содержится лишь в работе Шефера и Боуэя, где d ~ а0»5.
Влияние этого фактора в ряде исследований вообще не
учитывалось в связи с тем, что изменение его невелико для
различных сортов жидкого топлива.
На рис. 4-29 сопоставлены зависимости среднего диаметра
капель от давления, подсчитанные по разным формулам
для конкретного случая распыливания центробежной
форсункой керосина (у = 815 кг/м3; а - 27- ГО"3 к/Уж; |1Ж =
= 2-10 6 мЧсек). Рассмотрение кривых приводит к
заключению, что при давлении более 10 ати линии 1 и 2 дают
близкие результаты, линии же 3 и 4 дают несколько меньшие
значения диаметра. Таким образом, вероятно, не все факторы,
влияющие на распыливание жидкости, учтены критериями
и входят в экспериментальные константы, которые
учитывают индивидуальные особенности распылителей, в
частности, различную начальную турбулентность.
80

Конечно, детали конструкции форсунки, отношение
высоты камеры к диаметру, число тангенциальных
отверстий и даже форма их в различных работах не были
одинаковыми. Имелись конструктивные различия и в переходах
от камеры завихрения к прожимному соплу. Все это приводит
к тому, что безразмерная величина средней капли,
определенная по критериям подобия, даже при равных условиях
не может быть одной и той же. Важно, однако, что для опы-
мк
300
200
100
d
-1
^Р
•
2
~т—
3
/' ]
PJ
10
20 КГ/см2
Рис. 4-29. Сравнение зависимостей среднего диаметра
капель от давления, подсчитанных по разным формулам.
/ — (4-36); 2 — (4-37); 3 — (4-39'); 4 — (4-41).
тов каждого автора, когда конструкция форсунки
сохранялась одинаковой, обработка в критериях:
АЛ
дает однозначную зависимость. Это показывает, что
выбранные критерии правильно описывают действительные условия
по распыливанию жидкости, но не учитывают и не могут
учитывать конструктивных особенностей отдельных
форсунок. Для форсунок с тангенциальным подводом топлива
при ориентировочных расчетах может быть рекомендована
формула (4-36).
Все рассмотренные исследования проводились при
истечении жидкости в среду воздуха, находящегося при
атмосферном давлении. Это не дало возможности, как указывалось
выше, выявить влияние плотности газа (противодавления)
на распыливание. Исследования по этому вопросу
проводились, главным образом, при распыливании жидкости
дизельными форсунками, работающими при больших избыточных
б Заказ 803 81

давлениях (сотни атмосфер). При этом получены
противоречивые результаты. Так, Ли [Л. 4-8] и Вольтьен [Л. 4-23]
не обнаружили заметного влияния плотности воздуха
на дисперсность струи, а Засс [Л. 4-6], Джиферен и Лэмб
[Л. 4-17] и Лышевский [Л. 4-9] отметили уменьшение
диаметра капель при увеличении плотности воздуха.
Исследованию центробежных распылителей (рис. 4-30)
посвящена работа де Корсо [Л. 4-14]. Размеры капель
определялись фотографированием
их в полете и последующим
подсчетом количества капель по
размерам под микроскопом. Средниу
диаметр капель определялся по
формуле (1-3) для разных углов,
образованных плоскостью, в ко-
мк
200
150
100
50
0
\ds
^IL
,7
?
L/j
Рв
0,01 0,1
1,0
10 а/ли
Рис. 4-30. Схема
распылителя [Л. 4-14].
Рис. 4-31. Зависимость среднего
диаметра капель от
противодавления.
Цифры у кривых — значения др, ати.
торой производилось фотографирование, и осью струи, на
заданном расстоянии от выходного сопла.
Размеры капель по сечению (см. рис. 4-22) не остаются
постоянными: наименьшие капли располагаются вблизи
оси струи; по мере удаления от оси капли становятся крупнее
и затем на внешней границе струи несколько уменьшаются.
Средний диаметр капель зависит от противодавления
(рис. 4-31); по мере его роста средний диаметр капель
сначала уменьшается, а затем начинает возрастать. Увеличение
размеров капель автор объясняет слиянием капель, которое
происходит при больших плотностях орошения, имеющих
место в случае повышенного давления в камере (расчеты,
показывающие возможность такого явления, — см. [Л. 4-5]).
82

a)
2,0
1,0
0,8
0,6
0,2
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
1
\UlR
T
Ь г"
l OA
°/
wo
n°
и
f
0
i
с
°t
to)
HJjjEj
wo
/o
T
fv?
^r
Oj
7
^
5ь
7
^=4^7
M.!
г
J
0)
6,0
4,0
2,0
UO
0,8
6,6
0,4
0,2
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
6)
7n-
1
\ Ъ
/o
о
oi
/o
r о
)0
^A~_
9y°
m=2,8
\ °
.
^ ДОДО!0 2,0 4,0
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 2
Рис. 4-32. Распределение капель по размерам: а — [Л. 4-3]; б — {Л. 4-19]; в ■
6,0
4,0
2,0
ио
0,8
0,6
0,4
0,2
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
Itl-
1
ыч
/
_й.
л
/
/
/
!
пг-3,3
к 1
i
0,4 0,6 0,81,0 2,0
[Л. 4-22].

Зависимость среднего диаметра капель от перепада
давления в форсунке выражается степенной формулой:
ds = К {р)~\ (4-43)
где К — постоянная, зависящая для данной жидкости
от геометрических размеров распылителя и величины
противодавления, а степень п в исследованном диапазоне
противодавлений приблизительно равна 0,48, что соответствует
несколько более сильной зависимости от скорости, чем это
имеет место по формуле (4-36).
Существенной характеристикой дисперсности, влияющей
на протекание процесса испарения жидкости в камере
горения, является распределение капель по размерам. Анализ
данных ряда исследователей показывает, что оно может быть
выражено зависимостью (1-10) при значениях т от 2 до 4
(рис. 4-32).
При расчете центробежных распылителей надо иметь
в виду зависимость расхода и среднего диаметра капель
от давления и размеров распылителя. Так, для заданного
типа форсунок (А = const) расход возрастает при заданном р
пропорционально do, а при заданном d0 —
пропорционально У р. В то же время средний диаметр капель при
заданном перепаде давления возрастает пропорционально
d^0,5, а при заданном d0 — обратно пропорционально р0-35.
Таким образом, увеличение производительности при
необходимости сохранения величины среднего диаметра капель
требует повышения давления перед распылителем. На
практике для увеличения производительности устанавливают
в камере несколько распылителей. Зависимость расхода
и диаметра капель от давления ограничивает пределы
регулировки подачи топлива, так как уменьшение расхода топлива
в заданном распылителе связано с необходимостью
уменьшения давления, что неизбежно ухудшает дисперсность.
Поэтому при необходимости регулировать расход в
широких пределах либо создают специальные устройства с
рециркуляцией топлива внутри форсунки, либо устанавливают
пневмо-механические форсунки, в которых распыливание
топлива происходит не только за счет центробежного эффекта,
но и вследствие взаимодействия топлива с высокоскоростной
струей воздуха. Применение пневматических форсунок дает
возможность получать факел заданной дисперсности при
различных расходах, что улучшает условия эксплуатации
распылителей.
84

ГЛАЗА ПЯТАЯ
ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ РАСПЫЛИВАНИЯ
ЖИДКОСТИ ПНЕВМАТИЧЕСКИМИ ФОРСУНКАМИ
§ 5-1. Дисперсность струи при распыливании жидкости
пневматическими форсунками
В последнее время в литературе были приведены
экспериментальные данные, позволяющие в свете
изложенной выше теории распада жидкости выявить влияние
различных физических свойств и режимных параметров
на дисперсность струи, распыленной газом (или паром).
Б. Д. Кацнельсон и В. А. Шваб [Л. 5-6] применили
метод подобия при исследовании распыливания жидкости
пневматическими форсунками. При этом они предполагали,
что распиливание является результатом воздействия потока
воздуха на струю жидкости, и обобщили опытный материал
критериальной зависимостью:
Ьар = -^ = л(^)\ ' (5-1)
где Lap — критерий Лапласа;
г — средний радиус капель;
а — коэффициент поверхностного натяжения;
дг и vr — плотность и коэффициент кинематической
вязкости распыливающего воздуха;
v — относительная скорость воздуха и жидкости
в месте их встречи, практически равная скорости
воздушного потока;
А и п — опытные постоянные, зависящие от конструкции
распылителя.
Исследовалось распыливание воды двумя типами
пневматических форсунок производительностью 600 кг/час каждая,
из которых одна центробежная (см. рис. 6-21), а другая эжек-
ционная (см. рис. 6-25). В форсунке центробежного типа
менялись детали головки; несколько серий опытов было
проведено с тремя различными вставками, причем одна из них
была стандартной, вторая имела в месте встречи с воздухом
небольшой бортик для отклонения воздушного потока
(см. рис. 6-22, а), а третья служила для завихрения
топливной струи (см. рис. 6-22, б).
Опыты проводились при расходах воды от 200
до 800 кг/час, отношение расхода первичного воздуха к рас-
85

ходу воды изменялось от 0,13 до 1,7 кг/кгу давление воздуха
перед форсункой составляло 6 ата. Распыливание
осуществлялось как при подаче только первичного воздуха, так и при
подаче его вместе со вторичным (последний подавался через
регистр). Определялись дисперсность струи и распределение
жидкости по сечению факела. Результаты всех серий опытов
для форсунки центробежного типа представлены на рис. 5-1.
Из рассмотрения графика видно, что применение завихри-
120
100
>8 W1ZW6 20 25 30 40 5060
Рис. 5-1. Зависимость Lap = / (Re)
для форсунки высокого давления
центробежного типа.
X — вставка по рис. 6-22, а;
д — вставка по рис. 6-22, б.
\Lap\ 1 11
У
—Гмк
1 1 И
"ИТГ
' I
нЧ>
*US
\$х\
L_L_U *\рГ —V
Vx\ 1
■ Ш\ ■ 1
IX ——L
1 | 1 ! 1 1 I 1
11 V1 i
ш
ГУ*
ы/Т»—
II ! 1
.L ReW~
И 1 1 J
\LCt
on/) i '
1
юп\
IUU\
HOPr
£П\
vU\
ьи\
wpp
ml
\
?о\±
А
т\А
|| | у-|-|
4
Н b or i
Г m\
Nr
m\\
II /4 l I
/r
/1
#4+14
/i\
1 И
у
Tffl
OCT
d 1 1
Ian inl
иле Д/ 1
1216 го зо Ш60
Рис. 5-2. Зависимость
Lap = / (Re) для
форсунки высокого
давления эжекционного
типа.
О —распыливание только
с первичным воздухом;
• —распыливание с
первичным и вторичным
воздухом.
теля не улучшает условии распыливания, так как скорость
топлива мала по сравнению со скоростью воздуха и не может
существенно изменять турбулентности струи.
Данные рис. 5-1 представим приближенной
зависимостью:
rQrv2 л ( vdn X1»4
а~
3rf!i== А ( vd° У
(5-Г)
показывающей, что средний размер капель изменяется
пропорционально а-0'6.
В формуле (5-1) не учитывается влияние на распыливание
соотношения расходов жидкости и газа, хотя в некоторых
своих опытах авторы заметили, что этот факт имеет влияние.
86

Подача вторичного воздуха несколько улучшала
дисперсность струи, получаемой в форсунке центробежного типа,
но не влияла на степень дисперсности струи эжекционной
форсунки. Это можно объяснить тем, что в первом случае
вследствие центробежного эффекта, вызванного завихрением
струи воздушным потоком, наиболее крупные капли
располагаются на периферии и при встрече со вторичным
воздухом происходит дополнительное их дробление.
Рассмотрение рис. 5-2, на котором представлена
зависимость (5-1) для эжекционной форсунки, показывает,
что в условиях, когда скорость воздуха на срезе струи выше
критической,
^ = Л(^)'-97. (5-1")
Возможно, что некоторое влияние на процесс
распиливания могло оказать то, что встреча струи газа и жидкости
сопровождалась скачком уплотнения различной силы в
зависимости от степени превышения звуковой скорости. В тех
случаях, когда расходы воздуха и воды приблизительно
равны, скорость воздуха практически не влияет
непосредственно на дисперсность струи.
В указанной работе заранее предполагалось, что
разрушение струи обусловлено взаимодействием потока газа и
жидкости. Критерий Re, как определяющий, и Lap, как
неопределяющий, получены из анализа такой схемы распада.
В опытах менялась, по существу, только скорость воздуха
и в некоторой мере его плотность. Свойства жидкости
и вязкость газа фактически не менялись, так что, по
существу, определялось влияние скорости воздуха и
геометрических размеров на распыливание воды.
Исследование распыливания пневматическими
форсунками низкого давления жидкостей, обладающих различными
физическими свойствами [Л. 5-2, 5], выявило зависимость
среднего диаметра капель от физических свойств жидкости
и позволило установить распределение капель по размерам,
распределение распыленной жидкости по сечению струи
и угол конусности струи, а также влияние на дисперсность
отношения расходов жидкости и воздуха.
Опыты проводились на трех подобных форсунках,
схематически изображенных на рис. 5-3. Основные размеры
приведены в табл. 5-1. Жидкость подавалась давлением
воздуха через центральное отверстие, распыливающий воздух —
87

через кольцевую щель. Форсунки устанавливались
вертикально отверстием вниз, благодаря чему обеспечивалась
симметричная форма струи. Распределение жидкости
по сечению струи определялось мензурками, установленными
по диаметру сечения распыленной струи на различных
расстояниях от устья сопла, с последующим взвешиванием
жидкости на аналитических
весах. Дисперсность определялась
методом улавливания капель на
закопченные стекла,
установленные на тех же местах, что и
мензурки, с последующим подсчетом
уловленных капель под
микроскопом. В опытах с форсункой № 1
мензурки и стекла
устанавливались на четырех расстояниях по
длине струи в 75—275 мм от
устья форсунки; в опытах с форсун-
Рис 5-3. Схема распылителя, ками № 2 и 3 улавливание
жидкости производилось на
расстоянии 125 мм от устья форсунки. Средний диаметр
капель определялся по формуле (1-2).
Изменение размеров капель внутри каждого интервала
составляло 25 мк. Распыливанию подвергались водные
растворы глицерина различной концентрации, керосин
и бензин.
Таблица 5-1
Основные размеры испытанных форсунок
Номер
форсунки
1
2
3
Материал
Стекло
Латунь
Латунь
Диаметр
сечения
жидкостного сопла, мм
0,506
0,860
0,450
Кольцевое сечение для прохода
воздуха
dBH, мм
3,08
5,50
2,66
''нар- мм
3,63
6,46
3,18
Основные параметры процесса изменялись в следующих
пределах: отношение расходов воздуха и жидкости 0,25—
3,15, скорость воздуха в выходном сечении 43—121 м/сек,
скорость жидкости в выходном сечении 0,5—4,4 м/секу
давление воздуха у устья форсунки 54—550 мм рт. ст.,
объемный вес жидкости 745—1250 кг/м3, коэффициент
88

динамической вязкости (0,0675—54,5) • 10" 3 кГ -сек/м2,
поверхностное натяжение (2,39—7,18) • Ю-3 кГ/м. Выяснение
влияния на дисперсность струи физических свойств
жидкости и относительной скорости производилось в опытах
с форсункой J\|o 1. В опытах с форсунками № 2 и 3
выяснилось влияние геометрических размеров сопла.
В опытах наблюдалось постоянство диаметра капель
по длине распыленной струи. Это видно из рис. 5-4, на
котором нанесены результаты измерения на разных расстояниях
ОД
0,6
0,5
о,ч\
0,3
ОЛ
>о
—J g
10
20
W 60 80 WO
200
Рис. 5-4. Зависимость d/dQ = f(QrV2d0/o) на расстоянии
от сопла: А — 75 мм\ • — 125 мм; О — 200 мм\
Д — 275 мм.
от устья сопла среднего диаметра капель, полученных при
распылении одной и той же жидкости форсункой № 1
в координатах зависимости (3-39) при постоянном значении
критерия [Хж/£>жсгс/0. Это указывает, во-первых, на то, что
дробление струи и капель происходит, по-видимому,
на весьма небольшом участке после встречи воздуха с
жидкостью, во-вторых, на то, что отсутствует заметная
коагуляция в результате столкновения капель. Аналогичные
по форме зависимости были получены и для других жидкостей,
что соответствует иным значениям критерия н4/£жа^о-
Сравнительное расположение кривых, относящихся
к различным сериям опытов, показано на рис. 5-5, где
критерий |л4/()жас(0 дан параметром. Все эти кривые могут
быть описаны уравнением типа:
d _ А (Qrv2d0y
(5-2)
в котором коэффициент А зависит от физических свойств
распыливаемой жидкости и конструкции распылителя,
89

а показатель степени п является величиной постоянной
и равной —0,45 для всех опытов. Вид зависимости
коэффициента А от критерия \i2m/Q^dQ для форсунки № 1 может
быть определен из графика рис. 5-6, где опытные данные
представлены в виде связи:
'QrP4N°'45 l "2
'=i(j
t
Qmod0
(5-3)
Ход кривой показывает, что при —-^т->5-10 3
на дисперсность начинает влиять критерий, содержащий
200 300
Рис. 5-5. Зависимость d/d0 = / (Qrv2d0/e) для
жидкостей различных физических свойств.
Цифры у линий — значения критерия nt.
вязкость жидкости. Кривую рис. 5-6 можно приближенно
выразить следующими формулами:
при
QiKGd0
< 0,005
d - Л /Qr^4\-°'45.
(5-3')
при 0,005 <-^<0,5
л0 + 1'24(еж<ц
/ „2 \0,62
У2^п\-°»45
/Ог^ЧЛ
(5-3')
9Q

при
£ж<4
■>0,5
/ 2 \ 0 28 ~\
-4» + °'94(^;)'](-ь?Г'5- (м-)
Для форсунки № 1 Л0 = 0,77.
2,5
2ft
1,5
1,0
0,5
pf t
11 III M
[III 11II
Nil III
Nil
ШкШт
1ЯПш
III! 1 III
~r
1
+
1
111 1
IJI |
III 1
jit |-J
ТмП
III 1 1
\W
W\
1
m
ffi
111
ТШГ
LliL
Tfffr
ТПТГ
JJJiJ
TTI
Iff
Ш
ТПТ
1,111
T
J,
л
-L
t
1
ttfhi ft
ЗГ/7, 1
Ы5
2,0
f,0
0,5
в#
//,/2
«0|
Рис. 5-6. Обобщенная зависимость А = / (Пх).
Приведенные формулы справедливы для значения
критерия |4/джш/0 от 4,5 • 10"5 до 7,25 и значения -£- (1е^<>\М5
от 0,77 до 2,4.
Для проверки влияния
геометрического размера на
дисперсность струи были прове- T^L
дены опыты по распыливанию £Л
жидкости форсунками № 2 и
3 в области, где критерий
м4/рж°^о не влиял на
дисперсность. Результаты этих
опытов представлены на рис. 5-7
в виде зависимости,
отвечающей формуле (5-2). Как видно
из графика, точки опытов для
форсунок разных размеров
располагаются около прямой
линии при значении
коэффициента А0 = 0,64.
Таким образом, можно заключить, что результаты
описанных опытов (проведенных при разных режимах с
распылителями разных размеров и жидкостями различных
физических свойств в интервале параметра GJG, когда послед-
ГС
L п
г
г
1 й0
1 с
&
^
\
)
С
*
>v
гч
12 16 20 30 40
60 80 100
pyd0
Рис. 5-7. Зависимость d/d0 =
= / (QrV2d0/o) Для жидкости,
распыленной форсунками № 2
(о) и № 3 (X).
9!

мк
300
250
ZOO
150
50)
О,
ний не влияет на дисперсность распыленной струи)
обобщаются критериальной связью (3-39), которая однозначно
определяет процесс распыливания вязкой жидкости
форсунками пневматического типа.
Для наглядного представления о влиянии коэффициентов
вязкости и поверхностного натяжения на тонину
распыливания построены два расчетных графика, изображенные
на рис. 5-8 и 5-9. Оба графика подсчитаны по
вышеприведенным формулам. На
рис. 5-8 построена
зависимость среднего
диаметра образующихся
капель от вязкости
d = f (|ыж) при разных
скоростях в
предположении, что все
остальные величины,
входящие в формулу, —
коэффициент
поверхностного натяжения,
плотность и геометрический
размер —постоянны. На
рис. 5-9 построен
график, на котором
показана зависимость
среднего диаметра капель
от коэффициента
поверхностного натяжения
жидкостей d = f (о) при
разных скоростях в предположении, что все остальные
факторы — вязкость, плотность и геометрический размер —
постоянны.
Ход кривых рис. 5-8 показывает, что при распыливании
высоковязких жидкостей существенным фактором, влияющим
на дисперсность струи, является вязкость. Поэтому одним
из практических методов улучшения качества распыливания
служит подогрев высоковязкого топлива. К тому же
подогрев способствует протеканию следующих после
распыливания стадий, предшествующих горению, — испарения
и пирогенетического разложения.
Увеличение поверхностного натяжения приводит к росту
размеров капель. Однако пределы изменения поверхностного
натяжения топлив невелики, почему этот фактор не может
оказать значительного влияния на качество распыливания.
92
I I I I I I I I I 1111 I I I 11 i I I I I
6 "I
II
Mill I III
11111 11 11 и 11 I 11111 I
I l 111 I
1111 J j 'II! Ill
111111111
мим
111II 111111111111111 11111111
"till ^
1 11 l/l И i
/ 1
и
и
/
л
IK
i Jn '
/И | II I'll 1 ,1
/III! inn 1
11111 | \]г\\ i 11 j | | IL/ I j'
11111 11 111 111 II1111 I ! 1111 I jn 11 11111 II /i 'Mil
I Hi ' L/nI' I 'I
11111 11 1111111 I 11111 II1ЙТ1111 i н i' x irn i
Ш4тш
МШ 'ПТПГ
Hill II illl 11 1 In
IWIM
1111111111111111ЩШШ
11ll 1 1 Illl 1
Illl 1 1 1111 1 11 1 1 11 Ij 1 111II 1 1 jl
LrT >u
*\\ Ыч1 ' 1
кгш i |;
.1 .111 J
i/^
Mill L'Jlir^-i
0:i Z b 6 81 г 4 6 810 Z Ч об
кГсек /м
Рис. 5-8. Зависимость среднего диаметра
капель от коэффициента вязкости.
Цифры у кривых — значения относительной
скорости, м/сек.

При этом подогрев топлива приводит также к снижению
поверхностного натяжения и соответственному уменьшению
размеров капель.
.Определим величину среднего диаметра капель в
зависимости от размера сопла форсунки и относительной скорости
потока. В случае распыливания подогретого мазута
вязкость практически не будет сказываться на тонине
распыливания, поэтому
воспользуемся формулой (5-3'),
которую несколько
преобразуем. Коэффициент
поверхностного натяжения
мазута равен приблизительно
3,5-10" 3 кГ/м; плотность рас-1
пыливающего воздуха
примем равной 0,12 кг-сек2/м4;
тогда:
_d_ _ л (0,\2v*dQ
d0 ~~ 4 0,5- 10~а
Ж
55
do = 0,204A-""09
(5-4)
мк
Z00
150
100
50
О
<L-ffa)
Г
^50
100
150
6Ю3\
1 2 3 Ч 5 6 7 8кГ/м
Рис. 5-9. Зависимость среднего
диаметра капель от коэффициента
поверхностного натяжения.
Цифры у кривых — значения
относительной скорости, м/сек.
Иногда представляет
интерес выразить величину
среднего диаметра капель через
расход воздуха. Так как
скорость мазута значительно меньше скорости воздушного
потока, то приближенно можно считать:
V = Vr,
и тогда расход воздуха:
L = в/7-3600 1м*/час]9
где F — площадь поперечного сечения воздушной щели;
при этом:
d
^0,55^0,9
258Л °
г 0,9
(5-4')
Выведенные выше зависимости дают связь между
средними размерами капель и параметрами, характеризующими
процесс распыливания.
В действительности, как уже указывалось выше,
получаемые при распыливании жидкости капли не могут быть
одинакового размера; их диаметры отличаются от среднего
в ту или другую сторону. Для полного суждения о качестве
93

работы необходимо знать cfeneHb однородности капель
по размерам. Для определения гранулометрического состава
капель была использована зависимость (1-10). Из рис. 5-10
видно, что опытные точки для всех серий опытов с
форсункой № 1 объединяются одной кривой при т = 2,3.
Полученные зависимости (5-2) и (1-10) были
использованы при обработке результатов испытаний промышленных
форсунок низкого давления [Л. 5-5]. Испытанию
подверглись форсунки СТС-ФДБ-1, СТС-ФОБ-2, с набором
экспериментальных вставок и насадок, СТС-ФДМ-1, системы Глу-
шакова, двухступенчатая. Подробное описание этих
форсунок приводится в гл. 6. Методика испытаний и обработка
опытов была такая же, как и при испытании форсунок
лабораторного типа.
Относительная скорость газо-жидкостного потока для
случая подачи в форсунку первичного и вторичного
воздуха подсчитывалась по формуле:
„ _ ^/щж, (М)
где v10 — начальная относительная скорость между
первичным воздухом и струей жидкости;
v20 — относительная скорость газо-жидкостного потока
при встрече со вторичным воздухом;
GB — расход первичного воздуха;
Gq — расход вторичного воздуха;
GB — общий расход воздуха.
Опыты со всеми форсунками проводились, в основном,
при их расчетной производительности. Количество
подаваемого воздуха и соотношение расходов воздуха и
жидкости менялись в достаточно широких пределах. Расход
первичного и вторичного воздуха определялся по соотношению
живых сечений. Несколько опытов с форсункой СТС-ФДБ
были проведены только с первичным воздухом (при полном
закрытии вторичного).
На рис. 5-11 показана функциональная зависимость (5-2)
для всех испытанных форсунок. Из рис. 5-11, а видно, что
точки всех опытов, проведенных с форсункой СТС-ФОБ-2,
при разных модификациях, т. е: при разных комбинациях
вставок с насадками, практически объединяются одной
линией, которая может быть выражена уравнением (5-3'):
d _ л /_МЧ\~0'45
94

95

A
do
0,20
0,18
0,/4
0,10
0,08
0,06
a)
s,o
. .. _
5
с
I"
i
Д<
Цу
> ^
\
i
<№°
F
J^
Ал
Q
£
ЬстаЬка
1
1
1
1
2
0
2
2
3 '
3
Насадок
1
2
3
ч
1
2
5
1
2
5
-^
A
Ык&начХ
▲
a I
X
■
D
о
•
30
40 50 60
80 100
m 180
250 300 рг v%
A
do
0,2
0,1
0,08
0,07
0,06
0,05
6)
4
о
V
ч
о
n
и
о
a
V^C
0°
f
<
Г»
Г*4*
(.
о
0
о
30 W 50 60 7080
200 300 WO 500600 800
Рг vyQ
л
it
ON,
0)0
wl
«)
6
"n
6
О
V
*4
T
i
so
10 90 120 160 200'
0,20
0J8
0J6
0J4\
\p2v2d0
0
>. t
г)
О
о
О
О
30
W 50 50 10 80
p2v2d0
Рис. 5-11. Зависимость d/d0 = f (Qrv2d0/o) для различных
распылителей: а—форсунка СТС-ФОБ-2; б— форсунка СТС-ФДБ-1;
в — форсунка СТС-ФДМ-1; г — форсунка Глушакова.
96

• Как и следовало ожидать, вследствие малых скоростей
движения жидкости завихрение жидкостной струи не
улучшало распыливания жидкости. Такой же вид зависимости
получается и для остальных испытанных форсунок
(рис. 5-11, б, в, г). Сравнительное расположение кривых
зависимости (5-3') для всех испытанных форсунок приведено
на рис. 5-12.
й.
do
0,30
0,25
0,20
0,13
0,16
0,П
0,12
0,10
0,§9
от
0,07
0,06
4^
3 ,
2 *
г- 1
^ /
я
п
и
п
к
п ы
1 К
■) Я
по
•
ПН
т п
п у/
л и
ти
)ПГ
пп 9
Е7Л 0/
Ю п т,2т
Рис. 5-12. Зависимость d/d0 = / (Qrv2d0/o) для различных
распылителей.
/ — форсунка Глушакова; 2 — форсунка СТС-ФДМ-1; 3 — форсунка
СТС-ФОБ-2; 4 — форсунка СТС-ФДБ-1.
Значение коэффициента А зависит от конструкции
распылителей и приведено в табл. 5-2.
Значения коэффициентов А и т
для форсунок низкого давления
Таблица 5-2
Наименование распылителя
СТС-ФДБ-1
СТС-ФОБ-2
СТС-ФДМ-1 (Кельмана) . . .
Глушакова
Двухступенчатая
Л
1,20
0,90
0,78
0,75
0,61
т
2,8
2,6—3,0
2,8
2,3
2,8
7 Заказ 803

Рассмотрение графиков рис. 5-12 показывает, что
получение определенной степени дисперсности струи при распыли-
вании жидкости форсунками СТС-ФДМ-1 и Глушакова
требует меньших скоростей воздушного потока (следовательно,
и меньших напоров по воздушной линии), чем при распыли-
вании форсунками СТС-ФОБ-1 и СТС-ФДБ-1.
Распределение капель по размерам удовлетворяет
зависимости (1-Ю). Значения коэффициента т для этих
форсунок приведены в табл. 5-2. Как видно из табл. 5-2,
наименьшую однородность размеров капель дает форсунка
Глушакова. Все остальные испытанные форсунки дают близкие
распределения капель по размерам.
а)
С)
У//Л У/у>/Л
х?/;;/;л у/у vs/Л
\&&
К//////л У//////Л
dth
ЯЭ
Рис. 5-13. Схема распылителя [Л. 5-16].
В работе Нукияма и Танасава [Л. 5-16, 17, 18]
исследовалось распыливание жидкости пневматическими
форсунками с затопленным соплом, представленным на рис. 5-13.
Гидродинамическая картина течения жидкости и воздуха
в этих форсунках резко отличается от имевшей место в
вышеприведенных опытах с форсунками № 1, 2 и 3 [Л. 5-2, 5].
Так как поток жидкости встречается с воздухом внутри
форсунки, то при этом происходит первичное дробление струи.
Окончательное дробление струи происходит при совместном
истечении жидкости и воздуха из второго сопла в атмосферу.
В первой серии опытов [Л. 5-16] вода распыливалась
воздухом при дозвуковых скоростях в форсунке,
представленной на рис. 5-13, а.
Диаметры сопел для воды йж и воздуха dr изменялись
соответственно в пределах: йж = 0,2-И,0 мм и dr = 2-ь-Ьмц.
Средний диаметр капель подсчитывался по формуле (1-3).
Величина среднего диаметра капель уменьшалась при
увеличении относительной скорости, подсчитанной в
сечениях соответствующих сопел, а также при увеличении
отношения объемов воздуха и жидкости, когда оно было менее
5000. Величина эта не зависела от размеров сопел dT и dm.
98

Во второй серии опытов [Л. 5-17] было показано, что
конфигурация воздушного сопла (рис. 5-13, бив) оказывает
мало влияния на дисперсность водяной струи при условии,
что относительная скорость рассчитывается в сжатом
сечении воздушной струи. Мало влияет на качество распыли-
вания и положение водяного сопла, если вода подается
до сжатого сечения или в нем самом; при выдвижении сопла
ниже сжатого сечения, где скорости воздуха меньше, распы-
ливание ухудшается.
В третьей серии опытов [Л. 5-18] исследовалось влияние
физических свойств жидкости на дисперсность струи,
распыленной в форсунке, представленной на рис. 5-13, в.
В результате эмпирической обработки опытного
материала в работе [Л. 5-18] приводится формула для
определения зависимости среднего диаметра капель от физических
свойств жидкости и параметров процесса:
Bang +597(^p(y.jjr_y-', (5.6)
*>0 Уяж \Уяжв/ v gq дж; '
Здесь ds — средний диаметр капель, определяемый как
диаметр капли, имеющей то же отношение объема
к поверхности, что и вся сумма капель, мк;
v0 — относительная скорость в сжатом сечении, м/сек;
дж = 0,7-И,2 Г/см3; v0 = 100^-300 м/сек;
о = 19-5-73 д/см; -%^- = 600-ь 10000.
Поскольку формула (5-6) — чисто эмпирическая, то она
применима только для указанного типа форсунок в
изученном диапазоне изменения параметров процесса. Средние
диаметры капель, экспериментально полученные Заутером
при работе с пневматической форсункой, были
сопоставлены [Л. 5-10] с рассчитанными по формуле, что дало
резкое расхождение опытных и расчетных величин.
Ингебо [Л. 5-15] исследовал фотографическим методом
распыливание изооктановых струй при впрыскивании
их навстречу воздушной струе. Опыты проводились при
постоянных давлении и температуре воздуха и скоростях
vr ='43 и 55 м/сек. Средний диаметр капель определялся
на различных расстояниях от среза сопла. Средний диаметр
капель на расстоянии 2,5 см от среза сопла при скорости
воздушной струи 55 м/сек совпал с данными [Л. 5-18],
но зависимость размера капель от скорости оказалась
несколько слабее.
7*
99

Хрубецкий [Л. 5-10] изучал распыливание воздухом
водяных струй, подаваемых параллельно или нормально
воздушному потоку. Опыты показали, что наилучшие
результаты получаются при подаче жидкости параллельно
воздушному потоку в месте наибольшей скорости.
В работе [Л. 5-12] изучалось влияние физических свойств
газа, распыливающего жидкость в распылителе типа Вен-
тури. Сравнение данных по распыливанию азотом и этаном
показало, что уменьшение вязкости газа на 60% приводило
примерно к такому же увеличению среднего диаметра капель.
Уменьшение же плотности газа примерно в 7 раз при замене
азота гелием привело к увеличению среднего диаметра
капель примерно в 2 раза, несмотря на некоторое увеличение
скорости.
Выше указывалось, что дисперсность струи при
некоторых условиях зависит от соотношения расходов жидкости
и распиливающего газа. Это происходит в тех случаях,
когда необходимо учитывать торможение воздушного потока
за время распыливания в зависимости от отношения весовых
расходов воздуха и жидкости GjG и других факторов.
Величина отношения GJG, при котором поправка на
скорость начинает играть существенную роль, зависит от
конструкции форсунки и свойств распьгливаемой жидкости.
Характер поправки, учитывающей это явление, можно найти
из следующих соображений [Л. 5-4].
Средний размер капель определяется зависимостью (3-39):
d = f ( QrZj2d° ^ж )
где v — относительная скорость газа при распыливании
жидкости.
Если ввести в рассмотрение начальную относительную
скорость v0, то зависимость (3-39) преобразуется к виду:
d^Jo^d, j4 Л (5_7)
Соотношение v/v0 может быть выражено через
определяющие параметры. С этой целью напишем закон сохранения
секундного количества движения для системы жидкость —
газ:
/-»
dKr = — dKm или dvr = — dv7K -^. (5-8)
Ов
100

Принимая во внимание, что
v = vr — vm и dv = dvr — dvmt
имеем:
dv = -dvx(\+^).
После интегрирования:
0 — v0 = — (l + -§^)(vm — ^жо)
JL= 1 _(1 +-£-) р«-р«о> /5_9)
В тех случаях, когда начальное секундное количество
движения жидкости мало по отношению к начальному
количеству движения газа, уравнение (5-9) может быть упрощено
к виду:
JL = i_(i G\i!«. (5-9')
Здесь vM — скорость струи в момент распыливания.
Напишем уравнение движения для элементарного объема
жидкости, равного JtR2dz, где R — текущий радиус границы
струи, dz — элемент длины, Vn — скорость жидкости,
с — коэффициент сопротивления струи (капли) при
движении ее в воздухе, v — относительная скорость движения
сред:
QxnR*dz -^р = с ^f. 2jtRdz. (5-10)
Отсюда:
dvM = c^-£dt. (5-10')
Уж А
Это уравнение дает безразмерный комплекс:
Уж# _0ж_
Исключая из него время (путем комбинации с критерием
П4 = ^*т ) и учитывая, что в сходственных точках -~- =
101

= idem, получаем, что в подобных процессах в
сходственных точках:
doQx
С другой стороны, имеем для подобных процессов:
QrV2Qd(
откуда:
0 ° idem,
°»~/iSr-
Таким образом:
Yd-f^v^. (5-п)
Рассматривая систему критериев (5-7) с учетом
соотношения (5-9') и (5-11), для определения степени дисперсности
факела приходим к следующей функциональной связи:
d _ i (ягУ&о т н4_. jGo. -I /" ^ж Qr
= f [ и - ж - р- I/ ж ^г (5-12)
Для выяснения вида связи (5-12) была проведена серия
опытов по распыливанию жидкости форсункой в условиях,
когда отношение GJG влияло на дисперсность струи.
Результаты этих опытов показаны на рис. 5-14 в координатах
IX2
did' = f (GJG) при постоянных значениях критериев —^-;
и —.
Здесь d — средний диаметр капель при данном отношении
GJG-
d' — средний диаметр капель, когда соотношение GJG
не влияет на распыливание.
Аналитически эта зависимость выражается формулой:
т-['+*(£)■] т- <5-,2'>
где В = 0,011 и т = 2.
!02

Определение значения d'/d0 производится по формуле (5-3).
Тогда окончательно:
= А \1 + В
Здесь коэффициенты:
(D1
л = 1
джО(10
Qr4do
-0,45
(5-12")
B = f
зависят также от конструкции распылителя. Это видно при
сопоставлении данных [Л. 5-3] и [Л. 5-18], представленных
на рис. 5-14.
<0
о)
У I——————
—г—г^Т1 он
N
3,0
2J0
W
О 0,2 0,ч 0,6 0,8 1,0 U кг/кг
i
о
е
8 10 кг/кг
Рис. 5-14. Зависимость d/cf от параметра GJG: а — [Л. 5-3]
(форсунка № 3); б— [Л. 5-16].
Рассмотрение данных [Л. 5-6] показывает, что степень т
зависит также от конструкции распылителя. Так, на
рис. 5-15 представлена зависимость среднего размера
капель по данным [Л. 5-6], для которых значение
коэффициента т получается несколько меньшим.
Влияние физических свойств жидкости на размер капель
в условиях, когда необходимо учитывать торможение воз*
душного потока, подтверждается приведенными выше
данными [Л. 5-18], а также данными [Л. 5-12, 13],
рассматриваемыми ниже.
В работе [Л. 5-12] изучалось распыливание жидкой серы
воздухом при температуре 150° С в распылителе Вентури
(рис. 5-16), имеющем диаметр сопла d0 = 6,3 мм.
103

При скорости воздуха, меньшей скорости звука, средний
диаметр по Заутеру определялся по формуле:
4 = 336-^
[мк],
(5-13)
где G — расход серы, кг/час;
GB — расход воздуха, кг/час.
Зависимость среднего диаметра капель от скорости
воздуха в этом случае при малых отношениях Gl GB
соответствовала формуле (5-2).
3,0
2,0
W
а
9
ом
0,8
U
Рис. 5-15. Зависимость d/d!
от параметра GJG [Л. 5-6].
Рис. 5-16. Распылитель [Л. 5-12].
/ — штуцер для подачи серы; 2 — штуцер
для подачи греющего пара; 3 — штуцер
для подачи воздуха; 4 — труба для подачи
воздуха; 5 — выход греющего пара;
6 — паровая рубашка.
При звуковых скоростях воздуха зависимость среднего
диаметра капель от расхода воздуха усиливалась и
выражалась формулой:
1,5 + -§-
rfs = 8100 6l|68&BW (5-14)
Предполагается [Л. 5-12], что формулы (5-13) и (5-14)
применимы для распылителей с другими значениями d0.
При этом необходимо умножить расходы воздуха и жидкости
на квадрат отношения диаметров (6,3/d0)2, так как величина
среднего диаметра капель фактически определяется
скоростью воздушного потока в наименьшем сечении сопла
и отношением весовых расходов жидкости и воздуха.
Воздушные распылители, работающие при звуковых
скоростях, изучались также в работе [Л. 5-13]. Исследо-
104

ванию подвергались три сходящихся сопла разных размеров
(рис. 5-17, а) и одно расходящееся сопло (рис. 5-17, б). Пробы
капель забирались на пластину, покрытую маслом и
скользящую поперек распыленной струи. Результаты опытов
показали, что средний массовый диаметр при заданном
отношении расходов воздуха и воды не зависит от давления воз-
Распылитель
По рис. 5-17, а:
малый . . . .
средний . . .
большой . . .
По рис. 5-17, б .
Диаметры, мм
dt \ d.z \ d3 d4
1,62
2,64
3,83
2,64
1,97
3,18
4,64
3,18
3,17
5,15
7,55
5,15
6,14
Рис. 5-17. Распылитель со сходящимся (а)
и расходящимся (б) соплом [Л. 5-13].
/ — вода; 2 — воздух.
духа перед форсункой и расхода воды и возрастает при
увеличении отношения G/GB (рис. 5-18), что соответствует
данным [Л. 5-6] и расходится с данными [Л. 5-12].
Расходящееся сопло показало худшие результаты, чем сходящееся
с тем же наименьшим диаметром.
Увеличение диаметра сопла приводит к укрупнению
капель. В подобных соплах средний диаметр капель
возрастает пропорционально d3' (рис. 5-19)
105

Сравнение результатов опытов по распиливанию малым
распылителем этилен-гликоля (£ж =1,12 г/см3, |иж = 0,199
пуаз, а = 48 дн/см), воды и раствора, состоящего из 85%
метилового спирта и 15% глицерина (qm = 0,88 г/см3,
рж = 0,014 пуаз и о = 23 дн/см)у показало, что при звуковых
скоростях воздуха увеличение вязкости жидкости приводит
к увеличению среднего диаметра капель, причем влияние
вязкости значительно сильнее, чем влияние поверхностного
мм
50
50
40
30
20
10
d
j
/)
У С
Д
IJ&
J
/
r\ <
^3/
v
/
>/
.2
-~/
A
'q
*b
\ J
к/ь
n
0,2
0Я
0,6
0,8
Рис. 5-18. Зависимость среднего
диаметра капель от отношения расходов
воды и воздуха.
/ — малое сходящееся сопло; 2 — среднее
сходящееся сопло; 3 — большое сходящееся
сопло; 4 — расходящееся сопло.
40
30
20
W
\d
<У
1
о
Z0,2\
W
ь
4
7 мм
Рис. 5-19. Зависимость
среднего диаметра капель от
диаметра воздушного
сопла d3 для распылителей со
сходящимися соплами.
Цифры у линий —
отношение G/G .
натяжения (рис. 5-20, а). Если ввести в рассмотрение
критерий \12ж/джос1в, то эти данные можно обобщить
однозначной зависимостью, что представлено на рис. 5-20, б.
В работе [Л. 5-14] исследован распылитель,
представленный на рис. 5-21, а и предназначенный для распиливания
высоковязкого топлива воздухом высокого давления в
камерах горения газовых турбин. В этой форсунке воздух подается
по трубке / в винтообразный канал, образованный вставкой 2,
и выходит с большой вращательной скоростью через сопло 3.
Топливо по трубке 4 поступает в форсунку в радиальном
направлении и через кольцевую щель 5 подается к устью
106

Рис. 5-20. Зависимость среднего диаметра капель от отношения рас- Рис. 5-21. Распылитель высо-
ходов жидкости и воздуха при различных физических свойствах кого давления с диаметром
распыливаемой жидкости. сопла 3,18 (а) и 6,36 мм (б).
X — этилен-гликоль; О — раствор, состоящий из 85% метилового спирта
и 15% глицерина; и — вода.

сопла. Опыты проводились при двух значениях ширины
щели (0,127 и 0,254 мм); давление воздуха менялось
приблизительно от 1,4 до 7 ати, давление топлива — от 0,7
до 3,5 ати. Отношение расходов топлива и воздуха
составляло от 0,8 до 40,0. Распыливание производилось в
атмосферу. Размеры капель определялись парафиновым методом,
причем вязкость расплавленного парафина колебалась от 10
а) G)
Рис. 5-22. Зависимость среднего диаметра капель ds от
параметра G/GB при вязкости топлива 20 (а) и 40 сантисток-
сов (б).
Цифры у кривых показывают давление топлива (числитель)
и воздуха (знаменатель), ати. Ширина щели 5 (рис. 5-21);
О — около 0,25, О— около 0,5 мм.
до 20 саптистоксов. Воздух и парафин подавались при
одинаковой температуре. Средний диаметр капель возрастал
с увеличением размера щели для подачи топлива, расхода
топлива и его вязкости и с уменьшением расхода воздуха.
Опыты с аналогичным распылителем, но больших
размеров (рис. 5-21, б) изложены в работе [Л. 5-19]. Вязкость
топлива изменялась от 20 до 40 сантистоксов, давление
топлива и воздуха изменялось в тех же пределах, что и в работе
[Л. 5-14]. Средний диаметр капель, подсчитанный по
формуле (1-3), возрастал с увеличением отношения расходов
топлива и воздуха и с увеличением вязкости топлива. При
заданном отношении GJG увеличение скорости воздушного
потока приводило к более мелкому дроблению жидкости.
108

Сопоставление данных [Л. 5-14] и [Л. 5-19] показало, что
средний диаметр капель возрастает пропорционально ~ ]/"df0.
Результаты опытов представлены на рис. 5-22.
§ 5-2. Плотность орошения распыленной струей жидкости
В настоящем параграфе приводятся материалы,
касающиеся распределения жидкости в сечении распыленной струи
и делается попытка обобщить опытные данные в свете
современных представлений о движении взвешенной в потоке
примеси.
В работах [Л. 5-3, 5] на основании проведенных замеров
определялась плотность орошения жидкостью g (т. е.
количество жидкости,
падающее в единицу времени на
единицу поверхности,
перпендикулярной оси струи)
на различных
расстояниях от оси струи. На
рис. 5-23 изображены
кривые плотности орошения,
полученные на разных
расстояниях от устья сопла
при одном и том же
режиме. Все кривые имеют
симметричную форму с
максимумом на оси струи.
При этом по мере
удаления от сопла происходит
расширение струи и,
соответственно, более равномерное распределение жидкости по
площади поперечного сечения.
На рис. 5-24 эти данные изображены в относительных
координатах. По оси абсцисс отложена величина r/х,
представляющая собой относительное расстояние от оси струи
до точки г (х — расстояние от сечения до устья форсунки);
по оси ординат — относительная плотность орошения gxlgox>
гДе ёх — плотность орошения в данной точке сечения,
gox — плотность орошения на оси струи в данном сечении.
Распределение жидкости по оси струи не является
однозначной функцией r/х, т. е. относительное расширение струи
не остается постоянным, а убывает с расстоянием.
Распределение жидкости по сечению струи при разных
режимах на одном и том же расстоянии от устья форсунки
109
г
}
Л5
-т
гоо
275
г\
100
60 40 20 0 20 40 60 80ММ
Рис. 5-23. Кривые плотности
орошения распыленной жидкостью [Л. 5-5].
Цифры у кривых — расстояния от устья
сопла форсунки, мм.

1ft 0,5 0 0}5 1ft
Рис. 5-24. Кривые плотности орошения в относительных
координатах:
gx
ёох
■f
(т)-
1ft
0,8
0,6
щ
\~9х
121 '
ЛЗ
^64
\
г
X
0,5 0,4- 0$ 0,2 0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0}5
Рис. 5-25. Кривые плотности орошения на одном
и том же расстоянии от устья форсунки.
Цифры у кривых — скорость воздушного потока, м/сек.
110

представлено на рис. 5-25. По мере возрастания скорости
воздушного потока форма струи получается более острой.
На рис. 5-26 нанесены кривые распределения жидкости
по сечению струи, полученные на одном и том же расстоянии
от устья форсунки для двух значений вязкости жидкости
при одинаковых относительных скоростях потока. Заметно,
что по мере увеличения вязкости кривая относительной
плотности орошения струи становится более пологой.
V
0,5
да.
У
У
/*
А
/
*
/
У
/
1\
l
V
/
h
г
\
1
Ь
\
\
\
1
QnfH~~
\
\
3
.
Ч:
Ч
v
-125
Ч
S.
0J5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0,1 0,2 0J 0,4 0,5
X
Рис. 5-26. Кривые плотности орошения жидкостями
различной вязкости.
Цифры у кривых — значения Ut.
На рис. 5-27 построена в логарифмических координатах
безразмерная зависимость:
gox
ёх
='Ш-
(5-15)
где гп
расстояние от оси струи до точки сечения, в
которой gxlgox = V2.
Эта система координат дала возможность обобщить
данные по плотностям орошения, полученные для сечений,
находящихся на различных расстояниях от устья форсунки,
при различных режимах распределения жидкости
различных физических свойств. Приближенно кривую рис. 5-27
можно описать формулой1
/ г \i,6
-0,7 )
£^=е Kr°xJ . (5-15')
ёох
1 Применимость полученных в работе [Л. 5-3] формул (5-15') и (5-18)
к описанию распределения жидкости, распыленной механической
форсункой не центробежного типа, по сечению струи показана в работе [Л. 5-7].
111

Таким образом, Для расчета величины gx необходимо
знать зависимости gox и гох от параметров процесса.
Можно полагать, что процесс распыливания жидкости
пневматической форсункой состоит из последовательных
стадий: а) дробления струй на капли с дальнейшим дробле-
3,0
2D
1,0
0,7
0,5
ОМ
0,3
ОЯ
0,1
0,01
0,05
от
0,03
0,02
°>010}1 0,2 0,3 0,40,50^0,1081,0 2,0 3,04,0 5,0
Рис. 5-27. Обобщенная зависимость:
lrffJox
Ух
©
• /
Vw
ILi
t
°/
*A
f
»
/
m
7
X
—
Pox
. ....1 i
Sax
ex
-'&)■
• — форсунка Кч 1; X — форсунка № 2; О —
форсунка СТС-ФДМ.
нием полученных крупных капель на более мелкие; б)
ускорения капель за счет взаимодействия с воздушным потоком
и в) дальнейшей транспортировки капель газовым потоком.
Согласно этой схеме часть энергии воздушного потока
расходуется при взаимодействии воздуха с
деформирующейся струей и образовавшимися каплями. В тех случаях,
когда уменьшение относительной скорости за время распыли-
112

ванйя невелико, можно пренебречь изменением скорости
воздушного потока. При этом распиливание происходит
в непосредственной близости от сопла форсунки. Схема
явления представляется в следующем виде.
Струя газа, вытекающая со скоростью vr из кольцевого
цилиндрического насадка с внутренним радиусом R0y
содержит примесь частиц жидкости концентрации с0. Расход
жидкости обозначим через G. Примесь жидкости
диффундирует в газе, в результате чего уменьшается концентрация
жидкости на оси с увеличением ее на краях. Исходя из закона
сохранения вещества, для расхода жидкости G через любое
сечение, перпендикулярное оси струи, можно написать:
G =g07iRl = (in f gxrdr, (5-16)
о
где g0 = G/nRl;
Rx — наибольший радиус (при g = 0) в сечении х.
Преобразуем формулу (5-16) к безразмерному виду:
Rx/R0
о
Выбирая за масштабы плотности орошения и расстояний
от оси струи те же величины, что и при выводе формулы (5-15),
преобразуем формулу (5-16'):
*Х' ОХ
0
В соответствии с опытной безразмерной зависимостью (5-15')
интеграл можно преобразовать к виду:
RJrox
f '(£H£)=const <5-17>
или
^У'ГПГ _Q 7
C= f e ''«^(JL). (5-17')
J rox \ rox '
0
Графическое интегрирование дает значение Ся^ 1.
8 Заказ 803 113

Совмещая выражения (5-16") и (5-17/), получаем;
ёох ( Г ох 2 _1_ J_
^oUi 2C 2
Таким образом, безразмерный радиус rox/R0 является
функцией gox/g0, и для определения его необходимо и
достаточно знать величину gox/g0. Последняя может быть
определена на основании рассмотрения движения взвешенных
в потоке газа капель. Напишем связь между плотностью
орошения и объемной концентрацией жидкости в газовой
струе:
g = vcy. (5-19)
Тогда для сравниваемых сечений можно написать:
&ЛГ VXCX VX t СХ (S-19'Ъ
ёох уосо vo со
где с0 и v0 — концентрация и скорость в начальном
сечении струи;
I сх и vx — то же, в точках сечения на расстоянии х
от среза сопла.
Безразмерная осевая скорость vx/v0 для свободных струй
является функцией безразмерной координаты и выражается
уравнением:
*-rrz-'(i)- (5'20)
#0
Безразмерная концентрация сх/с0 определяется условиями
переноса вещества в потоке газа. Уравнение диффузии в
случае изотропной турбулентности можно написать в виде:
дс дс дс , дс
W+ vx-d7+vy-dfrV*^-
_д_
дх
(*£)+£(*£)+£(*#)■ <5-2|>
где k — коэффициент турбулентной диффузии.
114

Ряд исследований [Л. 5-1, 8 и 10 ] по определению
коэффициента турбулентной диффузии показал, что этот
коэффициент можно считать постоянным по сечению, мало
изменяющимся вдоль оси потока и в сильной степени зависящим
от начальных условий.
В соответствии с этим полагаем в первом приближении,
что коэффициент k полностью определяется начальными
условиями, т. е. условиями истечения (форма сопла,
шероховатость стенок сопла и т. п.) и собственно процессом распы-
ливания. При соблюдении подобия начальных условий
коэффициент k в различных точках струи является
величиной постоянной, не зависящей от координат и скорости.
При этих допущениях, для случая осесимметричного
стационарного потока, уравнение (5-21), написанное в
цилиндрических координатах, имеет вид:
дс , дс и I д2с . 1 дс \ / г о i \
°*аг+ V'W = k\W + — -W) ■ <5"21a>
Из уравнения (5-21 а) можно получить следующие
критерии:
х и vR*
Ъ И ~"
Коэффициент k в свою очередь, согласно принятой
гипотезе, является функцией процесса распада струи. Последний,
как было показано выше, однозначно определяется
критериями:
м4 Qr^o
Qxad0
Таким образом, представляется возможным написать
следующую связь:
»-v(#. м <*■*>
где k0 — определяется только конструкцией форсунки.
В соответствии с этим функциональная связь для
безразмерной концентрации на оси напишется в виде:
~ = fU, Е£, J* *$±). (5-23)
0 \ RQ k Qxod0' о I v >
8* ■ 115

ТогДа окончательно, в Соответствии с формулами (5-19;),
(5-20), (5-22) и (5-23), будем иметь:
Sox
= /
vdn
V-%
Qr4do
(5-24)
So ' \do ' ko ' Рж<Ц>'
где d0 = 2#0.
В результате обработки опытных данных по определению
плотности орошения получен конкретный вид критериальной
зависимости при условии x/d0 > 1:
2г
где
-0,7
So
d0v3 e
d0
1,6
*o*'f (ПО/
/(П2)
2,7
1 + 0,35
ljA_)
—0,45 *
(5-24а)
-з=^1/1-(-|^)2 [Л. 5-9];
*нар
и dBH — наружный и внутренний диаметры воздушного
сопла.
Совмещая формулы (5-18) и (5-24а), получаем:
do У '
kx
Sd20v3
(5-25)
где А = k0f (ITj).
Из формулы (5-15') следует:
lg
go*
0,7 \ge
0,625
(5-26)
Преобразование этих формул дает возможность
определить линии равных плотностей орошения как функции
параметра kx/v9, а также угол конусности распыленной струи.
Обозначая относительную координату rlx = tg ф, имеем:
tgq>:
lg
Sx
10,625
_0,7\ge\
Vsk- <5"27)
116

На основании формулы (5-27) уравнения для линий
равных плотностей примут вид:
Для gx/gox = 0,5
1ёФо,5 = 0,35|ДА-;
Для gxlgox - 0,1
tg<Po.i = 0,74 ]/-
к
(5-27а)
(5-276)
Рис. 5-28. Зависимость ф — / (k/xv3) при разных
отношениях gx/gox: 1 — 0,5; 2 — 0,05; 3 — 0,01.
X — форсунка № 1; О — форсунка № 2; Д — форсунка
№ 3; D — форсунка СТС-ФДМ,
Для Sx/gox = °>05
tg9o,o5-0,87}/^-. (5-27в)
Принимая за границу струи gxlgox = 0,01, имеем:
1ёФгран= 1Д4 ]/^-. (5-27г)
На рис. 5-28 показаны расчетные линии, отвечающие
формулам (5-27а) и (5-276), и экспериментальные точки для
gjeox ^ 0,5 (1) и 0,05 (2). На этом же графике проведена
117

пунктиром линия 5, отвечающая сргран = 0,01.
Экспериментально границу струи не представлялось возможным
определить достаточно точно.
При практических расчетах в ряде случаев удобнее
пользоваться не эквивалентной, а относительной скоростью.
Связь между этими скоростями
может быть представлена
равенством v3 = tyv, где коэффициент if
зависит от конструкции и способа
организации воздушного потока в
распылителе. Вводя в формулу (5-27)
коэффициент kx = &ф, получим:
tg<P
ёох
0,7 \ge
0,625
8vx
(5-28)
Рис. 5-29. Распределение
жидкости по сечению
струи, распыленной
форсункой СТС-ФДМ.
Для определения kx достаточно
в одном сечении замерить для
заданной относительной плотности
орошения расстояние от оси струи,
например при gx/gox = V2.
На рис. 5-29 показано
распределение жидкости по сечению,
полученное при испытаниях форсунки
СТС-ФДМ [Л. 5-5]. Как видно из этого рисунка,
опытные точки располагаются около линии, отвечающей
формуле (5-15'). Следовательно, для расчета угла конусности
распыленной этой форсункой струи можно
воспользоваться формулой (5-28). Обработка опытных данных по
этой формуле дает значение kx = 0,85.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ И ХАРАКТЕРИСТИКИ
ФОРСУНОК МЕХАНИЧЕСКОГО И ПНЕВМАТИЧЕСКОГО
РАСПЫЛИВАНИЯ
С того времени, когда началось сжигание жидкого
топлива в паровых котлах и промышленных печах, создано
множество конструкций форсунок как механического, так
и воздушного (парового) распыливания. Только немногие
из этих конструкций — наиболее простые, экономичные
118

и легко регулируемые — завоевали прочное место в
промышленной практике.
В последние годы, когда резко увеличились мощности
паровых котлов, повысились требования к пределам
регулирования единичной форсунки и появился такой новый
двигатель, как газовая турбина, был создан ряд усложненных
конструкций форсунок,
призванных обеспечить
надежную работу агрегатов при
сжигании жидкого топлива
в новых условиях.
В настоящей главе
рассматриваются типы
форсунок, нашедшие широкое
применение в энергетике и в про- f
мышленных печах, а также
некоторые оригинальные
конструкции, которые,
по-видимому, смогут в ближайшие
годы лечь в основу
разработки новых эффективных
распыливающих устройств.
§ 6-1. Форсунки
механического распиливания
Форсунка ЦККБ. Общий
вид форсунки показан на
рис. 6-1. Рабочей частью
форсунки является распылитель,
состоящий из корпуса J,
распиливающей шайбы 2,
распределителя <?, завихри-
теля 4, гайки и контргайки 6.
Жидкое топливо под
давлением поступает через
штуцер 7 по стволу через
распределитель 3 в завихритель 4
и далее через шайбу 2 в распыленном виде выбрасывается
в топочную камеру.
Форсунка применяется для расхода топлива от 80 до
2500 кг/час. Необходимо при этом иметь в виду, что
регулировка, при которой обеспечивается хорошее качество
распыливания, лежит в пределах от 70 до 100%. Следова-
U9
Рис. 6-1. Форсунка ЦККБ.

Рис. 6-2. Форсунка Григорьева: а — общий
вид; б — вид по стрелке А на деталь
5\ в — вид по стрелке Б на деталь 7.
тельно, чтобы регулировать производительность в более
широких пределах, нужно менять конструктивные размеры.
Для этой цели достаточно иметь два корпуса, из которых
один—для производительности примерно до 1000 кг/час,
а второй — от 1000 до 2500 кг/час. Изменение
промежуточных расходов топлива обеспечивается сменой распыливаю-
- щей шайбы и завихрителя. Рекомендуемое рабочее давление
в форсунке составляет, по исследованиям А. И. Дворецкого
(ВТИ), 35 ати. При регулировании до 70% давление падает
до 20 ати. Работа на форсунке возможна и при несколько
меньшем давлении, но
это сильно ухудшает
качество распыливания.
Форсунка
Григорьева. Эта форсунка
(рис. 6-2), известная
также под названием
«Атом», применяется для
небольших расходов и
состоит из наконечника /
и стержня 2.
Наконечник представляет собой
цилиндр с внутренней
резьбой и конусом 5,
в вершине которого находится выходное отверстие 4. На
стержне имеется втулка 5 с прорезями 6 для пропуска
топлива. На конце стержня укреплена усеченная конусная
головка 7, имеющая косые каналы 8 от основания конуса 3
по касательной к его вершине. Топливо, проходя по этим
каналам, завихряется и через среднее отверстие в
распыленном состоянии выбрасывается в топочную
камеру.
Промышленность изготовляет 16 размеров форсунки
Григорьева с диаметром выходного отверстия от 0,6
до 2,9 мм. Эти размеры обеспечивают расход топлива от 12
до 200 кг/час при давлении 6 ати. Следует, однако, иметь
в виду, что при малых расходах форсунка работает
ненадежно, так как при этом очень часто забиваются выходное
отверстие и тангенциальные каналы (даже при весьма
тщательной фильтрации жидкого топлива). Испытания,
состоявшие в распыливании воды, дали результаты, показанные
в табл. 6-1.
При конструировании форсунки Григорьева следует
иметь в виду, что площадь сечения всех тангенциальных
120

каналов должна быть в 2—2,4 раза больше площади
выходного сопла.
Таблица 6-1
Расход жидкости форсункой Григорьева, кг!час
Диаметр выходного
сопла, мм
1,5
2,5
Давление,
6
97
245
ати
8
107
280
Форсунка Кертинга. Эта форсунка (рис. 6-3), применяемая
для малых расходов топлива, состоит из наконечника 1
и стержня 2. На переднем конце стержня имеется резьба,
которая плотно прилегает к внутренним стенкам
наконечника и образует винтовые каналы 3. Топливо, подаваемое
Рис. 6-3. Форсунка Кертинга: а — короткопламен-
ный распылитель (винт двухоборотный); б— длинно-
пламенный распылитель (винт шестиоборотный).
через эти каналы, приобретает вращательное движение
и через сопло 4 в распыленном состоянии выбрасывается
в топку. Изменение угла наклона винтовой линии и угла
конусности наконечника позволяет получать более короткий
или более длинный факел. Диаметр выходного сопла
наконечника составляет от 1 до 4 мм. Выбор того или иного
диаметра этого сопла определяется заданной
производительностью распылителя, которая может колебаться в
пределах от 70 до 450 кг/час. Форсунка работает при давлениях
топлива от 5 до 14 ати.
На рис. 6-4 представлена зависимость расхода топлива
от давления при разных диаметрах выходного отверстия
[Л. 6-17]. Из графика видно, что при диаметре сопла 1 мм
с увеличением давления от 5 до 14 ати расход топлива
увеличивается от 70 до 100 кг/'час, а при диаметре сопла 4 мм
с увеличением давления от 6 до 14 ати расход топлива
изменяется от 250 до 450 кг/час,
12)

Форсунка с обратным сливом. В форсунке с обратным
сливом (рис. 6-5) применен принцип сохранения постоянного
количества вращающегося топлива при изменении его
расхода. В этой форсунке топливо поступает в камеру
завихрения / через тангенциальные'отверстия 2, а затем через
сопло 3 в топочный объем. Из камеры завихрения отходит
труба 4, через которую часть топлива может быть возвращена
обратно в бак. Количество возвращаемого топлива
регулируется вентилем. По мнению авторов этой форсунки,
постоянство количества закрученного потока жидкости при разных
расходах должно обеспечить
неизменность качества распыли-
вания в широких пределах
изменения нагрузки. Однако
опыт показывает, что диапазон
изменения расхода топлива при
оста
ТзШМ
гГП ft
н\ и U
А \ \\\i
//
А \\ \п
*\ \i\lil
/
- 1 '' V
//1
1
»L_1_LJ_L
V/Ш/А
iWbs
Л А АЛ i
W/\
ш
///
w\\\\ \
/
г
100 200 300 Шкг/час.
Рис. 6-4. Зависимость расхода
мазута G от давления р в
форсунке Кертинга.
Цифры у кривых -
сопла, мм.
диаметр
Рис. 6-5. Форсунка с обратным сливом.
неизменном качестве распыливания сравнительно узок:
он лежит в пределах 50—100%. Недостатком этой форсунки
является и то, что она требует увеличенного расхода
энергии при малой производительности.
Форсунка БПК (Калачева). Эта форсунка имеет три
типоразмера: для производительности до 250, до 1000
и до 3000 кг/час. В форсунке БПК применен принцип
сохранения скорости вращения жидкости в камере завихрения.
Но вместо обратного слива здесь предусмотрено
передвижение поршня, который с изменением расхода топлива
уменьшает или увеличивает длину камеры завихрения (при
постоянном ее диаметре).
Общий вид форсунки показан на рис. 6-6 [Л. 6-11].
Топливо под давлением поступает через штуцер / в кольцевое
пространство между стержнем шпинделя 2 и наружной
трубой 3. Далее через отверстия 4 в головке форсунки оно про-
122

текает в кольцевую камеру 5, откуда через тангенциальные
отверстия 6 в цилиндре 7 проходит в камеру завихрения 8,
Благодаря тангенциальным отверстиям топливо завихряется
и затем через сопло 9 выбрасывается наружу.
Тангенциальные отверстия 6 в цилиндре 7 расположены в три ряда
по высоте и в зависимости от
нагрузки могут быть
перекрыты поршнем 10 с уплот-
нительными кольцами. Этот
поршень связан со
шпинделем 2 и может при помощи
маховика совершать
возвратно-поступательное
движение.
Таким образом, при
работе форсунки диаметр
выходного сопла 9 остается
постоянным, а площадь
сечения тангенциальных
отверстий 6 в цилиндре 7 меняется
в зависимости от расхода
топлива. Для плавности
изменения проходного
сечения тангенциальные каналы
располагаются по винтовой
линии. В некоторых
аналогичных конструкциях вместо
отверстий применяются
тангенциальные щели, профре-
зерованные по всей высоте
камеры. Это обеспечивает \Р
примерно постоянную
скорость вращения жидкости
при различных ее расходах.
Благодаря такой
конструкции форсунка
удовлетворительно работает в диапазонах изменения расхода топлива
от 25 до 100% и легко поддается автоматизации
регулирования. Давление в форсунке должно составлять около 20 ати
и во всяком случае не ниже 15 ати. Форсунка требует
применения тонкого фильтра; некоторые детали ее (распыли-
вающее сопло, цилиндр с тангенциальными каналами,
регулирующий поршень с уплотняющими кольцами) должны
быть обработаны с высокой точностью.
123
Рис. б-б. Общий вид форсунки
БПК (Калачева).

Интересны результаты испытания форсунки БПК малой
производительности с диаметром выходного сопла 2,5 мм.
Расход топлива менялся от 50 до 230 кг/час, а давление
соответственно — от 16,4 до 19,5 ати. Длина факела составляла
0,675 м при минимальной и 1,86 м при максимальной
нагрузке. Избыток воздуха составлял от 1,5 до 1,22. При
всех нагрузках горение было устойчивым, топливо выгорало
полностью. При давлении 15 ати и диаметре выходного
Рис. 6-7. Ротационная форсунка.
сопла 7 мм форсунка обеспечивает расход топлива 2000 кг/час.
Угол конусности составляет 85—100°.
Ротационная форсунка. В зарубежной практике (Л. 6-21)
нашла широкое применение ротационная форсунка (рис. 6-7).
Жидкое топливо при незначительном давлении (0,2 кГ/см2)
подается в полый вал /, вращающийся со скоростью
(6-^7) -103 об/мин. Отсюда через распределитель 2 топливо
попадает в стакан 5, расширяющийся в сторону топочной
камеры. Из острого края стакана, вращающегося вместе
с валом, топливо в распыленном виде выбрасывается в топку.
В качестве привода служит электродвигатель 4 или
воздушная турбина; в последнем случае воздух подается от
компрессора с напором около 5000 мм вод. ст. Некоторое
дополнительное распыливание крупных капель, которые
центробежной силой относятся на периферию, осуществляется возду-
1?4

хом, нагнетаемым вентилятором 5, встроенным в форсунку
или установленным отдельно. Первичный воздух подается
через кольцевую щель 6 у края стакана.
Форсунка легко регулируется в весьма широких
пределах (8—100%) без ухудшения качества горения,
максимальный расход топлива составляет 3000 кг/час. Вторичный
воздух поступает в топочную камеру отдельно.
На рис. 6-8 представлена ротационная форсунка» в
которой не только первичный, но и вторичный воздух
организованно подается через горелочное устройство. В качестве
привода служит электродвигатель /. Жидкое топливо
подается во вращающийся стакан 2, на выходе из которого
распыленное топливо встречается с первичным воздухом,
подаваемым встроенным вентилятором 3 через щель 4.
Весь воздух, необходимый для горения (вторичный),
поступает через кольцевую щель 5 в горловине форсунки.
Сопротивление вторичного воздуха при этом составляет
40мм вод. ст., а первичного 300мм вод. ст., давление жидкого
топлива рекомендуется 0,5 кГ/см2. Мощность этой форсунки,
как и описанной выше, достигает 3000 кг/час.
Обе ротационные форсунки, изображенные на рис. 6-7
и 6-8, отличаются высокой степенью дисперсности и дают
короткий факел.
Участие воздуха в дроблении части капель дает
основание относить ротационные форсунки и к типу воздушно-
механических.
Механическая форсунка, установленная на энергопоездах
«Метро-Виккерс». На энергопоездах «Метро-Виккерс»
установлена механическая форсунка производительностью от 170
до 600 кг/час (рис. 6-9). Основной частью форсунки является
наконечник, который состоит из распыливающей пГайбы /,
завихрителя 2 и накидной гайки 3. Топливо поступает
по внутреннему каналу 4 в корпус 5 к завихрителю,
проходит через просверленные в корпусе завихрителя отверстия 6
в камеру 7 и через сопло 8 в распыливающей шайбе 1
выбрасывается в топку.
Производительность форсунки определяется числом
закручивающих отверстий завихрителя (2, 3 или 4) и их
диаметром. Хотя, согласно фирменным данным, форсунка может
работать при давлении от 7 до 12 ати, но хорошее распыли-
вание обеспечивается лишь при давлении 10—12 ати.
Производительность единичной форсунки того или иного
размера регулируется изменением давления топлива, но
в весьма ограниченных пределах. Соответствующие данные
125

126

Для форсунок, имеющих четыре отверстия в завихрителе,
приведены в табл. 6-2.
Несколько усилить регулирование можно, еще больше
увеличив давление. Понижать же давление ниже 10 ати,
как уже сказано, не рекомендуется, так как это резко
ухудшает качество распыливания.
Рис. 6-9. Механическая форсунка, установленная на поездах
«Метро-Виккерс».
Регулируемая форсунка ЦКТИ. Задавшись целью
сконструировать форсунку с максимально возможным
изменением угла конусности распыленной струи, авторы форсунки
применили принцип регулирования ширины канала,
служащего для тангенциального подвода топлива.
Созданная ими на основе этого принципа регулируемая форсунка
[Л. 6-4] представлена на рис. 6-10. Жидкое топливо
поступает в камеру завихрения 1 через окно 2, имеющее форму
квадрата, сторона которого равна диаметру подводящего
канала 3. Канал этот перекрывается поршнем 4, приводимым
Таблица 6-2
Расход топлива механической форсункой,
установленной на энергопоездах «Метро-Виккерс», кг/час
Диаметр
закручивающих
отверстий, мм
1,98
2,17
2,37
Давление, ати
10,5
206
254
326
12,3
224
274
350
Диаметр
закручивающих
отверстий, мм
2УЪ1
2,78
3,00
Давление , ати
10,5
387
494
550
12,3
422
530
590
127

fe поступательное движение маховиком 5. Вращая маховик,
можно либо полностью перекрыть подводящий канал, либо
частично или полностью открыть его. Поток жидкости выно-
'ф- г. ~7аЕЕ,
Рис. 6-10. Регулируемая
форсунка ЦКТИ.
сится из камеры завихрения / через сопло 6. В этой форсунке
угол конусности может изменяться от 3 до 100°. Опыты
проводились при давлении от 2 до
15 ати и диаметре выходного
сопла, равном 2; 3,5 и 5 мм.
Изменение угла конусности
в зависимости от степени
открытия подводящего канала при
диаметре выходного сопла
3,5 мм и давлении 2,5 ати
представлено на рис. 6-11.
Форсунка проверена при
производительности до 700 кг/час.
Хотя она и была предназначена
для технологических нужд, но
может быть использована и для
сжигания топлива в условиях,
когда' требуется часто
изменять угол распыливания. Следует, однако, иметь в виду,
что уменьшение угла конусности, достигаемое уменьшением
крутки потока, приводит к ухудшению качества
распыливания.
60
50\
40\
30\
20
10\
о
loyju
^х<
)
*1
10
го ьо во во юо%
Рис. 6-П. Зависимость угла
конусности а распыленной струи
от. степени открытия Ь
подводящего канала, %.
128

При давлении порядка 1(3 ати и угле конусности, равном
150°, средний диаметр капли составляет около 300 мк.
При этом распыленная струя в холодном состоянии бьет
примерно на 10 м.
Форсунки для камер горения газовых турбин. Специфика
сжигания топлива в камерах горения газотурбинных
установок заключается, в частности, в том, что в них создаются
высокие напряжения как объема, так и сечения. Эти
напряжения в несколько десятков раз превышают напряжения,
допустимые в топках паровых котлов. В связи с этим
размеры камер горения весьма ограничены и по диаметру
и по длине. Между тем, в камерах горения газовых турбин
нельзя допустить механического недожога, ибо даже малое
количество несгоревшего жидкого топлива, выпавшего
на стенках камеры, приводит к образованию кокса. Куски
этого кокса, оторвавшись от стенок и попав в проточную
часть, могут повредить, а то и полностью разрушить лопатки
газовой турбины. Чтобы избежать этого, применяют особые
меры, обеспечивающие полное выгорание топлива в пределах
самой камеры. В частности, добиваются очень тонкого распы-
ливания жидкого топлива, что обеспечивает его быстрое
испарение и ускоряет прохождение остальных стадий до
полного- выгорания.
Для распыливания жидких топлив в газотурбинных
установках используют преимущественно механические форсунки
центробежного типа. Давление топлива в них, как правило,
намного превышает давление в механических форсунках
топок паровых котлов. Достаточно хорошее распыливание
топлива обеспечивается при небольшой длине факела. В
некоторых камерах горения устанавливают также воздушные
форсунки. В последнее время стали применять и
комбинированные, так называемые воздушно-механические форсунки.
Говоря о средствах, обеспечивающих надежную работу
камер горения, следует упомянуть и о регулировании в очень
широких пределах. Так, например, необходимо иметь
возможность без заметного ухудшения качества распыливания
изменять нагрузку одновальных агрегатов от 40 до 100,
а двухвальных — от 10 до 100%. Изменяя давление, трудно
обеспечить хорошее качество распыливания в широких
пределах изменения нагрузки, так как' в данном случае
потребовалось бы создать напор в несколько сотен и даже
в тысячу атмосфер. Для расширения диапазона
регулирования нагрузки созданы усложненные .конструкции или
применены групповые распылители.
9 Заказ 803 129

В качестве примера на рис. 6-12 изображен в разрезе
групповой распылитель из пяти форсунок конструкции
Невского машиностроительного завода им. В. И. Ленина
[Л. 6-12]. Расход топлива каждой из форсунок, кроме
дежурной, регулируется дросселированием давления
топлива в подводящем мазутопроводе. Когда нагрузка
понижается, форсунки последовательно выключаются, за
исключением центральной. Эта последняя является дежурной —
она поддерживает холостой ход агрегата при пониженном
Рис. 6-12. Групповой распылитель конструкции НЗЛ.
числе оборотов и выключается только при остановке агрегата.
Во время работы группового распылителя через
отключенные форсунки пропускают воздух или пар, что предохраняет
их от засорения спекающимся топливом и от чрезмерного
перегрева из-за работы других форсунок. При этом давление
воздуха или пара, пропускаемого через неработающую
форсунку, превышает давление среды в камере горения
на 3—4 am.
Большинство форсунок для камер горения газовых
турбин в конструктивном отношении принципиально мало чем
отличается от форсунок, предназначенных для топок
паровых котлов. Так, форсунки с обратным сливом топлива,
применяемые в газотурбостроении, аналогичны описанным выше
форсункам этого рода. На рис. 6-13 показаны три варианта
центробежной форсунки с обратным отводом топлива
[Л. 6-13]. Выше уже говорилось о недостатках таких
форсунок. Следует упомянуть и о том, что возвращение горячего
мазута в бак может повысить температуру топлива в баке
до нежелательной величины, а также затруднить работу
130

топливных насосов, особенно при малой производительности
форсунки, когда обратный слив резко возрастает.
Наряду с обычными центробежными распылителями
находят применение и форсунки с изменяющейся площадью
Рис. 6-13. Центробежные форсунки с обратным отводом
топлива: а — отвод топлива от периферии камеры
завихрения; б — отвод топлива от центра камеры
завихрения; в — отвод топлива от сопла форсунки.
открытия щелей или отверстий в камере завихрения, как
это было показано на рис. 6-6.
Форсунка с внутренним регулированием. Форсунка,
работающая по уже упомянутому принципу изменения площади
открытия щелей или отверстий в камере завихрения,
9* 131

но несколько отливающаяся по своей конструкции от
описанной ранее форсунки (рис. 6-6), показана на рис. 6-14.
В этой форсунке, успешно применяемой в камерах горения
парогенераторов, топливо поступает в кольцевую полость /,
а оттуда через тангенциальные отверстия 2 — в камеру
Рис. 6-14. Форсунка с внутренним регулированием.
завихрения 3. Из камеры завихрения топливо через сопло 4
поступает в камеру горения. Тангенциальные отверстия 2
расположены на двух винтовых линиях детали 5. Открытие
отверстий производится золотником 6 при помощи штока 7.
Особенностью этой форсунки
является еще и то, что диаметры
отверстий 2 различны и
подобраны таким образом, что при
перемещении золотника их
суммарная площадь открытия нарастает
примерно по прямой линии. Такое
расположение и разность
диаметров обеспечивают практически
линейную зависимость расхода
Рис. 6-15. Зависимость рас- топлива от величины перемещения
хода топлива G от высоты штока 7.
подъема золотника h. Примерный график
зависимости расхода топлива от
подъема золотника приведен на рис. 6-15. Из этого графика,
построенного на основе опытных данных, полученных при
постоянном давлении, видно, что до полного открытия
всех тангенциальных отверстий расход топлива изменяется
достаточно линейно, после чего становится постоянным.
Такой характер изменения расхода облегчает регулирование.
У форсунки описываемой конструкции
производительностью 1000 кг/час диаметр отверстия выходного сопла
составляет 3,5 мм; число тангенциальных отверстий рав-
132
I'JU
75\
50\
25\
\ h

няется 10 (по 5 в ряд), а их диаметр изменяется от 0,85
до 1,9 мм; ход золотника со штоком составляет 11 мм.
Давление топлива равняется примерно 25 ати. С подъемом штока
с золотником, а следовательно, с увеличением
производительности (при постоянном давлении) угол конусности
распыленной струи несколько уменьшается.
Если в форсунке такого рода заложен принцип
сохранения постоянной скорости потока жидкого топлива в камере
Рис. 6-16. Двухступенчатая форсунка ЦКТИ.
Схемы а, б и в соответствуют разным положениям иглы 9.
завихрения путем изменения площади открытия ее входных
щелей, то в других форсунках предусмотрена возможность
дополнительного ступенчатого изменения также диаметра
выходного отверстия. Достигается это в так называемых
двухступенчатых форсунках.
Двухступенчатая форсунка ЦКТИ. В этой форсунке
(рис. 6-16, а) [Л. 6-7] топливо из объема/ подается к соплу 2
двумя путями. При малых расходах топливо через отверстия 3
в стакане 4 и каналы 5 в стакане 6 поступает тангенциально
в кольцевое пространство 7, откуда через отверстия 8 в
стакане 6 и сопло 2 выбрасывается в камеру горения.
Регулирование расхода топлива осуществляется иглой 9.
На первом этапе, при малых расходах топлива,
перемещение иглы приводит к увеличению площади отверстий
тангенциальных щелей (рис. 6-16, б). Затем, когда игла дойдет до
определенного положения, перемещение ее повлечет за собой
133

перемещение стакана 6У
в результате чего через
тангенциальные
каналы 10 к соплу 2
поступает дополнительное
количество топлива
(рис. 6-16, в).
Дальнейшее перемещение иглы
вверх дает постепенное
увеличение площади
открытия
тангенциальных каналов 10 до
обеспечения максимального
расхода топлива. Для
плавного
регулирования расхода топлива
каналы 5 и 10
расположены в шахматном
порядке. Хорошее
качество распыливания этой
форсункой
обеспечивается при изменении
расхода топлива от 300
до 2000 кг/час. Рабочий
ход иглы при действии
только первой ступени
равен 3 мм, полный
ход — 9 мм.
Форсунка двойного
распыливания камер
горения котлов «Велокс».
Топливо в этой
форсунке (рис. 6-17) из
кольцевого канала 1
подается к каналам 2
и 5, расположенным
тангенциально к оси
форсунки. Каналы 2
расположены во
втулке 4, а каналы 3 — в
детали 5. Каналы 2 и 3
имеют одинаковые
сечения. По окружности
втулки 4 имеются два

канала, а по окружности детали 5 — три канала. При
подъеме поступательно перемещающегося штока 6
открывается первый ряд тангенциальных каналов 2 и выходное
отверстие 7. По мере увеличения расхода топлива шток 6
поднимается выше. На определенной высоте подъема этого
штока приподнимается втулка 4 и открываются каналы 3
и выходное сопло 8. Мембрана 9У пружины 10 и 11 связаны
с органами регулирования.
Форсунка работает при давлении 32 ати. Конструкция
обеспечивает довольно плавную регулировку. Данные
фирмы, которая провела испытания форсунки при давлении
25 ати, приведены в табл. 6-3.
Таблица 6-3
Производительность двухступенчатой форсунки и угол конусности ее
при разной высоте подъема штока
Подъем
штока,
мм
0,5
1,0
2,0
3,0
4,0
4,4
5,0
6,0
Расход
топлива,
кг/нас
300
570
990
1370
1860
2120
2250
2750
Угол
конусности, °
1
118 1
112 ]
112 1
107 |
100 !
92 1
—
118
Подъем
I штока,
мм
7,0
8,0
9,0
10,0
11,0
12,0
13,0
14,0
Расход
топлива,
кг/час
3120
3560
4220
4790
5240
5820
6420
6520
Угол
конусности, °
118
—
114
—
108
—
89
Рассмотренные форсунки для газотурбинных установок
требуют особо тщательной очистки жидкого топлива от
взвешенных частиц. Двухступенчатые форсунки, по всей
вероятности, найдут себе применение в топочных устройствах
сверхмощных котлов.
Форсунки для промышленных печей. В некоторых
агрегатах (например, во вращающихся цементных печах)
требуется гибкое регулирование длины факела в широких
пределах. При стационарном режиме нужен факел большой
протяженности и с небольшим углом конусности.
Естественно, что при этом капли распыленного топлива должны
иметь относительно большой размер и подаваться в печь
со сравнительно большой скоростью. Термические условия
во вращающихся печах, длина которых подчас превышает
150 м, обеспечивают достаточно полное выгорание крупных
капель.
135

Форсунка, разработанная цементным заводом
«Большевик» и удовлетворяющая этим требованиям, показана
на рис. 6-18. Мазут через патрубок 1 поступает в форсунку
и разделяется на два потока. Один из них подается по
внутреннему кольцевому каналу 2 через винтовые прорези
распылителя 3 в полость 4У где встречается со вторым потоком.
Последний по каналу 5 поступает в прорези, расположенные
под углом в распылителе 6, и после встречи с первым пото-
Рис. 6-18. Мазутная форсунка для вращающихся печей цементного
завода «Большевик».
ком выбрасывается в печь. Распылители 3 и 6 надеты
на штоки 7 и 8 и при их помощи могут перемещаться
вдоль оси.
Передвижением распылителей регулируют угол
конусности и дальнобойность струи. Распылители 3 и 6 являются
сменными деталями; их изготовляют с различным углом
наклона завихряющих канавок. Сменным является также
наконечник 9\ от диаметра сопла в нем зависит
производительность, а от длины прямого участка сопла — угол
конусности.
По данным Е. И. Ходорова [Л. 6-18], при давлении
р = 5 ати и диаметре выходного сопла 3,5 мм угол
конусности меняется примерно от 25 до 60°, а расход топлива —
примерно от 425 до 750 кг/час ч
136

Другой тип форсунок, применяемый во вращающихся
печах, разработан институтом «Гипроцемент» (А. С. Закрыт-
ный) и представлен на рис. 6-19. Мазут в этой форсунке
поступает через патрубок / в канал 2, далее через завихря-
ющие тангенциальные прорези 3 и сопло 4 выбрасывается
Рис. ,6-19. Мазутная форсунка* для вращающихся печей
(конструкция института «Гипроцемент»).
в печь. Площадь прорезей регулируется перемещением
поршня 5. С уменьшением высоты открытия щелей
увеличивается угол конусности, который изменяется в пределах
Рис. 6-20. Мазутная форсунка с винтовым
распылителем (конструкция института «Гипроцемент»).
примерно от 15 до 60°. При давлении 5 ати и диаметре
выходного сопла 3,5 мм расход топлива составляет около
720 кг/час.
Форсунка конструкции института «Гипроцемент»,
представленная на рис. 6-20, имеет закручивающие каналы 7,
расположенные на штоке 2. Перемещением последнего
регулируют расход топлива вплоть до полного закрытия.
Форсунка рассчитана на расход топлива 4500 кг/час при
давлении мазута 22—23 ати и температуре 80—100° С. Длина
факела доходит до 35 м,
137

§ 6-2. Форсунки пневматического (или парового)
распыливания высокого давления
Пневматическая (или паровая) форсунка центробежного
типа. В этой форсунке (рис. 6-21) топливо поступает через
штуцер 1 во внутреннюю трубку 2У из которой оно попадает
через вставку 3 в завихряющую шайбу 4, где происходит
встреча с воздухом. Последний через штуцер 5 поступает
в кольцевой канал 6, затем через сквозные отверстия вставки 3
в завихряющую шайбу 4, а оттуда вместе с топливом
выбрасывается в топку через сопло 7.
Эту форсунку подробно исследовали в холодных
условиях при распыливании водьг^Л. 6-6]. Ее установили на
специальном стенде вертикально вниз, чем создали ось
симметрии факела и облегчили проведение опытов. Расход воды
изменяли от 200 до 800 кг/час; давление воздуха доводили
до 5 ати, а расход его изменяли от 0,5 до 1,7 кг/кг. Форсунка
показала удовлетворительную работу практически во всем
диапазоне расхода жидкости. Данные по расчету средрюго
размера капель для этой форсунки были приведены в § 5-1.
Чтобы определить влияние конфигурации отдельных
деталей, входящих в линию подачи жидкости, были
опробованы: обычная вставка, вставка с бортиком,
предложенная проф. Г. Ф. Кнорре (рис. 6-22, а), и вставка с
завихрением водяной струи (рис. 6-22, б). Опыты показали, что
завихрение жидкости не дает никакого эффекта в воздушных
форсунках высокого напора. Дело в том, что в форсунках
138

этого типа, обычно применяемых в котельной и печной
практике, скорость истечения жидкости настолько мала по
сравнению со скоростью воздушного потока, что не может сколько-
нибудь существенно влиять на качество распыливания.
Вместе с тем применение закручивающей вставки заставляет
увеличить напор по водяной магистрали. Наличие бортика
также не улучшает распыливания, но зато заметно
уменьшает потребный напор воды. Объясняется это тем, что
отклонение струи при наличии бортика создает некоторую
эжекцию.
Рис. 6-22. Вставки к форсунке, изображенной
на рис. 6-21.
Одной из наиболее интересных характеристик форсунок
воздушного (или парового) распыливания является GJG,
т. е. отношение расхода воздуха (или пара) GB, кг/час, к
расходу жидкости G, кг/час. Увеличение этого отношения
улучшает качество распыливания, о чем свидетельствуют
результаты опытов, представленные на рис. 6-23, где по оси абсцисс
отложены диаметры капель dt, а по оси ординат — Rif
т. е. вес капель (в процентах) диаметром больше dt.
Улучшение качества распыливания выражается не только в
уменьшении размера капель, но и в их большей однородности.
Эксплуатационно выгодное отношение GJG для данной
форсунки равняется примерно единице. В случае
распыливания перегретым паром достаточно иметь отношение GJGy
равное 0,4. Проверка форсунки в горячих условиях
показала, что при расходе топлива около 600 кг/час длина факела
равнялась 3,5—4 м, а угол конусности составлял
примерно 90°.
139

Подача в качестве распиливающего агента пара
давлением до 20 ати значительно увеличивает производительность
форсунки (до 1250 кг/час). Следует иметь в виду, что в такой
форсунке напор мазута должен быть около 3 ати.
Обращает на себя внимание, что при подаче вторичного
воздуха (всего воздуха, необходимого для горения) через
регистр с закручивающими лопатками качество
распиливания жидкого топлива этой форсункой заметно улучшается
(рис. 6-24). Объясняется это
завихрением потока, в
котором под влиянием
центробежных сил более тяжелые
Я
L
-
;,о
[
N1
1 \
*p,9*\
v0 *
\Ч
\ 1 >
^^Г>ч.
-
У
r()47f
0J32
> 1
—
! i
'1 ""
.1 а
Ч ,1
НО
120
100
708°
60
50
4J
ч0^
30
25
2(1
18
Vi16
10
1 о
«;
6
-La
Р\
1 1
тт
/
1 1
1 1
?| 1
1
1 ' '
~\/?е
100
200 м к
Рис. 6-23. Кривые
распределения жидкости по размерам
при разных отношениях GJG.
Цифры у кривых — GQ/G.
7д91012П 18 25 35 45 60 70 60-Ю4
Рис. 6-24. Влияние вторичного
воздуха на распыливание центробежной
форсункой.
/ — распыливание только первичным
воздухом; 2 — распыливание с участием
вторичного воздуха.
капли отбрасываются на периферию, где подвергаются
дополнительному влиянию разрушающих их
инерционных сил вторичного воздуха, не потерявшего еще своей
относительной скорости. Такое явление характерно для всех
центробежных форсунок.
Забегая несколько вперед, отметим, что испытания
нецентробежной форсунки эжекционного типа (рис. 6-25)
не обнаружили влияния вторичного воздуха на качество
распыливаиия.
Пневматическая (или паровая) форсунка эжекционного
типа. Эта форсунка представлена на рис. 6-25. Топливо
поступает через штуцер 1 в кольцевую камеру, откуда вдоль
сопла 2 проходит в диффузор 3. Воздух (или пар) поступает
140

через штуцер 4 во внутреннюю трубу «5, а из нее через соГтло 2
и диффузор 3 выбрасывается в топку. Холодные испытания
эжекционной форсунки [Л. 6-6] при распыливании воды
с изменением расхода от 200 до 800 кг/час показали
Рис. 6-25. Пневматическая (или паровая)
форсунка эжекционного типа.
достаточно удовлетворительное диспергирование при
расходе воздуха от 0,5 кг/кг и выше; при этом давление
воздуха равнялось 6 ати. Для форсунок такого типа
рекомендуются следующие расходы: воздуха 0,8 кг/кг,
перегретого пара 0,3 кг!кг.
Как показали замеры, давление воздуха при встрече
его с топливом, т. е. в месте распыливания, составляло
около 1 ата. Благодаря эжектирующей способности такая
141

форсунка требует невысокого напора по топливной линии,
достаточно давления в 0,5 кГ/см2, чтобы обеспечить
необходимый расход топлива. Эжекционные форсунки
рекомендуются для производительности от 275 до 1800 кг/час. Расход
топлива зависит от размеров сопла и диффузора и от
давления распыливающего агента. Для перегретого пара
рекомендуется давление от 8 ати (для наименьших расходов)
Рис. 6-26. Головка эжекционной форсунки с насадком.
до 25 ати (для наибольших расходов) при данном сопле
и диффузоре.
Форсунка, изображенная на рис. 6-25, дает сравнительно
длинный факел. Чтобы укоротить его, применяют
специальный насадок (рис. 6-26).
Форсунка Данилина. В форсунке Данилина (рис. 6-27)
пар через штуцер / подается в центральную трубу 2 и выхо-
Рис. 6-27. Форсунка Данилина.
дит с большой скоростью через сопло 3, создавая разрежение
.в кольцевом канале 4. Мазут поступает по каналу 4ираспы-
ливается при встрече с паром в объеме 5. Через отверстие 6
происходит подсос воздуха в форсунку из окружающей
атмосферы.
Описываемая форсунка обладает большой эжекционной
способностью, благодаря чему жидкое топливо можно
подавать не под давлением. Практически, чтобы обеспечить
надежную работу, достаточно иметь в топливном бачке
напор в 2—3 м. Форсунка требует пара сравнительно
невысокого давления, что видно из данных табл. 6-4 [Л. 6-10].
142

Таблица 6-4
Характеристика форсунки Данилина
Показатель
Давление пара перед форсункой
(р, ати) при избытке воздуха
а = 1,1
Расход пара на распыливание (кг/кг):
при сх = 1,1
при а = 1,3
Производительность, кг/час
50
4,2
0,48
0,41
75
5,7
0,40
0,34
100
7,7
0,35
0,30
125
10,0
0,32
0,27
150
12,7
0,30
0,25
Из таблицы видно также, ,что расход пара на
распыливание составляет 0,48—0,41 кг/кг при производительности
50 кг/час и 0,3—0,25 кг/кг при производительности
150 кг/час. Длина факела изменяется от 2,5 м при малых
расходах (80 кг/час) до 4,4 м при более высоких нагрузках.
Угол конусности у устья форсунки составляет примерно 75°.
В стационарной практике форсунки Данилина работают
обычно с расходом до 200 кг/час. Большое распространение
эти форсунки нашли на железнодорожном транспорте, где
с успехом применяются до производительности 700 кг!час.
По данным Цыганкова [Л. 6-19], на распыливание
расходуется пара 0,15—0,30 кг/кг давлением от 3 до 10 ати.
Положительной стороной форсунки Данилина является то,
что во время работы она шумит меньше многих других
форсунок парового (воздушного) распыливания. Надо только
помнить, что отверстие 6У соединяющее канал 4 с
атмосферой, должно быть всегда открыто, так как в противном
случае форсунка начинает сильно пульсировать. В связи с этим
отверстие б нужно ориентировать так, чтобы исключить
вытекание жидкого топлива. При помощи вентилей,
установленных на трубах, подводящих топливо и пар, форсунку
Данилина можно регулировать в пределах от 50 до 100%
номинальной нагрузки. Нельзя не отметить неприхотливости
этой форсунки, как, впрочем, и других эжекционных
распылителей, к качеству топлива. Редкое засорение форсунок
объясняется широким межтрубным сечением для прохода
топлива.
Форсунка Шухова. Простота и надежность в эксплуатации
этой форсунки высокого давления (рис. 6-28) обеспечили
ей широкое применение в энергетике и на промышленных
предприятиях уже в течение нескольких десятков лет.
143

Топливо через патрубок 1 поступает по внутренней
трубке 2 к выходному соплу 3. Пар (или воздух) через
штуцер 4 проходит в пространство между внутренней 2 и
наружной 5 трубками и через кольцевую щель 6 поступает к соплу <?,
где, встречаясь с топливом, распыливает его; отсюда
аэросмесь выносится в топочный объем. Сечение трубки 2 остается
постоянным, поступление же топлива регулируется
вентилем на расходной линии. Размеры кольцевой щели 6 изме-
Рис. 6-28. Форсунка Шухова.
няются при помощи маховика, который обеспечивает
перемещение трубки 2. Увеличением или уменьшением высоты щели
изменяется как расход, так и скорость распыливающего
агента. Для этих же целей можно воспользоваться вентилем
на магистрали, подводящей пар (или воздух) к форсунке.
Однако последний способ регулирования менее желателен,
так как при этом происходит изменение давления
распыливающего агента. Форсунка изготовляется десяти размеров
на производительность от 3 до 400 кг/час (табл. 6-5).
Из таблицы видно, что увеличение расхода и давления
распыливающего агента создает все увеличивающийся
подпор по магистрали жидкого топлива; соответствующее
увеличение давления в мазутной линии вызывается
необходимостью обеспечить требуемый расход топлива.
Подробное исследование форсунки Шухова было
проведено Всесоюзным теплотехническим институтом
им. Ф. Э. Дзержинского. Опытами установлено [Л. 6-10],
144

Таблица 6-5
Характеристика форсунки Шухова
Номер

форсунки
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Диаметр
отверстия, мм
Для
мазута
2
3
4
5
6
7
8
10
13
16
для пара
(или
воздуха)
4,5
5,5
7
8
9
10
11
13
16
20
при напоре
мазута до
0,5 м'вод. ст.
3
6
12
19 •
27
38
50
70
125
200
при напоре
мазута 6—10 м
вод. ст. и
давлении пара (или
воздуха) 3—5 ати
7
20
40
60
80
100
130
180
250
350
при напоре
мазута 20—25 м
вод. ст. и
давлении пара (или
воздуха) более
5 ати
10
30
60
90
120
150
180
240
320
400
что во избежание засорения высота щели должна быть
не менее 1 мм. Больший размер щели также не рекомендуется,
так как при этом увеличивается расход пара, качество же
распыливания не улучшается. О качестве распыливания
авторы [Л. 6-16] судили по прозрачности факела
(наблюдения велись через гляделки) и по анализу газов
(устанавливалась полнота сгорания топлива). Расход пара
рекомендуется в количестве 0,3—0,4 кг/кг> расход воздуха — в
количестве 0,5—0,8 нмв/кг. Чтобы предупредить перекосы
и не допустить ухудшения распыливания, высоту щели
не рекомендуется изменять в процессе работы. Форсунка
дает длинный и узкий факел. Длина факела составляет
2,5—4 м для малых и 6—7 м для больших форсунок.
Следовательно, форсунка не пригодна для топочных устройств
с малоразвитой высотой. По данным ВТИ, повышение
вязкости топлива с 2 до 23° Э не изменяет характера работы
форсунки. Испытания форсунки Шухова № 9 показали,
что угол конусности струи составлял около 75°.
Форсунка системы Бест. Практика промышленного
сжигания топлива знает целый ряд так называемых плоских
(или щелевых) форсунок (Берсенева, Кауфмана и др.).
Они дают широкий и короткий факел, просты и удобны
в эксплуатации.
Ю Заказ 803 145

Наиболее распространенной из них является форсунка
системы Бест (рис. 6-29). Камера форсунки делится на две
полости — верхнюю 1 и нижнюю 2. Мазут по нижней
полости через щель 3 подается на плоский лоток 4У с которого
сдувается паром, поступающим из камеры 1 через верхнюю
щель 5. Высота паровой щели 5 составляет 1 —1,5 мм и не
меняется в процессе работы. Размеры щели 3 для жидкого
топлива можно изменять с помощью специального устрой-
5
,пп т
Рис. 6-29. Форсунка Бест.
ства. Форсунка Бест, как и другие плоские форсунки,
требует очень тщательной установки по горизонтали. Даже
при небольшом наклоне топливо будет протекать с одной
стороны щели, что приведет к резкому ухудшению
распиливания, а следовательно, и горения.
Форсунки системы Бест не могут работать при очень
малых расходах (менее 100 кг/час)', обычно их применяют для
производительности 200—250 кг/час (по топливу). Успешно
работают они и при расходах до 400 кг/час. Имеются сведения
об удовлетворительной работе их и при еще более высоких
расходах — до 800—1000 кг/час.
У форсунки системы Бест немало достоинств. О простоте
конструкции мьт уже говорили; упомянем еще о том, что она
практически не засоряется, а при необходимости легко
прочищается. К тому же она требует малого расхода пара
(или воздуха) на распыливание. По данным испытаний,
проведенных ВТИ [Л. 6-10], при расходе топлива 200 кг/час
146

и давлении пара 4,3 ати расход пара на распыливание
составлял 0,27—0,24 кг/кг; горение было вполне
удовлетворительным. Небезынтересно отметить, что избыток воздуха а
менялся от 1,1 до 1,3, а напряжение топочного объема
достигало 860 1О3 ккал/м* -час.
К числу положительных свойств форсунки Бест следует
отнести и то, что она практически не требует напора по
топливной магистрали. Паровая струя создает подсос, увлекающий
жидкое топливо. Достаточно иметь напор в 2—3 м вод. ст.,
чтобы обеспечить бесперебойную работу форсунки.
Выходящая из форсунки плоская струя вскоре растекается и на
Рис. 6-30. Многоструйная форсунка Каплана и Макарова.
некотором удалении приобретает круглую форму. Угол
факела на выходе из форсунки составляет около 100°. Факел,
создаваемый этими форсунками, имеет в длину 1,5—3 м.
Производительность форсунки регулируют вентилями на
подводящих магистралях (топливной и паровой).
Рекомендуется менять производительность форсунки Бест в
пределах не более 50%. Следует иметь в виду, что наилучшие
результаты дает работа форсунки при наибольших расходах.
Форсунка Каплана и Макарова. Представляет интерес
конструкция многоструйной форсунки Каплана и Макарова
[Л. 6-31, показанной на рис. 6-30. Здесь жидкое топливо
поступает через патрубок / в кольцевое пространство,
образованное трубкой 2 и стержнем 5, и далее через щели сопла 4
в объем 5. Воздух через штуцер 6 и кольцевой канал 7 также
поступает в объем 5, где распыливает жидкое топливо.
Объем 5 ограничен насадком 8 с отверстиями 9 на конце.
Через эти отверстия смесь распыленной жидкости с воздухом
выбрасывается в камеру горения.
Такая форсунка была испытана при отоплении
нагревательных колодцев на одном металлургическом заводе.
Результаты испытания показали, что максимальный расход
мазута составил 500 кг/час. При этом избыток воздуха
равнялся 1,0—1,05, а на 1 кг мазута расходовалось 0,7—0,8 кг
воздуха. Факел имел в длину 2—2,5 м.
10* 147

В промышленных условиях часто нужен факел большой
длины. В частности, на некоторых этапах ведения плавки
в мартеновских печах необходим длинный настильный
факел, как бы лижущий поверхность расплавленного
металла. Наиболее успешно такая задача решается при рас-
пыливании жидкого топлива воздушными (или паровыми)
форсунками высокого давления. К распылителям такого
типа относятся форсунки Доброхотова и Казанцева, «Сталь-
проекта» и завода «Серп и Молот», Бермана, Каплана и
Макарова и др.
Рис. 6-31. Форсунка Днепропетровского
металлургического института (системы Доброхотова и Казанцева).
Форсунка Днепропетровского металлургического
института (системы Доброхотова и Казанцева). Широкое
распространение в мартеновских печах получила форсунка ДМИ
системы Доброхотова и Казанцева (рис. 6-31). В этой
форсунке жидкое топливо подается по центральной трубке У,
а пар (или воздух) — по кольцевому каналу 2, который
переходит в конфузор 3 и заканчивается расширяющимся
соплом 4. Мазутоподводящая трубка входит на некоторое
расстояние в устье сопла и в этом месте встречается с распы-
ливающей средой. Благодаря большой длине сопла паро-
жидкостная эмульсия дает при выходе из форсунки мощную
дальнобойную струю.
Из рис. 6-31 видно, что в форсунке Доброхотова и
Казанцева, как и в эжекционных форсунках, применено сопло
Лаваля. Всего лучше форсунка работает с перегретым паром
давлением около 11 ати. Применение насыщенного пара
давлением ниже 10 ати намного ухудшает качество распы-
ливания, что объясняется сильным охлаждением струи
при встрече топлива с паром в расширяющемся сопле.
Использование в этой форсунке в качестве распыливающего
агента не пара, а сжатого воздуха пониженного давления
148

WOO «
также не давало до сих пор хорошего результата. Попытки
этого рода делались в мартеновских печах, где, как
правило, имеется воздух давлением до 6 ати, что оказалось
недостаточным для хорошей работы этой форсунки.
А. И. Карабин [Л. 6-5] приводит график, составленный
И. Г. Казанцевым и характеризующий изменение скорости
и давления пара по длине расширяющегося сопла. Из этого
графика (рис. 6-32) видно, что давление перегретого пара,
первоначально
составлявшее 11 ата, в месте ,^.-*—. , .—-. -.—¥/сек
встречи его с топливом
падает до 2 ата, а
скорость возрастает до
750 м/сек. То
обстоятельство, что форсунка
обладает эжектирующей
способностью, позволяет
обходиться небольшим
давлением по топливной
магистрали.
Форсунки
Доброхотова и Казанцева
применяются для
производительности от 250 до 2500 кг/час. Некоторые сведения,
характеризующие их, приведены в табл. 6-6.
Таблица 6-6
Характеристики форсунки Доброхотова и Казанцева
10 0 10 20 30 U0 50ММ
Расстояние от критического сечения сопла
Рис. 6-32. Изменение давления (/) и
скорости (2) пара по длине расширяющегося
сопла.
Номер
форсунки
1 и 2
3 и 4
5 и 6
7 и 8
9 и 10
11 и 12


дительность,
кг/час
250
300
400
500
650
800
Расход
раопыливающего
агента, кг/час
Пар
125
150
200
250
325
400
Воздух
188
225
300
375
490
600
1
1 Номер
1 форсунки
; 13 и 14
j 15 и 16
17 и 18
19 и 20
| 21 и 22
i

Производительность,
кг/час
1000
1250
1600
2000
2500
Расход распы-
ливающего
агента, кг/час
Пар
500
625
800
1000
1250
Воздух
750
938
1200
1500
1875
Из таблицы видно, что воздуха данная форсунка
расходует примерно в полтора раза больше, чем пара. При работе
на компрессорном воздухе применяются укороченные сопла
Л аваля.
149

Форсунка Доброхотова и Казанцева конструктивно
проста и удобна в эксплуатации, однако обладает рядом
недостатков, основными из которых являются следующие:
а) форсунка не дает короткого факела, необходимого
на отдельных этапах плавки; этот недостаток особенно
ощутим для печей малой и средней производительности;
б) слишком большая длина сопла иногда приводит
к налипанию на стенках части жидкого топлива;
в) уменьшение давления пара (или воздуха) приводит
к скачку уплотнения; это нарушает режим работы форсунки,
затрудняет регулирование.
Рис. 6-33. Форсунка Шухова для мартеновских печей.
/ — подвод топлива; 2 — подвод пара.
Форсунка Шухова для мартеновских печей. Для
мартеновских печей малой производительности часто применяют
переделанную форсунку Шухова (рис. 6-33) с
удлиненным концом, уменьшающим угол конусности и
увеличивающим длину факела. Такая форсунка хорошо работает при
производительности до 500 кг/час; увеличение расхода
приводит к резкому ухудшению распыливания. Но иногда эти
форсунки можно увидеть и на печах среднего тоннажа;
в этом случае устанавливают две форсунки. Форсунка
Шухова очень проста в конструктивном отношении, не
предъявляет высоких требований к очистке мазута,
удовлетворительно работает при невысоком давлении распылива-
ющего агента (3—4 ати). Расход мазута можно
регулировать в широких пределах, но регулирование длины факела
почти исключено, так как осуществлять эту операцию
можно, лишь уменьшая или увеличивая расход пара, что
чаще всего дает плохие результаты. Паровая (или воздушная)
150

щель должна быть соответственно заранее отрегулирована.
Изменять в процессе эксплуатации высоту щели не
рекомендуется.
Форсунка высокого давления У ПИ системы Кокарева.
В этой форсунке (рис. 6-34) жидкое топливо через штуцер /
подается по кольцевому каналу 2 и далее через отверстия 3
в сопло 4. Воздух по трубе 5 поступает в сопло 4, в конце
которого встречается с топливом и распыливает его.
Газожидкостная эмульсия через насадок 6 выбрасывается в печь.
Регулирование расходов топлива и воздуха осуществляется
вентилями, установленными на топливной и воздушной
магистралях.
Рис. 6-34. Форсунка УПИ (системы Кокарева).
Проведенные испытания показали [Л. 6-8], что
удовлетворительная работа форсунки Кокарева обеспечивается
при давлении распылителя (воздуха) 3—5 ати. Расход
воздуха при этом составлял 0,5 кг!кг топлива. Форсунка
такого типа обеспечивает расход топлива от 600—1300
до 1300—2500 кг/час.
Форсунка Кокарева конструктивно проста и не имеет
перемещающихся частей. Но тонкие отверстия для пропуска
топлива, предложенные автором и являющиеся
отличительной чертой форсунки, подвержены частому засорению.
Очистка засорившихся отверстий во время работы
затруднительна, что вынуждает прибегать к остановке форсунки
и к ее разборке. Избежать этого можно, лишь применив
весьма тщательную предварительную очистку мазута.
Согласно данным Карабина [Л. 6-5], для эффективной
работы форсунки Кокарева нужен пар давлением не ниже
8—10 ати и температурой 350—380° С, воздух давлением
6—7 ати и температурой 250—300° С, мазут давлением
4,2—5,5 ати.
У рассмотренных выше форсунок, как уже указывалось,
длина факела плохо поддается регулированию в процессе
151

работы. Между тем мартеновским печам в различные периоды
плавки требуются факелы различной длины и различного
характера. Так, во время завалки и плавления нужен
острый факел, период же кипения нуждается в «мягком»
пламени. Для решения этой задачи были созданы
конструкции так называемых двухступенчатых форсунок.
Двухступенчатая паровая (или воздушная) форсунка
Бермана. В двухступенчатой форсунке Бермана (рис. 6-35)
жидкое топливо подается по трубке / и через коническую
щель 2 поступает в смеситель 3. Первичный воздух (или пар)
через штуцер 4 поступает в кольцевой канал 5 и далее через
щель 6 направляется в смеситель 3, где, встретившись с
топливом, распыливает его. Смесь жидкости с паром (или
воздухом) движется по трубе 7, имеющей наконечник 8.
Вторичный воздух через штуцер 9 подается по кольцевому сечению
трубы 10, по выходе из которой производит дополнительное
распыливание топлива. Вся образовавшаяся смесь
выбрасывается в печь через диффузор 11. Расход жидкого топлива
регулируется при помощи стержня 12; щель для подачи
первичного воздуха регулируется перемещением сопла 13]
уменьшение и увеличение расхода вторичного воздуха
достигается изменением высоты щели 14. Регулировать расход
топлива, первичного и вторичного воздуха можно во время
работы. В табл. 6-7 приведены данные по изменению расхода
топлива в зависимости от давления [Л. 6-1 ].
Таблица 6-7
Характеристика форсунки Бермана
Номер
форсунки
1
2
3
4
5
6
'
4
136
215
392
632
1107
1457
Производительность {кг/час) при напор
4,5
153
242
441
711
1245
1640
1_
170
269
490
790
1385
1820
форсункой, ата:
5,5
187
296
539
869
1522
2000
6
204
323
588
948
1660
2190
6,5
221
350
637
1027
1800
2370
е воздуха перед
7
238
377
686
1107
1937
2550
7,5
255
404
735
1186
2078
2730
8
272
430
784
1265
2215
2920
Давление жидкого топлива желательно поддерживать
равным давлению воздуха и во всяком случае не ниже
75% его. Основное преимущество двухступенчатой подачи
воздуха автор форсунки видит в том, что первичный
распиливающий агент сообщает пламени дальнобойность и
настильность, вторичный же сокращает длину факела, делает его
152

4- 5
3 9 7 10 в ft 11
Рис. 6-35. Форсунка Бермана.

острым, «режущим». Регулируя поступление вторичного
распиливающего агента, можно в широких пределах
изменять длину факела. Форсунка рассматриваемой
конструкции может работать и по комбинированной схеме, согласно
которой по первичной линии подается пар, а по вторичной —
сжатый воздух, что особенно выгодно при сжигании
высоковязких мазутов.
Несмотря на ряд преимуществ, форсунка Бермана
не нашла широкого применения, что в первую очередь
объясняется сложностью ее конструкции.
Форсунка «Стальпроекта» и завода «Серп и молот».
Двухступенчатый принцип распыливания применен и в
форсунке «Стальпроекта» и завода «Серп и молот» (рис. 6-36).
Рис.- 6-36. Форсунка «Стальпроекта» и завода «Серп и молот».
В этой форсунке жидкое топливо подается по трубке 1,
заканчивающейся суженным насадком 2. Первичный воздух
проходит по кольцевому каналу 3 и при встрече с топливом
производит первичное распыливание. Дополнительное
дробление капель производит вторичный воздух, подаваемый
через штуцер 4 и кольцевое сечение 5 к устью форсунки.
Подробных данных о работе этой форсунки не имеется.
Как свидетельствует А. И. Карабин [Л. 6-5], эта форсунка,
в которой широко регулируется длина факела, с успехом
используется в больших мартеновских печах.
Воздушная форсунка для камер горения газотурбинных
установок. На Невском машиностроительном заводе
им. В. И. Ленина разработана конструкция воздушной
форсунки для камер горения газотурбинных установок
(рис. 6-37). Здесь топливо поступает по центральной трубке 1
и через отверстие 2 попадает в тангенциальные канавки 5,
расположенные на поверхности конуса распылителя 4.
Воздух по трубе 5 поступает в канавки 5, где смешивается
с топливом. Образовавшаяся эмульсия выбрасывается
154

в камеру горения. Угол конусности можно изменять
в довольно широких пределах путем установки распылителей
с различными углами подъема а резьбы распылителя.
Рис. 6-37. Форсунка воздушного распыливания конструкции НЗЛ.
§ 6-3. Форсунки смешанного воздушно-механического
распыливания
В камерах горения газовых турбин применяются, помимо
форсунок механического распыливания (см. § 6-1), также
форсунки смешанного воздушно-механического
распыливания (рис. 6-38). Здесь топливо через патрубок / поступает
в кольцевое сечение 2 и далее через тангенциальные
отверстия 3 проходит в камеру завихрения 4, откуда через
кольцевую щель 5 выбрасывается в камеру горения. Воздух через
патрубок 6 подается в объем 7, захватывает вытекающее
топливо и распыливает его. Форсунка применяется в
секционных камерах горения; производительность ее — около
400 кг/час. Воздух к форсунке подается специально
установленным центробежным компрессором, который получает
его от основного осевого компрессора газотурбинной
установки. Расход воздуха на распыливание при номинальной
нагрузке составляет 4% от теоретически необходимого для
горения. Эта форсунка является, по существу, воздушно-
механической, так как давление жидкого топлива составляет
около 30 ати, и дробление струи несомненно происходит
в значительной степени за счет механического распыливания.
Форсунка такого же типа представлена на рис. 6-39.
В этой форсунке топливо поступает из патрубка / по
кольцевому каналу 2 и далее через отверстие 3 в камеру
завихрения 4. Оттуда топливо через кольцевое сечение сопла 5
155

8 3
Рис. 6-39. Воздушно-механическая форсунка
с двойным распыливанием воздуха.
156

выбрасывается в камеру горения. Воздух подается в
патрубок б, а оттуда в объем 7. Следуя дальше, воздух разделяется
на два потока. Первый проходит через кольцевое сечение 8
в камеру завихрения 4, на выходе из которой происходит
первичное дробление топлива. Второй поток подается
по каналу 9 к устью сопла 5, где встречает газо-жидкостную
эмульсию и дополнительно распыливает топливо.
Особенностью этой форсунки является то, что в ней обеспечивается
двухступенчатое распыливание жидкого топлива: с внут-
Рис. 6-40. Воздушно механическая форсунка fco ^встречными
закручивающими потоками топлива и воздуха.
ренней, а также с внешней стороны топливной струи,
вытекающей из сопла.
К воздушно-механическим распылителям относится также
форсунка, изображенная на рис. 6-40. Центральная часть
ее представляет собой центробежную форсунку обычного
типа. К ней добавлена часть, обеспечивающая
дополнительное воздушное распыливание. Воздух, поступающий в
кольцевое пространство /, проходит через завихряющие каналы 2
вставки 5. По выходе из каналов воздух встречает
распыленную механической частью форсунки струю и производит
дополнительное дробление. В этой форсунке направление
вращения воздуха, проходящего через тангенциальные
каналы вставки, противоположно направлению вращения
струи топлива. По данным испытаний, расход распыливаю-
щего воздуха составляет около 2% от теоретически
необходимого для горения. Давление распыливающего воздуха
157

превышает давление в камере горения примерно на 0,5 am.
Форсунка этого типа поддается регулированию в широких
пределах (при изменении расхода топлива от 100 до 10%)
без заметного ухудшения качества распыливания; она
удовлетворительно работает и при еще более пониженных
нагрузках.
В последнее время воздушно-механические и паро-меха-
нические форсунки стали широко применяться и в
котельной практике. Как свидетельствуютш А. А. Дмитриев
и К. Ф. Роддатис (см. «Котельные установки ФРГ»,
Госэнергоиздат, 1961), фирмой «Бабкок» разработана паро-
механическая форсунка производительностью до 3500 кг/час.
§ 6-4. Пневматические форсунки низкого давления
Как уже было сказано, форсунки низкого давления
применяются в основном в печной практике. Их применению
благоприятствуют два фактора: во-первых, возможность
обходиться низким напором воздуха для дутья и, во-вторых,
надежность работы при малых расходах, чего никак не могут
обеспечить не только форсунки механического
распыливания, но и воздушные (или паровые) форсунки высокого
давления. Дело в том, что скорость выхода жидкого топлива
в механических форсунках и воздуха (или пара) в форсунках
высокого давления должна быть большой даже при малой
производительности этих устройств. Поэтому конструкторам
таких форсунок приходится добиваться снижения расхода
топлива, уменьшая сечение выходных отверстий сопел.
А при обычно употребляемых сортах мазута очень малые
сечения сопел сплошь и рядом засоряются, в результате
чего работа форсунок становится неустойчивой.
В форсунках же низкого давления возможность работать
с малыми расходами обеспечивается не только уменьшением
сечения выходных отверстий сопел, но и снижением CKOpjgjrrefi
воздушного потока. К тому же в этих форсунках в качестве
распыливающего агента используется либо весь воздух,
необходимый для горения, либо значительная часть его
(от 40% и выше). Следует отметить, что форсунки
воздушного распыливания низкого давления отличаются
сравнительно коротким факелом, что весьма важно при сжигании"
жидкого топлива в промышленных печах.
Форсунка СТС-ФОБ («Ромо»). Эта форсунка (рис. 6-41)
состоит из корпуса J и центрально расположенной в нем
трубки 2, через которую поступает топливо. Воздух под-
158

водится через патрубок 3 и кольцевую щель 4, образуемую
вставкой 5 и насадком 6. Сечение щели регулируется
передвижением конуса вставки 5 при помощи маховика 7.
Форсунка «Ромо» конструктивно проста и удобна в эксплуатации,
но обладает одним недостатком: при регулировке расхода
маховиком 7 подчас нарушается равномерность кольцевого
Рис. 6-41. Форсунка СТС-ФОБ.
сечения 4, что приводит к скосу воздушного потока. В
промышленности применяются четыре номера форсунки СТС-ФОБ
производительностью от 2 до 55 кг/час.
По данным М. М. Эфроса [Л. 6-20 ], хорошую работу
форсунки «Ромо» обеспечивает напор воздуха на дутье в 200 мм
вод. ст. при минимальном и в 700 мм вод. ст. при
максимальном расходе топлива. Наименьший расход мазута в
исследованной форсунке равнялся 4 кг/час, наибольший составлял
около 8 кг/час (по паспорту — около 9,5 кг/час). Расход
воздуха на распыливание при давлении в 700 мм вод. ст.
составлял примерно 47% от теоретически необходимого
количества воздуха для горения.
159

При сжигании жидкого топлива в печах иногда, чтобы
увеличить расход топлива, не снижая качества горения,
прибегают к так называемой эжекцип вторичного воздуха.
Этот способ применим к форсункам, где на распыливание
затрачивается не больше 60% воздуха, необходимого для
горения. Для пропуска же остального воздуха,
участвующего в горении, создается специальное регистровое
устройство, обеспечивающее эжекцию распыленной струи и
значительно увеличивающее пределы производительности
форсунки. Так, исследованная форсунка «Ромо» при эжекции
может изменять расход топлива от 7,2 до 17 кг/час [Л. 6-20].
На специальном стенде были проведены подробные
холодные испытания одного из номеров форсунки «Ромо».
Исследовалось качество распыливания в зависимости от ряда
конструктивных и режимных факторов [Л. 6-2]. В качестве
распыливаемой жидкости была применена вода. Подробные
результаты, характеризующие тонину распыливания и
некоторые другие параметры, были приведены нами в § 5-1.
Представляет интерес исследование влияния
конфигурации вставок и насадков на качество распыливания. Для
этой цели были испытаны 3 вставки и 5 насадков в различных
комбинациях. Вставка, показанная на рис. 6-42, а,
отличалась от вставки, представленной на рис. 6-41, тем, что в ней
были просверлены четыре отверстия / для подачи некоторого
количества воздуха к корню топливной струи. Вставка,
показанная на рис. 6-42, б, принципиально не отличалась
от только что описанной вставки, но отверстия / имели
тангенциальное направление под углом 20°, что способствовало
завихрению воздуха у корня струи топлива. Кроме того,
наружной поверхности вставки была придана шарообразная
форма. Насадки, представленные на рис. 6-42, в—д,
отличались от насадка, показанного на рис. 6-41, наличием
небольшого прямого участка, переходящего в конус. Друг от друга
эти насадки отличались как длиной и углом конуса, так
и длиной прямого участка. Насадок, представленный на
рис. 6-42, е, не имел прямого участка и отличался от насадка,
показанного на рис. 6-41, значительно меньшим углом
конуса.
Уже первые опыты показали, что насадки по рис. 6-42, в
и г, использованные в комбинации со вставками по
рис. 6-42, а и б, работают неудовлетворительно, так как
на стенках насадков образуется пленка жидкости, которая
периодически срывается и выносится в поток. Комбинация
насадков по рис. 6-41 и 6-42, е со вставкой по рис. 6-42, а
160

f/У'труб.
Стберстия просверлить
под углом -20°
Рис. 6-42. Вставки и насадки к форсунке СТС-ФОБ.
И Заказ 803
161

требует повышенного, по сравнению с другими вариантами,
давления воздуха перед форсункой. Наилучшие результаты
получились при работе вставки, представленной на рис. 6-41,
с насадками, выполненными по рис. 6-41 и 6-42, виг. При
комбинации той же вставки с насадком по рис. 6-42, г
необходимое давление воздуха оказалось на 16% меньше, чем
в основном варианте (рис. 6-41).
При использовании вставки, показанной на рис. 6-41,
и различных насадков угол конусности струи, распыленной
форсункой «Ромо», составлял: 30° для насадка по рис. 6-41,
32° для насадка по рис. 6-42, в и 34° для насадка по рис. 6-42, г.
Следует отметить, что качество распыливания (средний
диаметр капли, распределение жидкости по сечению) было
во всех трех только что рассмотренных вариантах
приблизительно одинаковым.
Из изложенного следует, что изменение вставок и
насадков не приносит заметного улучшения качества
распыливания. Форсунка дает сравнительно недлинный факел. При
оптимальной нагрузке его длина равна 1 —1,5 м.
Увеличение воздушной щели приводит к ухудшению распыливания
и удлинению факела.
Форсунка «Стальпроекта». В этой форсунке (рис. 6-43)
мазут подается во внутреннюю трубку /, а воздух через
16

патрубок 2 поступает в корпус форсунки и через кольцевое
сечение воздушного сопла 3 попадает к устью топливного
сопла 4. Установочные болты 5 фиксируют положение
топливного сопла. Регулировка расхода топлива производится
при помощи иглы 6 с маховиком 7 на наружном ее конце.
Изменять расход воздуха можно поступательным
перемещением топливного сопла 4. Для этой цели приспособлен
специальный рычаг. К форсунке прикреплен циферблат,
показывающий степень открытия воздушного сопла 3.
Форсунка «Стальпроекта» широко применяется при
сжигании жидкого топлива в промышленных печах и выпускается
для большого диапазона производитёльностей (табл. 6-8).
Таблица 6-8
Характеристика форсунки «Стальпроекта»
Номер
форсунки
4
4
4
5
6
8
Ход
топливного
сопла,
мм
6
13
21,6
25
32
42
Расход топлива (кг/нас)
при напоре воздуха,
мм вод. ст.
300
3,5
11
32
54
80
135
700
8
24
57
82
120
205
Диаметр
для топлива
2,5
3
4
5
5
6
сопла, мм
для воздуха
21
40
60
75
95
135
Из таблицы видно, что при изменении напора воздуха
от 300 до 700 мм вод. ст. расход топлива изменяется примерно
в 2 раза у форсунок малой производительности и примерно
в 1,5 раза у форсунок большой производительности. Чтобы
форсунка работала надежно, рекомендуется давление мазута
держать в пределах 1—1,5 ати.
Проведенные испытания форсунки № 2V2 показали
[Л. 6-20], что минимальный расход мазута при напоре
воздуха 300 мм вод. ст. и а = 1,2 составляет 6,5 кг/час без
эжекции и 11,8 кг/час с эжекцией, а максимальный расход
(при давлении 700 мм вод. ст.) соответственно 15,2
и 27,3 кг/час.
К недостаткам форсунки «Стальпроекта» следует отнести
мало удачное решение центровки передвижного сопла
форсунки при помощи установочных винтов. Нельзя не отметить
И* 163

и другого, еще более существенного недостатка,
связанного с тем, что изменение размера щели воздушного сопла
осуществляется перемещением мазутного сопла. При этом
смещается место встречи воздуха с топливом, что не может
не отразиться на качестве распиливания последнего.
Достаточно указать, что свобода перемещения сопла форсунки № 5
составляет 25 мм, а форсунки № 8 — 42 мм. Многочисленные
исследования показывают большое значение места встречи
топлива с распыливающим воздушным потоком. Если
небольшое перемещение мало сказывается на процессе распылива-
ния, то значительный сдвиг дает резкое ухудшение.
Это рассуждение справедливо и по отношению к
форсунке ФОБ. Для лучшего распыливания топлива необходимо
использовать максимальные относительные скорости.
Поэтому ширину воздушной щели рекомендуется установить
перед началом работы и регулирование расхода производить,
лишь изменяя давление воздуха. Если этого недостаточно,
следует заменить номер форсунки. Регулировать же
воздушную щель в процессе эксплуатации не рекомендуется.
Описанные выше конструкции распылителей низкого
напора относятся к числу так называемых форсунок
одинарного распыливания. Широкое развитие нашли
форсунки двойного распыливания, принцип работы
которых основан на том, что полученная эмульсия распыленного
топлива в смеси с воздухом встречается в пределах форсунки
еще с одним потоком воздуха, производящим дополнительное
диспергирование.
Форсунка СТС-ФДБ. По принципу двойного распыливания
работает форсунка СТС-ФДБ (рис. 6-44). Весь воздух,
необходимый для горения, поступает через патрубок / и
распределяется на два потока — первичный и вторичный.
Первичный воздух подается через канал постоянного
сечения 2 навстречу струе топлива, поступающей через отросток 3
в трубку 4. Газо-жидкостная смесь поступает в
расширенную вставку 5 и на некотором расстоянии, почти под
прямым углом, встречает вторичный воздух, количество
которого регулируется переменным сечением кольцеобразного
канала 6. Клапан 7 служит для регулирования общего
расхода воздуха. Удовлетворительное качество распыливания
форсунок СТС-ФДБ обеспечивается при увеличении
производительности в пределах до 100% от номинального расхода.
При необходимости менять производительность в более
широких пределах применяются форсунки того же типа, но с
деталями и узлами других конструктивных размеров. В табл. 6-9
164

приведена характеристика форсунок ФДБ, разработанных
«Союзтеплостроем».
В испытаниях, проведенных с форсункой наименьшей
производительности (ФДБ-1), расход топлива менялся
в пределах от 7,7 до 18 кг/час. При эжекции
минимальный расход топлива форсункой ФДБ-1 увеличивался до
6
Рис. 6-44.
Форсунка СТС-ФДБ.
14,2 кг/час, а максимальный—до 37 кг/час. Расход
воздуха на распыливание составлял 50% от теоретически
необходимого на горение.
Таблица 6-9
Характеристика форсунок ФДБ
Тип
форсунки
ФДБ-1
ФДБ-2
ФДБ-3
ФДБ-4

Минимальный
расход
мазута,
кг/час
5
8,5
18,5
20
Давление воздуха, мм вод. ст.
450 | 550 | 600 | 700
Максимальные расходы воздуха (в числителе, им*/час)
и мазута (в знаменателе, кг/час)
180/20
280/30
430/48
730/76
200/22
310/34
480/52
750/82
220/24
340/37
520/56
810/89
230/25
360/40
550/60
880/95
J 65

Форсунка СТС-ФДБ дает хорошее качество
распиливания, однако она несколько сложнее по конструкции, чем
другие форсунки низкого напора. Следует иметь в виду,
что при пониженном давлении форсунка резко ухудшает
свою работу, в связи с чем применять ее при напоре ниже
400 мм вод. ст. не рекомендуется. По паспортным данным
форсунка СТС-ФДБ требует напора по топливной линии
Рис. 6-45. Форсунка Бермана.
1,5 ати. Опыты показали [Л. 6-20], что при подогретом
мазуте, и расположении топливного бака недалеко от
форсунки для обеспечения полной ее производительности
достаточен напор в 0,15 ати.
Данные о тонине распыливания форсункой СТС-ФДБ,
полученные при холодных испытаниях с водой, были
приведены в § 5-1. Угол конусности ее струи составляет около 28°.
Факел получается коротким, длиной примерно в 1 м.
Форсунка Бермана. Эта форсунка (рис. 6-45) имеет также
двойное распыливание. Топливо подается по кольцевому
сечению, образованному трубкой / и стержнем 2, в сопло 3
и далее в объем 4. Воздух поступает в форсунку через
патрубок 5 и разделяется на два потока. Один из них, так
называемый первичный, через кольцевое сечение 6 подводится
в объем 4, где распыливает поступающее из сопла 3 топливо.
Другой поток (вторичный) через сечение 7 подается к устью
насадка 5, где, встречаясь с топливно-воздушной эмульсией,
дополнительно распыливает ее. Регулирование расхода воз-
166

духа производится перемещением стержня 2 при помощи
маховика 9. Ширину щели для подачи первичного воздуха
можно при установке форсунки изменять; для этой цели
служат винты 10. Щель для вторичного воздуха регулируют
поворотом штурвала //, перемещающего насадок 8.
Испытания форсунки показали, что расход топлива
меняется от 16 до 30 кг/час при изменении напора воздуха
от 200 до 700 мм вод. ст. С эжекцией расход соответственно
увеличивается и составляет 25 кг/час
при минимальном давлении. На распы-
ливание расходуется около 60%
воздуха, теоретически необходимого для
горения.
Форсунка Бермана требует
сравнительно большого напора в 'топливной
линии. Автор рекомендует давление
2 ати [Л. 6-1]. '
Форсунка ФДМ системы Кельмана.
Для очень малых расходов топлива (от
1,5 кг/час) приспособлена форсунка
двойного распыливания ФДМ. В этой
форсунке (рис. 6-46) воздух через
патрубок 1 подается к струе топлива
двумя путями: первичным — через
кольцевое нерегулируемое сечение 2
к корню вытекающей струи топлива и
вторичным — через кольцевую щель 5,
регулируемую при помощи насадка 4.
Топливо поступает по центральной
трубке 5 и вместе с первичным воздухом проходит через
сопло 6 до встречи со вторичным воздухом. Расход топлива
регулируется игольчатым клапаном 7 при помощи маховика 8.
Форсунки ФДМ выпускаются двух размеров, их
характеристика при напоре воздуха перед форсункой в 300—
500 мм вод. ст. дана в табл. 6-10.
Таблица 6-10
Характеристика форсунок ФДМ
Рис. 6-46. Форсунка
ФДМ (системы
Кельмана).
Тип
форсунки
ФДМ-1
ФДМ-2
Расход мазута,
кг/час
1,5—4
3-8
Расход воздуха,
нм*/час
18—50
36—100
167

Испытание, заключавшееся в распыливании воды [Л. 6-2 ],
показало вполне удовлетворительную работу форсунки при
изменении расхода топлива от 1,5 до 9 кг/час. Горячие
испытания подтвердили этот вывод: работа форсунки оказалась
устойчивой и надежной в тех же пределах изменения расхода
топлива. Расход воздуха в форсунке ФДМ составляет 100%
от всего воздуха, необходимого для сжигания топлива..
Форсунка очень проста, легко регулируется. Она требует
сравнительно небольшого напора по топливной линии (во всяком
Рис. 6-47. Форсунка двойного распыливания с
закруткой воздушного потока.
случае не более 0,5 ати). Форсунка выдает узкий факел, угол
конусности которого составляет 22°. Формула расчета тонины
распыливания топлива форсункой ФДМ приведена в § 5-1.
Форсунка двойного распыливания с закруткой
воздушного потока. На некоторых предприятиях находят
применение форсунки двойного распыливания с закруткой
воздушного потока. Одна из них представлена на рис. 6-47. Топливо
в форсунку подается по центральной трубке 1 в объем 2.
Воздух поступает через улиточный ввод 3 и разделяется
на два потока: первичный и вторичный. Первичный через
тангенциальные прорези 4 проходит к устью топливного
сопла 5 и распыливает топливо в объеме 2. Вторичный воздух
проходит по кольцевому сечению 6 и производит
дополнительное распыливание, встречая газо-жидкостную эмульсию
на выходе из сопла 7.
В этой форсунке осуществлено завихрение только
первичного воздуха, но имеются и такие форсунки, в которых завих-
ряется также вторичный воздух. Форсунки двойного
распыливания с закруткой воздушного потока дают хорошее рас-
168

пыливание. Существенным недостатком является лишь
узкий предел регулирования, так как изменение расхода
воздуха может производиться вентилем на подводящей
магистрали (за пределами форсунки), а с уменьшением
расхода воздуха уменьшается скорость в месте распыливания,
что резко ухудшает диспергирование.
Форсунка Карабина ФК-VII. А. И. Карабин разработал
форсунку, в которой осуществлено регулирование как
воздуха, так и топлива у устья самой форсунки. В форсунке
Карабина ФК-VII (рис. 6-48) топливо поступает по трубке /,
Рис. 6-48. • Форсунка Карабина ФК-VII.
внутри которой расположена игла 2, регулирующая расход
топлива. Воздух, подаваемый к устью топливного сопла 3
через тангенциальные окна 4У встречает частицы топлива
под углом 75—90°. Регулирование расхода воздуха
осуществляется перемещением воздушного сопла 5, для чего
приспособлены рукоятка и тяги. Перемещение иглы 2
осуществляется вращением ее в резьбе при помощи маховика 6.
Автор этой форсунки особо отмечает [Л. 6-5], что с ее
помощью была решена проблема сжигания каменноугольной
смолы в малых печах. Опробованные на одном из уральских
заводов другие форсунки (ФДБ и «Стальпроекта») при
сжигании каменноугольной смолы часто закоксовывались,
вызывая сильное дымление, форсунка же системы Карабина давала
ровный, короткий факел. Наблюдаемое небольшое
коксование около носика форсунки легко устранялось поворотом
иглы, без остановки работы форсунки.
169

Для разных расходов разработано несколько
типоразмеров форсунки (табл. 6-11).
Таблица 6-11
Характеристика форсунки Карабина
Размер
А
Б
В
Г
Номер
1
2*
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Расход топлива {кг'час) при напоре воздуха,
мм зод. ст.
300
6,2
11,7
19
20
28
39
47
62
93
117
156
195
400
7,2
13,5
22
23
32
45
54
72
108
135
180
225
500
8
15
24
26
36
50
60
80
120
150
200
250
| 600
8,8
16,5
26
27
40
55
66
88
132
165
220 |
275
700
9,4
18
28
30
42
59
71
95
140
180
240
295
800
10
19
30
32
45
63
75
100
150
190
250
310
Как видно из таблицы, напор воздуха в форсунке ФК-VII
колеблется от 300 до 800 мм вод. ст. Через форсунку подается
весь воздух, необходимый для горения. Эта форсунка
требует значительного давления по топливной линии — не ниже
1 ати. Чтобы мазут не налипал на стенки печей, «Тепло-
проект» рекомендует выполнять окна, в которых
устанавливаются форсунки Карабина, с расширением внутрь печи
под углом 85°.
Форсунка Глушакова. На одном из заводов успешно
работала форсунка системы Глушакова. В этой форсунке
(рис. 6-49) топливо поступает через патрубок / в трубку 2.
Сечение сопла 3 на выходе топлива регулируется иглой 4.
Последняя перемещается по винтовой резьбе при помощи
маховика 5. Воздух подается через патрубок б в полость 7
и при начальном открытии прорезей в конической части 8
трубки 2 поступает к устью форсунки. При вращении
маховика 9 выступающие борта трубки 2 захватывают винты 10
и поднимают втулку 11, через прорези которой поступает
дополнительный воздух. В форсунке предусмотрена возмоэ^-
170

ность сжигания газа, который подается через патрубок 12
в отверстия 13. Кольцо 14 предназначено для регулирования
воздуха, подсасываемого через отверстия 15.
Форсунка Глушакова была испытана в холодном
состоянии, причем расход жидкости изменялся от 7 до 15 кг/час
[Л. 6-2]. В этих пределах форсунка давала довольно тонкое
распыливание. Формула расчета среднего диаметра капель
Рис. 6-49. Форсунка Глушакова.
приведена в § 5-1. Расход воздуха в опытах изменялся
от 38 до 144 нм3/час. Давление воздуха соответственно
составляло от 250 до 380 мм вод. ст. Угол конусности при всех
расходах равнялся 25°.
Необходимо обратить внимание на неудачный способ
перемещения иглы, регулирующей расход топлива. При
вращении иглы с помощью резьбы появляется, как правило,
некоторый эксцентрицитет конца иглы относительно
выходного сечения сопла, который приводит к скосу факела.
Это относится ко всем форсункам, где регулирование расхода
топлива производится подобным способом. Лучше применить
вместо него поступательное перемещение иглы.
Паро-воздушная форсунка. В промышленных печах
находят применение паро-воздушные форсунки, конструкция
171

одной из которых приведена на рис. 6-50. Топливо поступает
через патрубок 1 к устью сопла 2. Водяной пар подводится
по трубкам 3 и 4 к устью сопла 5, где распыливает
вытекающее из сопла 2 топливо. Воздух подается через патрубок 6,
объем 7 и кольцевое сечение 8 к устью сопла 5, где
перемешивается с паро-жидкостной эмульсией и производит
дополнительное распыливание топлива. Подача распиливающего
воздуха регулируется подвижной головкой и маховиком 9.
Рис. 6-50. Паро-воздушная форсунка.
Испытания показали [Л. 6-20], что форсунка хорошо
работает при производительности от 12 до 21,5 кг/час без эжек-
ции и от 22 до 40,5 кг/час с эжекцией. Напор воздуха перед
форсункой соответственно составлял 200 и 700 мм вод. ст.
Количество воздуха на распыливание составляет 53%
от теоретически необходимого для горения. Форсунка может
также работать и на одном воздушном дутье. Расход пара —
около 7% от веса топлива.
Форсунка «Оргэнергонефти». На рис. 6-51 изображена
форсунка «Оргэнергонефти». Топливо подается через
патрубок 1 и трубку 2 в сопло 3. Воздух поступает в объем 4,
проходит через кольцевую щель 5, по выходе из которой
распыливает вытекающее из диффузора 6 топливо.
Регулирование расхода воздуха осуществляется перемещением
кольца 7 с помощью специального устройства. Распыливание
топлива может также осуществляться водяным паром. Пар
подводится по трубке 8 и кольцевому сечению 9 к устью
сопла 3. Подача пара в форсунке «Оргэнергонефти» преду-
172

смотрена как резерв на случай прекращения по каким-либо
техническим причинам подачи воздуха.
По'данным И. П. Любимова [Л. 6-14], форсунка «Орг-
энергонефти» удовлетворительно работает при напоре
воздуха около 150 мм вод. ст. и давлении мазута 0,3 ати.
Рис. 6-51. Форсунка «Оргэнергонефти».
Форсунка Ктрджана. Изображенная на рис. 6-52 форсунка
оригинальной конструкции снабжена вентилятором /
Рис. 6-52. Форсунка Ктрджана.
с электродвигателем 2. Последний приводит во вращение
вентилятор, а вместе с ним и насадок 3. Топливо через
трубку 4 поступает в насадок 3. Воздух, нагнетаемый венти-
173

лятором, частично проходит через насадок, а частично выходит
из кольцевой щели 5. Форсунка Ктрджана была испытана
на Ереванском станкостроительном заводе [Л. 6-15] и дала
хорошие результаты. Факел был очень коротким, а распыли-
вание достаточно мелким, что обеспечивало полное
выгорание топлива при малом избытке воздуха. Регулирование
расхода топлива производится вентилем 6 на топливопо-
дающей линии, а расхода воздуха — изменением площади
входного патрубка вентилятора. Мощность
электродвигателя — от 0,25 до 0,6 кет при расходе топлива до 20 кг/час.
Форсунка несомненно сложна, но зато пригодна к автономной
работе, когда на производстве нет ни сжатого воздуха,
ни водяного пара.
§ 6-5. Примеры расчета форсунок
А. Расчет механических форсунок центробежного типа
Пример. Рассчитать механическую форсунку центробежного типа
при следующих данных.
Расход топлива (мазута) G — 500 кг!час, объемный вес топлива
Y = 950 кг/м3, коэффициент поверхностного натяжения о* = 0,003 кг/м,
коэффициент кинематической вязкости v=2«10"5 мУсек. Температура
мазута t = 90° С. Топливо подается в форсунку под давлением р = 40 ати.
Задаемся величинами DK/d0 = 7,5; /вх//о " 1 »5.
Определяем величину А:
л== DKf0 = 7,5 ^5
<Увх 1,5
Определяем скорость истечения мазута v:
v = ф у 2g -Е- = 0,97 у 19,6 il^l = 88 м/сек .
Здесь ф — коэффициент скорости.
Коэффициент расхода при А = 5: 6 = 0,15 (рис. 4-3). Следовательно,
эквивалентная скорость v3:
Vs = %v= 0,15-88 = 13,2 м/сек.
Определяем диаметр выходного сопла d0:
Определяем:
__ Мо _13,2-3,87-10-з
Re3 _ —^- - 27fo=S ~ 255°-
174

Вычисляем коэффициент расхода реальной жидкости по формуле
(4-29):
£ = 12,9 (-^-)°' Re~Ve£0= 12,9 (7,5)0'5.2550-'/«.0,15 =
5,31
13,65
= 0,39.
Проводим повторный расчет (в первом приближении):
и9 = 0,39*88 = 34,3 м/сек;
f — °'139 _ 4 27. Ю-8 м2-
/о~ 34,3-950 -%z/ l Mf
dQ = |/-JiL^ = 2,33 • 10"3 м = 2,33 мм;
34,3-2,33 „ппо
Re3 = 2>10-5 = 4000;
g = 5,31 !—= 0,335.
4000 /з
Расчет во втором приближении:
v3 = 0,335-88 - 29,4 м/сек;
О HQ
^ = W95cT-=4'98-10-e^
d0 = 2,52 мм;
Re3 = 3700; g = 0,342.
Расчет в третьем приближении дает:
v9 = 30 м/сек; d0 = 2,5 мм; f0 = 4,9 мм2; Re3 = 3740;
I - 0,342.
Определяем площадь тангенциальных отверстий:
/вх = 1,5/0= 1,5-4,9 = 7,35 мм2.
Принимаем число отверстий п = 2.
Тогда диаметр тангенциальных отверстий:
dBx -= 1/ — « 2,2 лш,
V пк
Диаметр камеры завихрения:
DK = 7,5-с£0«=* 19 мм.
175

Средний диаметр капель определяем по формуле (4-36):
' d 47,8
Здесь:
Откуда:
do ^.Re0'7]!?'1 #
ло,б = 5о,б = 2)б3;
Re0'7 = 37400'7 = 316;
2"" £(Т</0 — 9,8.3-Ю-з.2,5. Ю-з -°>z 1U »
П^^Сад-Ю-3)0,1 =0,59.
d 47,8
d0 2,63-316.0,59
= 0,0975.
Средний диаметр капель равен:
d= 0,0975-2,5-10-3= 243 мк.
Угол конусности струи по рис. 4-3 равен: ф^* 115°.
Б. Расчет форсунок воздушного (или парового) распыливания
Форсунки воздушного (или парового) распыливания, как правило,
бывают прямоструйными. Для расчета необходимо в первую очередь
определить выходные сечения как самой рабочей жидкости, так и распы-
ливающего агента. Важно при этом иметь в виду желательную длину
факела, угол конусности, средний диаметр капель распыленной жидкости
и распределение распыленной жидкости по сечению.
Длина факела и угол конусности приведены выше для большинства
рассмотренных форсунок. Что касается тонины распыливания, то для
ряда исследованных форсунок приводятся формулы с соответствующими
расчетными коэффициентами.
Расчет форсунок воздушного распыливания низкого напора
Для форсунок низкого напора средний диаметр капель определяется
из уравнения (5-3'):
d0 \ о 1
где d — средний диаметр капель, м\
d0 •— диаметр жидкостного сопла, м\
Qr — плотность газа, кг-сек2/м*;
v = v1 — v2 — относительная скорость на выходе из сопла, м/сек
(vi — скорость газа, v2 — скорость жидкости);
о* — коэффициент поверхностного натяжения, kFJm\
А — опытный коэффициент.
Так как жидкое топливо, как правило, предварительно подогревается
и вязкость его резко падает, то коэффициент Л для маловязкой жидкости
176

может быть принят равным 1,2 для форсунок СТС-ФДБ; 0,9 для
форсунок СТС-ФОБ; 0,78 для форсунок СТС-ФДМ; 0,75 для форсунки Глуша-
кова и 0,61 для двухступенчатой форсунки. Для остальных форсунок
низкого напора до накопления опытных данных можно принять Л ^ 0,9.
До заданной производительности форсунок определяют расход воздуха,
идущего на распыливание, который для форсунок низкого напора в
зависимости от конструкции меняется примерно от 40 до 100% от теоретически
.необходимого для сжигания. Для определения выходного сечения
топливного сопла в форсунках низкого напора принимается скорость жидкого
топлива v2 не более 4 м/сек. Однако диаметр сопла для жидкости не должен
быть менее 2—3 мм во избежание засорения. Скорость газа (пара) vx
задается так, чтобы получить нужный размер капель. Необходимо при
этом иметь в виду требования к дальнобойности и углу конусности струи.
Приведем несколько примеров расчета форсунок.
Пример 1. Определение среднего диаметра капель по заданной
производительности форсунки и скорости воздушного потока для форсунки
СТС-ФОБ-2 (рис. 6-41).
Производительность форсунки G = 8 кг/час, скорость воздушного
потока в сжатом сечении vx = 60 м1сек\ температура воздуха t — 20° С;
теоретически необходимый для горения расход воздуха L0= 11 нм3/кг\
на распыливание расходуется 50% от теоретически необходимого для
горения количества воздуха; объемный вес жидкого топлива у = 950 кг/м3,
коэффициент поверхностного натяжения а = 3-10"3 кГ/м.
Расход воздуха определяется по формуле:
L = L0 273 G>0>5 = 11 • -Й?Г8*0'5 = 47'3 м^час-
Площадь живого сечения воздушного потока в месте распыливания
равна:
^зШГГЖво"2-18'104*
Внутренний диаметр топливного сопла равен d0 — 2 мм. Из
конструктивных соображений наружный диаметр сопла (наименьший) в
предельном положении равен dH. 0 = 8 мм = 8-10"3 м. Тогда диаметр
воздушного сопла:
D - У F I Л _ -1/2,18.10-*
°~ V 0,785 +й,н.о- У 0>785 г*'10 -
= 1,85-Ю-2 м= 18,5 мм.
Скорость жидкого топлива равна:
G 8
Y • 3600 • 0,785 • dl 950.3600.0,785.4-10-6
Тогда относительная скорость в сжатом сечении:
v= Vl — v2 = 60 — 0,75 ъ* 59,2 м1сек.
Средний диаметр капель определяется из формулы:
= 0,75 м/сек.
= 0,9 (
d = A
0,12.59,22-2. 10-3\—о,45
QrV*d0 х-0,45
3.10-3
.2-10-3= 143- Ю-6 м = 143 мк.
12 Заказ 803
177

Пример 2. Определение расхода воздуха и размеров воздушного
сопла по заданным производительности форсунки и среднему диаметру
капель.
Расход топлива в форсунке «Стальпроекта» (рис. 6-43) составляет
G = 205 кг1час\ средний диаметр капель d — 250 мк = 2,5-10~4 м\
объемный вес топлива у = 950 /сг/лг; коэффициент поверхностного натяжения
о*=3*10"3 кГ/м'у температура распыл и вающего воздуха t = 200° С.
Для распыливания топлива в форсунке «Стальпроекта» требуется
75% расхода воздуха, теоретически необходимого для горения, что
составляет:
900 -4- 973
L = 205-11 • 0,75 • 2^з = 2910 м*/час.
Скорость жидкого топлива v2 принимаем равной 2 м/сек. Тогда
диаметр сопла для жидкого топлива будет равен:
4,= ]/:
3600 • 0,785уу2
-у:
90^
6,15-Ю-з м&6 мм.
3600-0,785.950.2
Определяем относительную скорость из формулы (5-3') при значении
коэффициента Л — 0,9:
1 /, 0,9.6-Ю-з пл_. 0,12-6.10-8\ |0
откуда v = 63 м/сек.
Скорость воздушного потока будет равна:
v1= v-\- v 2 = 63 + 2 = 65 м/сек.
Площадь сечения для прохода воздуха в месте распыливания составит
L 2910
"3600^ 3600-65
= 12,5-Ю"3 м2.
Принимая наименьший наружный диаметр жидкостного сопла dH.Q —
— 25 мм = 2,5-10~3 м, получим диаметр воздушного сопла равным:
D = VoM + rf"- ° = V^fS1 + 6'2',<н = 132-10"3 * 135 мм-
При расчете форсунок двойного распыливания, например ФДМ
системы Кельмана), относительная скорость определяется по формуле:
f=l/ —-—; т, ,
178

где vli0 — начальная относительная Скорость между первичным воздухом
и струей топлива;
и2,0 — относительная скорость газо-жидкостного потока при встрече
со вторичным воздухом;
GB — расход первичного воздуха;
Gg — расход вторичного воздуха.
Здесь под первичным и вторичным воздухом понимается количество
воздуха, проходящее двумя потоками в самой форсунке.
Задавшись общим расходом воздуха, идущего на распыливание,
можно, пренебрегая местными сопротивлениями, определить количества
первичного и вторичного воздуха, пропорциональные площадям
выходных сечений.
Расчет форсунок воздушного (или парового) распиливания высокого напора
При расчете форсунок воздушного (или парового) распыливания
высокого напора обычно применяются .весьма большие скорости. Для ряда
конструкций скорость в месте распыливания доходит до критической
и даже превышает ее. При расчете выходных сечений для газа (пара)
можно принять, что процесс внутри форсунки является адиабатическим.
Тогда для истечения газов и паров через цилиндрические и сходящиеся
сопла при отношении давлений больше так называемого критического
k
Pi
U+1 )
теоретическая скорость в устье сопла равна:
i'-(t)
k—i
k
-PiVi .
гДе Р\ — абсолютное давление в той среде, откуда происходит
истечение, кГ/м2\
р2 — абсолютное давление в той среде, куда происходит истечение,
кГ1м2\
V-l — удельный объем газа в той среде, откуда происходит
истечение, м3/кг\
k — показатель адиабаты, равный для воздуха 1,4; для сухого
насыщенного водяного пара 1,135; для перегретого водяного пара 1,3;
g — ускорение силы тяжести, м/сек2.
Теоретический расход газа равен:
G = F
* + 1
.(тгГЧтгГ
-^г- [кг/сек].
Если отношение давлений равно критическому или меньше него, то
истечение происходит при определенной (критической) скорости, т. е. при
е = 7Г<(ттт)"1 ^-V^TTTPlVl [м1сек]
179

Теоретический расход газа в этом случае будет равен:
G-
Критическое отношение е для воздуха равно 0,528; для перегретого
водяного пара 0,546; для сухого насыщенного водяного пара 0,577.
В практических расчетах удобно пользоваться калорическими
уравнениями состояния газа (пара). При этом для случая адиабатического
процесса (S —-- const) выражения для скорости истечения преобразуются
к виду:
v= 91,53 Yi1 — i2 [м/сек],
где /j и f2 — энтальпия газа (пара) соответственно в начальном и конечном
состоянии, определяемая по диаграмме i — S по заданным начальным
давлению и температуре и конечному давлению.
При этом по диаграмме определяют удельный объем V, температуру t
и сухость пара х в конечном состоянии.
Ниже приводится пример расчета одной из форсунок (эжекционного
типа), имеющей широкое распространение в котельной практике. Средний
размер капель для этой форсунки определяется из уравнения (5-1):
rQrV2 =л I vdQ у
а \ vr ) '
где d0 — характерный размер;
г — средний радиус капель;
Qr — плотность воздуха;
vr — коэффициент кинематической вязкости газа (пара);
v — относительная скорость;
А = Q 04» 10~10 )
л = 1Q7 | —опытные коэффициенты.
Пример. Рассчитать форсунку эжекционного типа (рис. 6-25)
при следующих данных:
Расход топлива G = 1500 кг/час = 0,417 кг/сек\ объемный вес топлива
Y = 950 кг/м3', коэффициент поверхностного натяжения о* = 0,003 кГ/м;
распыливание осуществляется паром; начальное давление перегретого
пара pl=z\5 ama, температура ^ = 300°С, удельный расход пара
£п = 0,3 кг/кг.
Определяем расход пара:
Gn = gifi = 0.3-1500 = 450 кг/нас = 0,125 кг/сек.
На выходе из сопла Лаваля давление может быть и несколько ниже
атмосферного, так как за смесителем имеется диффузор. Однако для
сохранения некоторого запаса, а также для того, чтобы избежать скачка
уплотнения при работе форсунки на пониженных давлениях, задаемся
давлением на выходе из сопла: рг = 1 ата.
При этом отношение давлений:
_ Р° __ * ^
6 ~ 7х" ~ ~Ъ £кр'
180

Следовательно, в узком сечении сопла устанавливается критическая
скорость.
Давление в критическом сечении равно:
ркр = 0,546рх = 0,546-15 = 8,2 ата.
Температура в критическом сечении по диаграмме / — S для водяного
пара равна:
Скорость в критическом сечении:
/кр = 230° С.
Vi
91,53 Vix — /кр = 91,53 1/725,4 — 692,7 ==
=-91,53 V№J= 524 м/сек.
Упельный объем в критическом сечении:
VKp = 0,28 м*/кг.
Площадь критического сечения:
V О 98
р = Gn —*2- = 0,125 . _££- - 0,0000669 м* - 0,669 еж2,
vKp oz4
Диаметр сопла в критическом сечении:
dKp = Y-^S- = |/±МЁ9 = 0>92 ^ ^ 9 мж
Скорость на выходе из сопла:
v= 91,5^V^= 91,5^725 = 1020 м/сек.
Определяем площадь сечения на выходе из сопла:
F2 = Gn ■
V*
По диаграмме i—S для водяного пара при р2 = 1 'ата, t2 — 100° С
их— 0,93 имеем:
Vj=Jfi7 м3/кг.
Отсюда:
у2 = xV = 0,93 • 1,67 = 1,55 м3/кг;
1,55
1020
/-2 = 0,125- ,;ол ^ 1,9- Ю-4 ж2 = 1,9 еж2.
Диаметр сопла:
а Л f 4/?2 l/ 4-1,9
"2 ^ I/ — I/ = 1,55 еж да 16 жж.
Внешний диаметр парового сопла при толщине стенок у выхода
6СТ = 2 мм будет равен:
4 = d2 +i26CT = 16 + 4 = 20 мм.
181

Принимаем угол конусности диффузорной части сопла:
2а = 8°.
Длина диффузорной части сопла составляет:
, d2 — dKp 16 — 9 7 -
Определяем площадь выходного сечения для жидкого топлива,
принимая скорость на входе в зону смешения v2 = 2 м/сек:
Вычисляем ширину щели для подачи жидкого топлива:
^ж 2,2
nd2 я*2
= 0,35 см = 3,5 мм.
Полагаем, что на расстоянии i2/d2 = 3 происходит выравнивание
скоростей жидкости и пара. Скорость после смешения исм определяется
из условия постоянства количества движения. Наличие некоторых потерь
учитываем введением коэффициента ф = 0,95.
0 - Я«Ц?° ..О.*»-1020-0,3
СМ~1+£п~ 1.3. -22iM'ceK-
В результате торможения при ударе температура пара составит:
'"''-ill--300- 427.1926.0,468 -300-13-287'С.
Пренебрегая теплообменом с топливом, считаем, что эта температура
установится после смешения в смесителе. Площадь поперечного сечения
в этом месте (которое является выходным сечением сопла) будет равна:
UCM ZZ4:
По диаграмме i — S V = 2,5 /сг/ж3, откуда диаметр будет равен:
/4-14
= 4,22 см » 42 мм.
Определяем угол конусности диффузорной части смесителя:
Полный угол 2а! = 2-10,5 = 21°.
Определяем средний радиус капель по формуле:
Lap = 9,04-Ю-10-Re1'97-
182

Здесь определяющим размером является диаметр на выходе из сопла
do = d2 = 16 мм. Имеем:
_ „1.97^1,97
G vlr.97
Qr = "FT = Тбт^8 = °'061 ^'"V*4;
ixr 1,22-Ю-6 0 .. _ 9
Qr 0,061
Средний радиус капель равен:
а-9,04-Ю"10^'97 3.10-3.9,04.10-10(16.10-3)1'97
Г = . Qru°'03.v^97 ^ 6Л-10-2(1020)°'03Ч2-10-5)1'97^ 19 **'
Определяем средний диаметр капель:
d= 2г= 2-19 = 38 ж/с.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
АППАРАТЫ С ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЙ
ГАЗИФИКАЦИЕЙ ЖИДКОГО ТОПЛИВА
Осваивая газовое топливо, промышленность смогла
успешно внедрить в производство как медленное, так
называемое диффузионное горение с вытянутым
пламенем, так и быстрое, так называемое
беспламенное горение. Этому благоприятствовала
сравнительная простота процесса сжигания чисто газового факела —
успех дела практически тут зависит главным образом
от интенсивности перемешивания двух газовых потоков —
горючего и сожигающего; скорость же самой реакции в
газовом факеле не лимитирует процесса в целом.
Несколько иное положение создается при сжигании
жидкого углеводородного топлива, каким в первую очередь
является мазут, нашедший себе в последние годы широкое
применение в котельной практике. Сжигание мазута во
взвешенном состоянии в потоке воздуха требует
последовательного прохождения ряда стадий: испарения, пирогенетиче-
ского разложения, идущего в центральных частях факела
с обильным выделением сажеобразного кокса (если не
предусмотрен специальный подвод первичного воздуха),
перемешивания с воздухом и собственно горения.
183

По современным представлениям процесс горения
происходит лишь в периферийной зоне факела, представляющей
как бы огневую, сравнительно тонкую оболочку, в которой
процесс идет по законам гомогенного горения. Эта
«поверхность горения» характеризуется, как и в газовом факеле,
теоретическим избытком воздуха (а^ 1) и максимальной
температурой во всем газовом поле Гмакс = \лТтеор, где
\х < 1 — коэффициент эмиссии факела.
Таким образом, результирующая скорость процесса
сгорания в известной мере зависит от скорости протекания
предварительных стадий: испарения и пирогенетического
разложения. Процесс испарения, помимо тепловых условий, в
значительной части зависит от степени диспергирования
(распыления) мазута. Этот вопрос рассматривался многими
исследователями и подробно изложен в гл. 8 и 9. Все же надо
сказать, что и в настоящее время распылители, применяемые
в технике сжигания, не снабжены средствами достаточно
точного регулирования, в результате чего процесс испарения
мазута в факеле протекает стихийно. То же самое можно
сказать и о другой весьма важной предварительной стадии —
пирогенетическом разложении: и оно до сих пор остается
практически не управляемым.
Не говоря уже о том, что термические условия,
создаваемые в корне факела за счет обратного излучения пламени,
обычно устанавливаются самопроизвольно, мало делается
попыток использовать такие физико-химические факторы,
как введение воздуха или водяного пара, воздействие которых
на ход процесса могло бы значительно увеличить
возможности регулирования работы факела. Применяемое воздушное
или паровое дутье, вследствие специфической организации
процесса, мало влияет на пирогенетику в начальной стадии
процесса разложения жидкого топлива.
Если же учесть специальные технические целу,
заставляющие подчас мириться с тяжелыми условиями работы
мазутного факела (тесные, сильно охлажденные объемы топочных
пространств, характеризуемые большим значением
отношения экранных поверхностей к объему камеры горения,
значительные пределы колебаний удельной тепловой нагрузки
и Др.)» то возможность эксплуатационного регулирования
этой, обычно растянутой, части процесса представляет
большой технический интерес.
Для определения хода пиролиза в начальной стадии
горения жидкого топлива и влияния на него температурных
и окислительных факторов были проведены исследования
184

на специальном стенде [Л. 7-1]. Установка представляла
собою герметически уплотненную вертикальную камеру,
температуру которой электрические нагреватели доводили
до 550—700° С.
Опыты проводились с керосином, соляровым маслом
и мазутом. Топливо предварительно подогревали в змеевике
до 250—300° С и распыливали в газификационной камере
при помощи форсунки. В камеру подавали от 3 до 11%
воздуха, теоретически необходимого для горения. Из камеры
газификации паро-газовая смесь поступала в холодильники
450 550 0SU 750 "С
Рис. 7-1. Зависимость состава газа в конце
газификационной камеры от температуры.
0 - СН4; D — CrtHm; X — С02; О - СО; Л — Н2.
нормального и глубокого охлаждения. Полученные жидкие
и газообразные продукты подвергались подробному анализу.
Первичные данные по газификации мазута в интервале
температур 450—700° С приведены на рис. 7-1, показывающем
зависимость состава газа в конце газификационной камеры
от температурного режима. Можно отметить рост выхода СН4
(пересчет предельных углеводородов СЛН2„+2 на «условный»
метан) и водорода Н2 с повышением температуры. Заметное
ускорение роста водорода наблюдалось лишь после
повышения температуры камеры до 600° С. Характерен и устойчив
максимум СЛНт (группа непредельных углеводородов)
в интервале 550—650° С. Понижение содержания С02
и замедление роста СО, начиная с определенной
температуры, идет, по-видимому, за счет образования кислот
и спиртов.
Некоторое представление о работе газификационной
камеры и ее роли в последующем процессе сгорания
газифицированного жидкого топлива можно получить из данных
185

газового анализа, по которому подсчитывается
коэффициент р для газа и конденсирующихся паров в зависимости
от температуры газа в газификационной камере (рис. 7-2).
Обращает на себя внимание линейный характер зависимости
коэффициента (J от температуры. Наилучшее воздействие
на пиролиз дала присадка воздуха в количестве 8—11%
к теоретически необходимому для горения.
Перспективы, которые открывает предварительная
газификация мазута, и преимущества, связанные с сжиганием
топлива при практически
крайне малом избытке
воздуха, возможность резкого
увеличения теплонапряже-
ния объема и сечения
камер горения — все это
привело к реализации
предварительной газификации
жидкого топлива разными
техническими и конструктивными
способами. При этом техника
" ш 550 TsTToo'c направила свои усилия на
два основных способа гази-
Температура газа 6камере газификации фикации. По одному из них
Рис. 7-2. Зависимость
коэффициента Р от температуры
разложения.
/ — газ; 2 — конденсат; соотношение
весовых расходов воздуха и жидкого
топлива составляло: О — 0,4 — 0,8;
X - 1,3.
соб, технически наиболее
предварительная
газификация осуществляется в
особых сосудах, так
называемых газификаторах,
с выдачей готового газа в
топочные объемы камеры
горения и печи. Другой же спо-
интересный для энергетики,
заключается в такой организации процесса газификации,
при которой горелочные устройства монтируются в
камерах горения и топочных устройствах, составляя с ними
единое целое.
В иностранной литературе за последние годы широко
освещаются проблемы получения и'сжигания газа из нефти.
В известной мере эти вопросы были обсуждены на IV
Международном нефтяном конгрессе в Риме в 1955 г. [Л. 7-41.
В США нашли применение установки периодического
действия для получения высококалорийного газа из жидкого
топлива [Л. 7-3].
Обращает на себя внимание газификация мазута по методу
Французской ассоциации инженеров, который нашел широкое
186

применение не только во Франции, но и в ФРГ, Англии,
Италии и Швеции. Сущность метода [Л. 7-5] заключается
в том, что сначала происходит газификация мазута в камере
(газификаторе) с подачей первичного воздуха в количестве
около 30% от теоретически необходимого для сжигания.
Газификатор представляет собою небольшую вертикальную
керамическую трубу, в нижней части которой расположены
тангенциально установленные сопла для первичного
воздуха; туда же подается и мазут.
В результате получается газ примерно следующего
состава: 4% С02, 16% СО, 14% Н2, 4% СН4, 62%
^/Теплотворная способность этого газа 1900 ккал!нмъ, температура —
около 1200° С. Полученный газ смешивается со вторичным
воздухом и поступает в топку через горелку, конструктивно
связанную с газификатором. Производительность
применяемых в настоящее время газификаторов составляет 300—
1200 кг/час. Сжигание газифицированного мазута происходит
с крайне малым избытком воздуха, при изменении расхода
топлива от 100 до 25%.
Уральский политехнический институт выполнил
установку для предварительной газификации мазута с его
последующим сжиганием в печи [Л. 7-3]. При газификации
получен газ, содержащий 6% С02, 0,4% CnHw, 13% СО,
3% СН4, 14% Н2, 64% No. Газ этот поступает в печь с
температурой 1150—1200° С. Известные неудобства представляет
необходимость периодической очистки камеры газификации
от образующегося кокса.
На рис. 7-3 представлена форсунка ЦКТИ с
предварительной газификацией системы Б. Д. Кацнельсона [Л. 7-1 ].
По трубопроводу топливо поступает в змеевик /,
обогреваемый радиационным теплом топочной камеры. Из змеевика
паро-жидкостная топливная смесь поступает в форсунку
грубого распыливания 2, из которой попадает в газифика-
ционную камеру 3. По внешнему каналу 4 распылителя
первичный воздух в количестве от 3 до 10% от теоретически
необходимого для горения подается в газификационную камеру 3.
По выходе из последней топливо встречается со всем
остальным воздухом, нужным для горения, поступающим через
патрубок 5 по кольцевому каналу 6 и завихряемым на
выходе лопатками 7. Регулирование расхода топлива
осуществляется иглой 8.
Температура предварительного подогрева топлива
регулируется увеличением или уменьшением поверхности
змеевика. Осуществляется это с помощью особого механизма 9,
187

позволяющего выдвигать змеевик вперед на полное луче-
восприятие, оставлять его на частичном лучевосприятии
и, наконец, полностью втягивать в нишу. Радиационный
змеевик, воспринимающий тепло излучения факела,
обеспечивает необходимый подогрев топлива, хотя и обладает
малой поверхностью.
Во избежание закоксовывания змеевика скорость
движения жидкого топлива в нем должна быть не меньше 0,5 м/сек.
Рис. 7-3. Форсунка ЦКТИ с предварительной газификацией
жидкого топлива.
Большую роль в борьбе с отложением кокса играет также
выбор того или иного материала для змеевика. Наиболее
подходящим в данном случае является хромированная медь.
Допускается также выполнение змеевика из хромоникелевой
или хромомолибденов'ой стали. Известные ограничения
накладываются и на температуру подогрева, которая должна
составлять около 300° С.
Пирогенетическое разложение жидкого топлива
происходит в камере газификации. Опытами установлено, что
температура в конце камеры газификации доходит примерно
до 600—700° С. При этом в газах обнаруживается
значительное содержание СО, СН4 и СгНш. Производительность
форсунки менялась в пределах G = 15-^-60 кг/час, избыток
воздуха а = 1,03ч-1,07, теплонапряжение объема камеры
горения GQ/V доходило до 17,5 106 ккал/м3-час (G — расход
топлива; Q — теплотворная способность топлива; V — объем
камеры горения). Факел был очень коротким,
188

ш
z%k
'/////////№
Радиационный подогреватель вступает в действие
вскоре же после розжига форсунки и обеспечивает плавное
повышение температуры топлива. Розжиг форсунки и ее
регулирование весьма просты. Такой же положительный
результат получен на форсунке производительностью
200 кг/час. Следует обратить внимание, что выдвижение
змеевика в описанной конструкции было вызвано
необходимостью сравнительно широкого изменения нагрузки. При
пониженных требованиях к регулированию (от 100 до 50%)
надобности в передвижном механизме нет. Такое изменение
в конструкции выполне- ^
но «Союзтеплостроем».
В США создано
несколько типов
форсунок [Л. 7-6],
принципиально аналогичных
форсунке ЦКТИ, с той
лишь разницей, что
металлические стенки
камеры газификации
заменены керамическими,
а обогрев и
газификация жидкого топлива
обеспечиваются в
основном конвективным
теплом, для чего применена вставка, создающая рециркуляцию
газов. Общий вид такой форсунки показан на рис. 7-4.
По трубопроводу / через форсунку 2 подается
распыленное, предварительно подогретое жидкое топливо, которое
попадает в камеру газификации 3. По каналу 4 поступает
воздух. В кольцевом пространстве 5 рециркулируют
горячие дымовые газы, содействующие стабилизации пламени
и газификации мазута. Форсунка такого типа
производительностью 250 кг/час успешно работает на ряде
предприятий. Она дает очень короткий факел, работает при малом
избытке воздуха и регулируется в пределах до 25% без
изменения качества работы. Горение практически
заканчивается на небольшом расстоянии, и напряжение объема
GQ/V достигает 80-106 ккал1мъ -час. Скорость газа на выходе
из камеры газификации составляет около 120 м/сек.
Применение форсунки с предварительной газификацией в
металлургической промышленности позволило заметно улучшить
качество прогрева материалов, одновременно сократив
затрачиваемое на него время.
189
Рис. 7-4. Форсунка с рециркуляцией
газа в камере предварительной
газификации.

В настоящее время в США ведутся работы по созданию
форсунок с предварительной газификацией как большой
(до 1500 кг /час), так и малой (до 25 кг/час) мощности. Не-
Вторичный
боздух
Рис. 7-5. Форсунка с предварительной газификацией, приспособленная
для совместного сжигания газифицированного жидкого топлива и
натурального газа.
/ — труба для подачи газа; 2 — кольцевой канал для рециркуляции горячих
газов; 3 — камера предварительной газификации жидкого топлива; 4 —
керамическая труба; 5 — патрубок для подачи воздуха; 6 — форсунка; 7 — трубка
для подачи жидкого топлива.
сколько переделав такие форсунки, их можно с успехом
использовать для совместного сжигания жидкого топлива
и газа. Такой тип
форсунки для совместного
сжигания мазута и
натурального газа показан на
рис. 7-5.
Оригинальная
конструкция форсунки с
предварительной газификацией
(рис. 7-6) предложена и
испытана Г. Ф. Кнорре
[Л. 7-2]. Она представляет
собою горелку открытого
типа, газификационный
колпачок 1 которой
повернут устьем навстречу потоку воздуха, движущемуся
со скоростью от 100 до 150 ж/сек. Суммарное сечение мелких
боковых отверстий 2 равняется сечению устья 3. Донце 4 го-
190
Пербич-
Вторачныи
Рис, 7-6. Форсунка с предварительной
газификацией системы Г. Ф. Кнорре.

релкй Представляет собою форсунку со спиралевидным
каналом для подогрева топлива, подаваемого в камеру
газификации по трубке 5 навстречу потоку воздуха. Стенки
камеры сделаны огнеупорными, а устью ее головки придана
обтекаемая форма.
После короткого периода разогрева такой камеры
наружное пламя исчезает, и горение на поверхности становится
как бы беспламенным. За счет раскаленных стенок и
первичного воздуха, проникающего под напором потока и
притормаживаемого в полости камеры, испарение и весь газифика-
ционный процесс успевали заканчиваться в этой полости во
всем диапазоне испытанных нагрузок. Горелка работает в
открытом потоке тем лучше (по яркости беспламенного
свечения), чем больше скорость обтекающего воздуха.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ГОРЕНИЕ ЕДИНИЧНОЙ КАПЛИ
§ 8-1. Диффузионная теория
Процесс горения факела жидкого топлива в
значительной мере определяется условиями горения и испарения
единичных капель, из которых состоит факел. Немудрено, что
горению единичных капель жидкого топлива посвящено
много работ как у нас, так и за рубежом.
Большое значение имела, в частности, работа Г. А.
Варшавского по диффузионной теории горения, опубликованная
в 1945 г. [Л. 8-3]/ Нельзя не отметить, что более поздние
работы иностранных исследователей [Л. 8-2, 4, 5, 12 и 181,
повторяя в основном схемы и метод расчета Г. А.
Варшавского, дают в отдельных деталях более грубые расчеты.
В некоторых из этих работ не учитываются такие
обстоятельства, как зависимость коэффициента теплопроводности
от температуры, стефановский поток и др.
Основу диффузионной теории составляют следующие
предпосылки.
1. Процесс рассматривается, как квазистационарный.
Это значит, что не учитываются изменения температуры
газовой среды и концентраций отдельных ее компонентов,
вызванные изменением режима из-за уменьшения размера
капли. Можно показать, что вследствие относительно малой
емкости пограничного слоя (по количеству тепла и газов)
191

это предположение не должно привести к большим
Погрешностям. Вопрос об учете прогрева самой капли будет более
подробно разобран ниже.
2. Поля температур и концентраций симметричны.
Перенос тепла и газов происходит теплопроводностью и,
соответственно, диффузией через концентрические
«приведенные» пленки. Учитывается также перенос стефановским
потоком. В действительности предположение о симметрии
и принятая схема переноса были бы справедливы только
при малых числах Re и Gr. Однако погрешность в
значительной мере компенсируется введением такой толщины
приведенной пленки, которая при молекулярном переносе
обеспечила бы такие же условия теплообмена (или массообмена),
какие имеются при заданных условиях обтекания капли
газовым потоком.
Для капли, обтекаемой воздухом или дымовыми газами,
при Re <5 80-т-100 можно считать:
Nu = 2 [1 + cRemPrV3],
где с — 0,3; т = 0,5; Рг — число Прандтля. При больших
числах Re можно считать по Вырубову:
Nu = 0,54Re0'5.
В работе [Л. 8-20] рекомендуется:
Nu = 2 + 2,56- 10е/Re Sc-^-f6 -^,
\ С2 ] Лп
где Sc — число Шмидта, равное v/D;
g— ускорение силы тяжести;
1/с2 — отношение среднего пробега молекулы к
среднеквадратичной скорости;
v — кинематическая вязкость;
Krt Яп — теплопроводность газа и пара;
D — коэффициент диффузии.
Число Nu и диаметр внешней поверхности приведенной
пленки dnJ[ связаны между собой отношением:
Nu
где dK — диаметр капли.
Нужно отметить, что при подсчете числа Nu приняты ре-
результаты опытов по теплообмену без переноса массы или
с малым влиянием этого переноса. Потом по числу Nu опре-
192

Зона
горения <е
Продукты
горения
деляется приведенная пленка, и уже в дальнейшем
учитывается как молекулярный обмен через последнюю, так и сте-
фановский поток. Конечно, такой расчет связан с
известной условностью, так как поперечный конвективный поток
должен оказать некоторое влияние на гидродинамические
условия процесса и соответственно на число Nu.
3. Предполагается, что кинетическое сопротивление
горению ничтожно по сравнению с диффузионным. Схема
такого процесса показана на
рис. 8-1.
На шаровой поверхности
диаметром drop, расположенной между
каплей и приведенной . пленкой,
находится зона горения.
Поскольку кинетическое
сопротивление ничтожно, горение
происходит в очень тонком слое,
практически на поверхности.
Состав смеси на этой поверхности
должен соответствовать
стехиометрии. Для чисто
диффузионного процесса концентрации
кислорода и паров топлива должны
быть нулевыми. Действительно,
одновременно не могут
присутствовать кислород и горючее без того, чтобы не
произошла реакция. Так как поле концентрации должно быть
непрерывным, то в объеме между зоной горения и каплей
должны находиться только пары топлива и продукты
горения, а во внешней пленке — только кислород и продукты
горения.
Все тепло реакции выделяется на поверхности горения
и распространяется частично внутрь, расходуясь на
испарение топлива и нагрев пара до температуры горения, и по
направлению к поверхности приведенной пленки, через
которую отводится основное тепло реакции (так как теплота
испарения и перегрева возвращается с парами к поверхности
горения).
В диффузионной теории не учитывается, что при нагреве
паров топлива некоторая часть их разлагается и дает сажу,
которая сгорает уже вне поверхности горения по
законам горения частиц углерода. Это обстоятельство можно
было бы учесть, если бы были известны условия
разложения.
Рис. 8-1. Схема
диффузионного горения капли.
13 Заказ 803
193

Расчет процесса по диффузионной теории сводится к
решению уравнений распространения тепла и переноса вещества
для каждой из двух зон — внутренней (между поверхностью
капли и поверхностью горения) и наружной (до внешней
поверхности приведенной пленки).
А. Перенос тепла во внутренней
пленке:
4nr^d-L=Gqmn + Gcpn(T-TK), (8-1)
где г — текущий радиус;
срп — теплоемкость пара;
i — теплопроводность;
Т и Тк — текущая температура и температура
поверхности капли;
G — количество пара, испаряющегося с капли
в единицу времени (удобнее вести расчет
в молях);
<7ИСП — теплота испарения при температуре Тк.
Если одновременно с горением происходит и нагрев
жидкости в капле, то соответствующее количество тепла должно
быть добавлено к теплоте испарения. Введение точной
поправки представляет большие трудности. Однако если
известна средняя температура капли к началу горения Ттц*
то можно приближенно считать, что поправка на нагрев
жидкости равна:
А = сж{Тк— Тнач),
где сж — теплоемкость жидкости.
Граничные условия к уравнению (8-1):
при г = гк Т = Тк\
при г = rrop T = Тгор.
Неизвестными остаются пока величины: количество
испаренной жидкости G, температура капли Тк, температура
поверхности горения Тгор и радиус зоны горения ггор.
Б. Диффузия паров топлива:
-4nr^.d-^ + GcT = G, (8-2)
1 Вопрос о поправке на предварительный нагрев рассмотрен ниже.
194

где D — коэффициент диффузии;
Р — давление атмосферы, при котором происходит
испарение;
ст — доля паров топлива в молях на моль смеси.
Второй член в левой части определяет перенос пара сте-
фановским потоком. Легко показать, что стефановский поток
(см., например, [Л. 8-14]) как раз равен по объему количеству
паров испаряющейся жидкости.
Граничные условия:
при г = ггор с = 0;
при г= гк с = стк.
Значение стк однозначно связано с Тк как давление
насыщающего пара топлива при этой температуре:
В. Распространение тепла на внешнем
слое между поверхностью горения
и поверхностью приведенной пленки:
~^r^=Gqrop~GcprT, (8-3)
где qrop — теплота горения 1 моля топлива (или 1 кг топлива,
если расчет ведется по весу)*
Граничные условия:
при г = гпл
при г т= гГор
Т = Т •
л л ср»
т = т
1 гор*
Температура среды Тср считается известной.
Второй член правой стороны уравнения (8-3) определяет
теплосодержание, выносимое стефановским потоком газов.
При этом предполагается, что при горении топлива число
молей не меняется и равно сумме молей воздуха и топлива.
Тогда стефановский поток во внешней пленке, так же как
во внутренней, равен G.
Уравнение можно было бы написать и при любом другом
предположении об отношении объема продуктов горения
к объему реагентов. Нужно отметить, что даже большая
погрешность в определении стефановского потока в данном
случае не может сильно повлиять на конечные результаты,
поскольку первый член правой части уравнения (8-3) всегда
много больше второго.
13* 195

Г. Диффузия кислорода:
где Р — отношение расходов кислорода и топлива при
горении. Так как молекулярный вес жидких топлив значительно
выше молекулярного веса кислорода, то Р значительно
больше ск. Поэтому и в диффузионном уравнении внешней
пленки можно без значительной погрешности пренебречь
стефаповским потоком.
Исключая G из уравнений (8-1) и (8-2), можно получить:
dr DP (icT
4v.cn\-Cpn(T-TK) RT(\-cT) dr '
или, интегрируя от поверхности капли до зоны горения
(где ст = 0):
г
гор
Т
к
Если считать, что значения X и D не зависят от состава
газа, то все величины под знаком интеграла являются
функцией только температуры.1 Критерий
а к т IRT
D cp vyD ' Dcp r
близок к единице и практически не зависит от температуры.
Здесь срг — теплоемкость газовой смеси.
Поэтому уравнение (8-5) может быть переписано в виде
— Le \ -—гг~~Гг—тп ^Г =
i ч исп "r'pnW — 1 к/
Т/Ги
d —
Гк -1п(1-стк).
г -* к fpr \^к /
1 В работе [Л. 8-19] показано, что вблизи поверхности капли
влияние паров топлива на физические константы весьма значительно. Однако
уже на относительно очень коротком расстоянии от поверхности газовая
фаза состоит главным образом из двух- и трехатомных газов с малым
содержанием углеводородов.
196

Так как отношение срп/срг не может сильно зависеть от
температуры, то интегрирование дает:
срп .
Г-Jr г = (1 - ^У"г • (8-6)
1 -l cPn I LI2P —\\
ср г V Тк )
Парциальное давление паров топлива на поверхности
капли можно полагать равным давлению насыщенного пара
при температуре Тк. Оно может быть найдено по
соответствующим кривым или таблицам или же приближенно
определено по формуле:
Уп Сj \\
я \т т0)
рс1К = Р,е R vr т.)% (8-7)
где Р0 — давление насыщенного пара при температуре Т0.
По уравнению (8-6) можно найти температуру капли
и соответствующее давление для разных значений Ггор.
С увеличением значения Тгор относительное содержание
пара в смеси стремится к с1К = 1, а температура — к
температуре насыщения. Так как давление пара быстро растет
с температурой, то при значениях Тгор, обычно
встречающихся в практических случаях, температура капли мало
отличается от температуры кипения жидкости при давлении
в камере. Если расчет ведется по теплообмену, то при
обычных перепадах температур Тгор — Тк, составляющих около
1000° С и больше, неточность в определении Тк в 20—30° С
и даже несколько большая не может привести к значительной
погрешности. Поэтому для расчетов по теплообмену можно
вообще отказаться от решения уравнения (8-6) и принять,
что температура капли равна температуре кипения. При
определении же парциального давления паров топлива, если
требуется вести диффузионный расчет, только для очень
высоких температур Т можно считать, что стк = 1.
В большинстве случаев можно принять, что температура
на поверхности капли равна температуре кипения. Тогда
система уравнений замыкается без диффузионного
уравнения (8-2) для внутреннего слоя, и неизвестные 7\ г, G
определяются по уравнениям (8-1), (8-3), (8-4).
Количество испаряющейся жидкости определяется из
уравнения (8-1):
—1 =4я.Г X
1 гор J J
гор
dT
''гор J J <7исп + сри (^ — Т'к)
т
к
197

Переходя к безразмерным величинам и предполагая, что
X
як \тк)
получаем:
OV+1
'гор
гН'-х)-*
1 К
(8-8)
Здесь
гк
Т
# = —L; # = т^- испп = const.
u/?n
Если известно /г, то интеграл может быть вычислен для
разных значений #гор. Величина п меняется в пределах 0,5—
0,75 и в среднем может быть принята равной 0,6.
Для упрощения в порядке первого приближения можно
считать, что п = 0,5. Тогда из уравнения (8-8) следует, что
при
АИСП v. p
Т -"^ ^р п
1 к
arc tg
/if
Lpu
arctg /
I / ?исп
£p n
X
Я ncn
^pn
Если принять, что ~~ < с п, тогда из уравнения (8-8)
* к
^-(1_^) = 8я|к^-*--к^;- /^
имеем:
^ ^рп х
21
X In
-^ Ср п — ср п^ гор + 2/ |/ Ср п^гор I ~j> ср п 1
X
X
1
i+W*-i)
*?исп J
Здесь / = У—1.
198

Для определения радиуса зоны горения и температуры
в этой зоне нужно еще использовать уравнения переноса
тепла и вещества на внешней пленке.
Значительно проще решается задача, если пренебречь
стефановским потоком. Исключая из уравнений (8-3) и (8-4)
величину G, получим:
Lc dT ^ __^к
После интегрирования имеем:
Ье(Ггор-Гср) = ^.^-. (8-9)
Очевидно, что:
*7гор ^к ср
Т Т
рСрг Л те°Р ' СР'
где Ттеор — теоретическая температура горения при избытке
воздуха а = 1 и при заданной температуре среды.
Таким образом, расчетная температура зоны горения
равна:
Тгор = Гср+Гте°Р~Гср. (8-9')
при Le = 1:
*■ гор * теор* (о-У )
Определив Тгор по уравнению (8-5), можно вычислить
и значение ггор.
Приближенно можно принять при расчете скорости
испарения капли, что ггор я^ гпл.
Действительно, по внешней пленке отводится количество
тепла, пропорциональное теплотворной способности топлива,
а по внутренней — только тепло испарения и перегрева
паров топлива, причем тепло перегрева не доводится до
поверхности капли, а расходуется по мере роста температур
по объему пленки.
Отношение этих расходов тепла имеет порядок:
9исп ~г
т. е.
2i ^ 20 -т- 40,
ср п Wrop ' к)
<^пл у. "гор j ,
«-J- И ^гор^^пл-
«гор "к
199

При числах Nu, приближающихся к 2, т. е. при очень
больших диаметрах приведенной пленки по сравнению
с диаметром капли, надо принять во внимание, что во
внешней пленке поверхность для перехода тепла больше, чем
во внутренней. Это частично компенсирует различие в
расходах тепла через эти пленки.
При гг ^ гпл расчет скорости испарения капли
выполняется весьма просто. Вначале по уравнению (8-9') определим
температуру зоны горения и величину Тгор/Тк = #гор.
Далее, считая
пл
dJ
' dK ~ , 2
Nu
получим из уравнения (8-8):
4с Nu cn+J \ ЯпеП+Сра{Ь_1)
ИЛИ
Л г^р
dd-K 4 NiUK Г (cpn®)"d(cpn®)
у 1 к
= ^ (^к^гор)- (8-Ю')
Для одного и того же топлива, при одинаковом состоянии
окружающей среды, скорость уменьшения площади капли"
(квадрата диаметра) остается постоянной во времени, если
не меняется величина Nu. Последнее условие имеет место
для малых чисел Nu (т. е. для малых капель и малых
относительных скоростей потока), когда число Nu близко к двум.
Линейная зависимость квадрата диаметра капли от
времени испарения носит название закона
Срезневского — по имени исследователя, впервые обнаружившего
эту закономерность. Обозначая правую часть уравнения
(8-1 (У) через г|), можно записать закон Срезневского в виде
зависимости:
£ = 4к — ух. (8-ю")
200

На рис. 8-2, 8-3, 8-4 даны экспериментальные кривые,
подтверждающие правильность этого закона [Л. 8-17] при
сгорании единичных капель. Кривые получены измерением
размеров падающих капель д-гептана, изооктана и керосина
при температуре в печи около 860е С.
В весьма богатой литературе по изучению скорости
испарения капель различных топлив, подвешенных на нитях
и свободно падающих, можно найти большое количество
опытных данных, показывающих, что квадрат диаметра
капли действительно уменьшается по линейной зависимости
от времени.
На рис. 8-5 показаны кривые изменения квадрата
диаметра капель для разных капель соляра [Л. 8-11 ]. Малое
изменение диаметра в начале соответствует периоду подогрева.
Однако при больших начальных диаметрах капли или при
больших относительных скоростях значение числа Nu может
изменяться достаточно сильно в процессе испарения. Поэтому
в тех случаях, когда относительная скорость велика или
когда капля имеет относительно большие размеры, т. е.
когда критерий Nu по мере испарения капли уменьшается,
кривая получается более пологой, чем это соответствует
формуле (8-Ю7). Следует отметить, что вокруг больших капель
при температуре факела, значительно превышающей
температуру среды, возникает естественная конвекция и число Nu
становится функцией критерия:
где g — ускорение силы тяжести, а (3 — коэффициент
объемного расширения газа.
Это обстоятельство в условиях промышленного сжигания
топлив не имеет существенного значения, но может заметно
проявляться при лабораторном изучении скорости выгорания
единичной подвешенной капли. Влияние числа Gr на скорость
горения рассмотрено в работе [Л. 8-16].
В реальных условиях капля в начале процесса имеет
более низкую температуру и соответственно меньшее
давление пара на поверхности, чем при соответствующих
условиях для квазистатической диффузии.
Поэтому некоторое время требуется для разогрева капли
до температуры Тк, причем одновременно с подогревом идет
и испарение. В результате горение также может возникнуть
еще до того, как температура поверхности капли достигнет
.величины Тк.
201

< I I I j I I
i——rr^stri—H—i м—hr
—| j [p^n —
1 Г4 г
MM*
1,4
1,2
1.0
0,8
0,6
04
0 0,04 0,08 0,12 0,16 0,20 0,24 0,28 0,32 0,36 0,40 0,44 0,48 0,52 9,56сел
Рис. 8-2. Выгорание /z-гептанл в воздухе при 860° С.
ммг
1,8
i6
1,4
12
W
0,8
0,б\
0,4
02\
0\
0 № 0,68 0,12 № 020 0?4 0,28 0,32 0,38 0,40 6,44 0,48 0,52 0,58 сек
Рис. 8-3. Выгорание изооктана в воздухе при 860° С.
мм2
1,8 \
Щ
'А
V
1.0
0,8
0,6
0,4,
0,2\
0\
0 0,04 0,08 012 G, '6 0,20 0р 028 0J2 OJS 0,40 0JA 0,48 0,52 0,56 сек
Рис. 8-4. Выгорание керосина в воздухе при 860° С.
А
■ -
^*ча
о
•
•
^-в.
1
9 л
(
•Sv^
Г
к
•ц
«
#ч
•
•%
^^ч
1
__rj
202

Точный расчет с учетом всех этих обстоятельств связан
с весьма значительными трудностями. Поэтому обычно
используется упрощенный метод определения времени
предварительного подогрева, основанный на том, что давление
пара топлива резко растет с температурой. При этом
полагают, что до достижения на поверхности температуры Тк
не происходит ни испарения, ни, соответственно, горения.
Тогда время нагрева легко определить по известным
графикам нестационарного
нагрева шара [Л. 8-5,
10].
Сперва определяется
время, которое
требуется, чтобы достичь на
поверхности
температуры Тк. По этому
времени по двум другим
графикам можно найти
соответственно
температуру центра шара и
среднюю температуру
шара (на графиках дана
пропорциональная
последней величина
количества тепла,
воспринятого шаром).
Найденное таким способом
время прогрева будет
нению с действительным, так как параллельно с нагревом
идет испарение, на которое расходуется некоторое
количество тепла. В дальнейших расчетах эта ошибка частично
компенсируется тем, что время горения при квазистатическом
процессе несколько преувеличивается, поскольку расчет
проводится для полного веса капли.
В расчете предполагается, что температура капли
неизменна и равна Тк и что горение начинается при достижении
на поверхности капли температуры Тк. В среднем же капля
имеет некоторую температуру Тисп. Это обстоятельство
может быть учтено тем, что расчетная теплота испарения
принимается большей, чем действительная, на
величину сж (Тк — Тисп), где сж — теплоемкость жидкости.
Топливо обычно представляет собой не однородную
жидкость, а состоит из многих фракций. При медленной разгонке
топлива можно выделить отдельные фракции. При быстром
Щ
1П *>
п%
UtD
(d0I У
*
Е&Г-
VrS»
N ^л >
w
N
^
fo\
\
\
i
Л
[\ v
%
%
\
' 1
s
\
1
к
V,
^
t
i0iM
X - 1}1t
h
о -1,2зэ
Д -1J56
V -1,233
О -1,298
• -1,299
А - 1,248
+ 1.2
4
Cv.
\#
wl
\
\
■ Л
i
Г
0,5
to
Рис. 8-5. Выгорание капель солярогюго
масла различного начального диаметра.
несколько уменьшено по срав-

испарении капли топлива имеют место два процесса. С одной
стороны, происходит испарение с поверхности, с другой —
внутри капли совершаются диффузионные процессы,которыми
к поверхности капли доставляются наиболее легкие фракции
топлива. Если бы диффузионный перенос внутри капли шел
много быстрее процесса испарения, имела бы место пофрак-
ционная перегонка капли. В противном случае внутреннее
перераспределение не оказывает
заметного влияния, и имеет
место испарение капли какого-
то среднего состава. Критерий,
определяющий условия этого
процесса, должен быть
аналогичным критерию Bi в
теплообмене и может быть записан
в виде:
Bi = G = л .dd«
Ак^кУж D ' dx *
где Dx и уж — коэффициент
диффузии и удельный вес
жидкости.
При скоростях испарения,
ю 20 зо 40 50 60 70 80 90% характерных для режимов сжи-
0т?он гания капель, значения Bir,
Рис. 8-6. Кривые разгонки по-видимому, достаточно вы-
солярового масла (/) и ма- соки. Это демонстируется
зута (2) до горения (•) и рис. 8-6, на котором даются кри-
при выгорании на 7% (о) вые разгонки солярового масла
и на ^ *' и мазута до горения и при
выгорании на 7 и 15% [Л. 8-11].
Изобары разгонки практически не изменяются с
выгоранием. Вероятно, к концу горения на капле такого тяжелого
топлива, как мазут, может накопиться коксбвый остаток.
Температура капли тогда повысится, так как поверхность
теплообмена окажется больше поверхности испарения.
Может даже оказаться, что внутри капли создастся
повышенное по сравнению с окружающей средой давление пара,
и капля разорвется. Такие явления наблюдались в некоторых
исследованиях, например в работе [Л. 8-11 ] и в опытах
лаборатории теплофизики Ленинградского политехнического
института. Особенно часто разбухание и разрыв наблюдаются
при сжигании больших капель высоковязкого мазута.
204
706/
600
500
400
300
200 h
100
0
Т\ I I I I I I I I
— \и^2 —
у ' ' ' f\
\л \\ш
/ПшП
кг1
rmtttttr

Чем меньше капля, тем меньше коксовый остаток и тем
слабее его влияние на ход испарения.
Имеется значительное количество исследований по
проверке выводов диффузионной теории горения. В большей
части этих работ определялась скорость уменьшения
размеров капли, подвешенной на нити. При этом начальный
размер капли не мог быть меньше 1,4—2 мм.
В других работах исследовалась падающая капля,
самовоспламеняющаяся в печи или поджигаемая посторон-
Рис. 8-7. Фотография треков падающих горящих капель
на движущуюся горизонтально пленку.
ним источником (искрой, малым факелом). Начальный размер
капли был известен. Далее определялся размер капли на не
котором расстоянии от места ввода ее в печь или
исследовалось время существования капли заданного начального
размера. Для этого каплю фотографировали па
горизонтально движущуюся с заданной скоростью пленку. На кимо-
грамме по углу накала на треке капли можно определить
скорость ее полета. На рис. 8-7 даны две кимограммы полета
горящих капель начальным диаметром 300 мк (верхняя)
и 900 мк (нижняя). Каждая линия на кимограмме
представляет собой след трека горящих капель, поступавших в камеру
через практически одинаковые промежутки времени. Снимки
производились в собственном свете.
Данные измерений скоростей испарения (или времени
существования капель) удовлетворительно совпадают с
результатами расчета по диффузионной теории, если только
205

горение имеет место. В отдельных случаях для согласования
опыта с расчетом необходимо учесть такие условия, как
подвод тепла по навеске, излучение среды и пламени на факел,
влияние подъемных потоков, потери излучением в
окружающую среду и т. д. Фотография пламени у подвешенной
капли показывает, что в действительности факел вокруг
Рис. 8-8. Фотография капель n-гептана (а) и этила (б),
движущихся с различным отношением afg.
капли вовсе не является симметричным и что Подъемные
силы весьма существенно влияют на конфигурацию факела
и зону температур вокруг капли. На рис. 8-8'показаны
фотографии факела и шлирен-фотографии * при горении капель
/г-гептана и этила. Фотографии сняты в печи, падающей при
различных скоростях, по опытам С. Кумагаи и Г. Изода
[Л. 8-21).
1 На последних видны контуры потока горячего воздуха (или газа).
206

При изменении ускорения опускающейся печи можно
получить такие условия, когда подъемные силы
уравновешиваются и относительная скорость между потоком и каплей
равна нулю. Это соответствует случаю a/g = 0, где а —
ускорение по отношению к печи. При неподвижной печи
a/g = 1.
Из приведенных фотографий видно, что при a/g = О
наблюдается полная симметрия, которая нарушается по мере
увеличения отношения alg.
При малых каплях, обычных в топочных устройствах,
влияние подъемных сил весьма незначительно.
Описываемые опыты представляют интерес для проверки
совпадения опыта с теорией. Оказалось, что при alg = 0
константа скорости испарения примерно в два раза меньше
теоретической, а при alg = I (в неподвижной печи) скорость
испарения примерно совпадает с той, которая определена
по теоретич&кой схеме ее сферической симметрией.
Можно указать, однако, на опыты других авторов
[Л. 8-13, 14], в частности на опыты с малыми каплями
[Л. 8-8], когда совпадение с теорией получилось лучшим
и когда расчет дает иногда и меньшие скорости испарения,
чем эксперимент.
В опытах по определению диаметра зоны горения
[Л. 8-14] измеренный размер оказался значительно меньшим,
чем расчетный по диффузионной теории.
В отдельных работах определялась температура факела
у капли. Не останавливаясь на методике опытов, следует
отметить, что замеренная температура значительно ниже
расчетной.1
По диффузионной теории нельзя определить, произойдет
ли самовоспламенение паро-газовой смеси у капли, будет ли
гореть капля, подожженная посторонним источником, или же
при удалении источника факел погаснет.
Между тем для практических задач вопрос о
существовании процесса горения капли является чрезвычайно
существенным, как можно видеть из следующего примера.
Использование 1 % кислорода воздуха повышает
температуру примерно на 120° С (если нет потери тепла). Если при
прочих равных условиях капля находится в среде с темпера-
1 При определении значения Ггор для расчета не принимаются во
внимание явления диссоциации. В противном случае (т. е. при снижении
расчетной температуры Тгор) получаются, как правило, заниженные
цифры для скорости испарения капли.
207

турой воздуха около 720° С и содержанием кислорода около
15% и в среде с / ^ 1300° С и содержанием кислорода около
10%, то по кинетической теории горение должно идти
примерно с одинаковой скоростью, так как в обоих случаях
теоретические температуры горения примерно одинаковы.
Это действительно имеет место, если идет горение вокруг
капли. Однако опыт показывает, что в первом случае капля
диаметром 1,5—1,7 мм, даже зажженная посторонним
источником, потухнет при относительной скорости потока около
3 м/сек, в то время как при 1300° С та же капля
самовоспламенится. Таким образом, диффузионная теория неверно
определит скорость горения в первом случае, поскольку в
действительности будет иметь место испарение капли при заданной
температуре среды.
Диффузионная теория не учитывает также влияния
кинетических условий на ход процесса. Между тем учет последних
особенно важен для определения возможности устойчивого
горения капли и для решения вопроса о пределах
самовоспламенения. Кроме того, только при учете кинетического
сопротивления можно решить вопрос о том, происходит ли
в пределах приведенной пленки полное сгорание паров
топлива, как это принимается диффузионной теорией, или же
заметная часть паров выходит за пределы пленки и горит
в топочном объеме по законам горения газовых смесей.
§ 8-2. Учет кинетических условий процесса
Теория горения, учитывающая кинетику горения,
разрабатывалась рядом авторов [Л. 8-1, 19, 22]. При различной
в деталях постановке вопроса и различных приемах решения
все упомянутые авторы вводят примерно одинаковые
упрощения по существу явления и принимают принципиально
идентичные условия процесса. Некоторое исключение
представляет в своем развитии схема Хоттеля, на что будет
указано далее.
Учет кинетического сопротивления горению сильно
усложняет анализ процесса. Поэтому для возможности
решения задачи приходится вводить дополнительные упрощения.
Принимается следующая схема:
а) так же, как при диффузионной задаче, предполагается
сферическая симметрия и вводится условный размер
пограничной пленки;
б) хотя приведенная пленка является условной
величиной, а не реальной поверхностью, ограничивающей тот объем,
208

Ёнутри которого имеет место перенос тепла и массы,
предполагается, что в том же условном объеме происходит горение
по законам кинетики реакций. Обычно принимается реакция
второго порядка по концентрации кислорода и горючих;
в) количество топлива (или кислорода), сжигаемого в
единице объема в единицу времени, определяется уравнением:
Е
N-he RT p2 en с
где со2 и ст — молярные доли (в молях на моль смеси)
кислорода и паров топлива; величина k0 для данного топлива при
расчете на расход кислорода или паров топлива изменяется
в соответствии со стехиометрическим отношением;
г) предполагается, что величина Le = a/D = 1. Это, как
будет видно из дальнейшего, в весьма значительной степени
упрощает расчет;
д) теплопроводность выбирается по среднему значению
температуры и состава и считается постоянной.
Уравнение баланса тепла и кислорода для элементарного
шарового слоя можно записать в следующем виде.
Для тепла:
-£• [4яг^4г] +4nr*Nqo,—£.{GccpT) = 0. (8-11)
Первый член соответствует количеству тепла, которое
в рассматриваемом слое осталось в результате передачи тепла
теплопроводностью, второй определяет приход тепла от
горения (qo2— теплотворная способность, отнесенная к
кислороду), третий — расход тепла на нагрев конвективного
(стефановского) потока G.
Для кислорода:
где G — по-прежнему количество пара, выделившегося
с капли в единицу времени (в молях).
Примем за начало отсчета температур температуру капли.
Полную энтальпию моля смеси будем считать по сумме
теплосодержания и теплотворной способности кислорода в смеси:
Ь = ср (Т - Тк) + co2qo2. (8-13)
14 Заказ 803 209
dr

Умножая уравнение (8-12) на q0z и складывая с
выражением (8-11), получим (имея в виду, что PIRT = у):
dr I cp dr J dr v '
Поскольку для среды известны температура и содержание
кислорода, то известно и значение b = b^ при г = гпл.
Обозначая неизвестное пока значение Ьгк при г = гк,
получим:
-WJ—L.)
1
гпл /
(8-15)
где F = &/4IU.
В уравнении (8-15) неизвестны величины О (или F)
и DrK. Так как
4лг2Л
Яисп \ dr /r=r
то можно записать:
G=- K
*7исп
dr
Qo2-
dcc
dr
(8-16)
Из-за низких температур вблизи поверхности капли нет
горения. Поверхность капли не проницаема для кислорода
(так же, как для продуктов горения), откуда следует, что:
dcc
4лгк
2 DP
Lo2
-i- Gc0z - 0.
(8-17)
RT V dr
Заменяя DPIRT через X/cpi после подстановки в
уравнение (8-16) г -- гк получаем:
£(^H^co,WK. (8-18)
Anrl
G= K
Я mm cp
Учитывая уравнение (8-15), имеем:
a = ■ K
Фх-ьт)-
^исп
1 —e
{Яр0сОг)г^г
Янсп
(J___L
(8-19)
210

или после простейших преобразований:
Ь„-Ьгк (<?о/о2)~
*7исп
£fp /J L) 1 ^Hcn
= 1. (8-19')
Учитывая, что за начало отсчета принята температура
капли (мало отличающаяся от температуры кипения), т. е.
что brK = co2(r=rK)#o2, можно получить:
G = 4яХ 1п р«±К
с Г] И ?исп + <70Д>2(г=гк)
р L гк гп\
Хоттель и др. в упомянутой выше работе [Л. 8-19 ]
предполагают, ЧТО Со2 (г=гк) = 0.
Тогда
G = 1^ In (1 + —) . (8-20')
/ 1 1 \ \ <7исп / V '
'>Ur—).
Нужно отметить, что при этом количество испаряемой
жидкости не зависит от кинетики горения и будет таким же,
как в случае диффузионного горения.
Более полные расчеты подтверждают этот вывод. Но он
справедлив только в том случае, если в пограничном слое
происходит горение, независимо от того, идет ли горение
полностью в тонкой зоне горения, приближаясь к чисто
диффузионному случаю, или же оно идет на более или менее
значительной части приведенной пленки, а пары топлива не
сгорают полностью в пределах этой пленки и уносятся в объем
топки.
Однако условия резко меняются, если горения паров
топлива в приведенной пленке не происходит (капля гаснет или
не загорается). Тогда практически имеет место обычное
испарение капли топлива в окружающую среду при температуре
этой среды, а не при температуре горения.
Полный расчет значительно сложнее, так как
практически приходится решать задачу методом попыток путем
довольно громоздкого численного расчета. Провести этот
расчет можно следующим образом. Задаются предварительно
(с последующей проверкой) значением концентрации
кислорода на поверхности капли со2 (г=гк). При этом следует иметь
в виду, что обычно эта концентрация либо очень близка
14* 211

к нулю (происходит горение), либо очень мало отличается
от случая обычного испарения (горения нет).
Для последнего случая:
G = , ■" , ч In '■'r^P + ''^°■ . ' <8-2(Г)
После определения G подсчитывают значения Ь = срТ +
+co2qo2 для всех точек пленки. Однако лишь для поверхности
капли и для радиуса пленки известны отдельно величины
Т и го2.
Для дальнейших расчетов надо интегрировать уравнения
(8-11) и (8-12), для чего необходимо определить N.
Совместное решение сложных нелинейных уравнений (8-11) и (8-12)
и такого же уравнения для паров топлива представляет
большие трудности. Приходится поэтому использовать
приближенный метод, например метод конечных разностей.
Предварительно можно задаться величиной концентрации
кислорода на поверхности капли сог tr=rK) и определить
скорость испарения. Для дальнейшего требуется еще знать
количество паров топлива для этой же поверхности. Расчет
этой величины может быть сделан из следующих
соображений.
Среда у поверхности капли состоит из кислорода, азота,
соответствующего остаточному кислороду (в случае горения
79 \
в воздухе этот остаточный азот равен cNz = оТ^о2), продуктов
горения сп которые также содержат азот соответственно
прошедшим реакциям, и паров топлива сл. Можно, очевидно,
записать (значок «к» означает, что состав берется для
поверхности капли):
£Тк + со2 к + cn2 к + сГк = ! • (8"21)
Задав концентрацию кислорода, можно вместе с тем
определить и концентрацию азота. Для определения неизвестных
величин сгк и стк нужно, кроме уравнения (8-19), иметь еще
уравнение материального баланса для продуктов горения.
Оно может быть записано в виде:
4 [4яг*ж•■%]-■*w+*»*NS=°. <8-22>
1 Всюду температура отсчитывается от температуры капли, т. е.
примерно от температуры кипения.
212

где S количество дымовых газов, получаемых от одного моля
сгорающего кислорода (вместе с азотом этого кислорода).
Разделив все члены уравнения на 5 и сложив с уравнением
(8-12), в результате интегрирования получим (имея в виду,
что вблизи капли N = О из-за низких температур):
4яг* Ж ■ -SF (с°° + 1г) ~ G (Со« -"т) = В = °- (8"23)
Постоянная интегрирования В должна быть равна нулю
из-за непроницаемости поверхности капли для газов.
Дальнейшее интегрирование уравнения (8-23) до г = гпр
дает (учитывая, что в среде сгпл = 0):
]п_^_пл_ = ОС.П 1_\ (g.24)
Отсюда концентрация продуктов горения у поверхности
капли равна:
_^£[_1 L]
"ЗГ ~ с°2 плв — со2 к- (o-zo;
Таким образом, для поверхности капли известен состав
газов (при заданном наперед количестве кислорода).
Для пара топлива уравнение баланса составляется так же,
как уравнения (8-12) и (8-22):
dr
[4лг2 Ж'ЧГ}--^ (G'r) - 4*г2Лф =, 0, (8-26)
где |3 — расход топлива на один моль кислорода.
Методом конечных разностей можно (разбив всю
приведенную пленку на ряд малых слоев и начиная от поверхности
пленки) рассчитать изменение температуры и концентрации
реагентов. Если в конечном счете на поверхности пленки
не получится заданной температуры среды, то
предположение о величине со2 к было сделано неверно и расчет надо
повторить. На рис. 8-9 схематически представлено возможное
распределение, получаемое в результате расчета. Даны кривые
безразмерных температур б = -^ £-, безразмерных кон-
1 оо 1 К
со
центраций кислорода Zo2 = — и топлива zT = cJcTK
С02 оо
р зависимости от безразмерной координаты г/гк. Вообще
213

возможны два квазистационарных решения. Первое, когда
имеет место интенсивное горение в пределах приведенной
пленки, второе, когда горения нет. При низких
температурах окружающей среды, малых концентрациях кислорода
и малых размерах капли окажется возможным только одно
решение — без горения капли (кривые с индексом 1). В
другом крайнем случае
(кривые с индексом 2)
Цк имеется только одно ре-
т°° т* шение — капля
самовозгорается. Наличие
двух одновременно
возможных решений
означает, что капля не
самовозгорается, но при
воспламенении от
постороннего источника
горение становится
устойчивым.
На графике показаны
пунктиром
температурные кривые для чистого
испарения Gi и
диффузионного горения 6 2-
Первая почти
совпадает с 0х на всем
диапазоне, вторая близка
к кривой 6 2 вблизи
капли. Это значит, что
скорости испарения,
подсчитанные с учетом
кинетического
сопротивления и без этого учета,
Рис. 8-9. Схема распределения
температур и концентрации кислорода и
топлива в приведенной пленке вокруг капли.
практически совпадают. Этим и объясняется то
обстоятельство, что по скорости испарения диффузионная теория
дает результаты, удовлетворительно сходящиеся с опытом,
если только имеет место горение.
Нужно отметить, что хотя кинетические характеристики
горючих смесей необходимы и для ряда других расчетов,
в частности по стабилизации горения, и входят во многие
теоретические работы, данные по ним сравнительно редко
встречаются в литературе.
В работе Лонгвелла и Вейса [Л. 8-9] исследовались два
топлива — сольвент нафта, близкий по составу к гептану,
214

и изооктан. Условия горения обоих топлив одинаковы.
Составы их соответствуют формуле С8Н18. Если исходить
из второго порядка реакции, как принято в предыдущих
расчетах,1 то для энергии активации получается значение
Е ^ 40 000. Для k0 в принятой здесь системе получается
приближенное значение 8,5 -1013 м*/сек-моль при расчете
на выгорание кислорода. Если считать, что реакция
выгорания топлива идет по тому же порядку, то £0 = &оР, где р —
число молей топлива, сжигаемого в одном моле кислорода.
Следует отметить, что значения величин Е и й0, даваемые
различными авторами, довольно сильно расходятся между
собой. В литературе [Л. 8-13] для углеводородов даются
значения Е между 26-103и 40-Ю3. Но так как при больших
значениях Е рекомендуются и большие величины для k0) то
расхождение в расчетах не цолучается чрезмерно большим.
Как видно, расчет кинетических условий процесса весьма
сложен и содержит в себе ряд упрощающих предпосылок.
Получаемые результаты, правильно отражая общие
закономерности, не могут претендовать на достаточную
количественную точность. Поэтому представляют интерес приближенные
схемы, позволяющие учесть влияние важнейших факторов.
Используя опытные данные, можно получить более или
менее достоверные численные характеристики хода процесса.
Сполдинг [Л. 8-12] исходит из следующих представлений.
С повышением скорости потока увеличивается количество
испаряющейся жидкости и для сжигания пара требуется
более толстая зона реакции. Для скорости испарения с
единицы поверхности принимается зависимость (при Pr ^ 1):
A--^0,53L2/>Re0'5, (8-27)
где L — величина, зависящая от других условий испарения,
в частности от соотношения расходов тепла на нагрев пара
и испарение жидкости. Приравнивая скорость
распространения пламени в ламинарном потоке Бл к скорости потока
пара, Сполдинг получает для срыва:
ад < т" -~ ■£■ °'53LV6 Re°'5- (8-28)
1 В работе показано, что несколько лучшие результаты можно было
получить, приняв порядок реакции 1,8, что, однако, менее удобно для
всех расчетов.
?15

Здесь qP определяет количество пара в единице объема смеси.
Для данного топлива и данного состава среды и ее
температуры левая часть уравнения (8-28) меняется мало, а правая
примерно пропорциональна Y vld. Таким образом, срывные
характеристики должны иметь вид vld — const. По опытам
Сполдинга это предположение в известной мере
подтверждается:
Диаметр
ристого
по-
ша-
рика,
смоченного
топливом,
мм
26,0
19,7
12,8
а.
Значение
срывной

рактеристики v/d при
срыве
пламени, 1/сек
90
91
97
Диаметр
пористого
шарика,
смоченного
топливом, d,
мм
10,1
7,0
Значение
срывной

рактеристики v/d при
срыве
пламени, 1/сек
98
101
Тут же необходимо отметить, что опыты некоторых авторов
не подтверждают указанной зависимости. В частности,
м/сек
м/сек\
Со
§■
5
|
4ч*
J
о
ш
Г
1-
Пи
— Ъ
1 /
f Л
^3
$/
20 22 2И 26 28 30 32
Содержание кислорода,, у0 по объему
Рис. 8-10. Срывная скорость t/в
зависимости от диаметра шарика d и
содержания кислорода в потоке при
комнатной температуре.
Цифры у кривых — d, мм.
\v
2-/
v
/
7<
<
о
XX
1 I
'
т
О 200 Ц00 600 800 °С
Рис. 8-11. Срывная скорость для
крупных (1,5—1,7 мм) капель
керосина (1) и бензина (2) в
зависимости от температуры среды.
Агстон и др. [Л. 8-15] дают срывную зависимость вида
v/\fd = const, причем подсчитанные значения vld в 1,5—
2,5 раза больше, чем у Сполдинга.
На рис. 8-10 даны кривые зависимости срывной скорости
от диаметра шарика и содержания кислорода в среде
комнатной температуры.
216

Ниже приводятся некоторые материалы, полученные
в ЛПИ Ф. А. Агафоновой и М. А. Гуревичем.
На рис. 8-11 дана зависимость срывных скоростей для
крупных капель бензина и керосина от температуры среды
(воздуха). На рис. 8-12 представлена зависимость срывной
скорости для крупных капель керосина от содержания
кислорода при температуре среды около 870° С. На рис. 8-13
приведены кривые зависимости срывных скоростей от диаметра
капель при температуре потока около 870° С. Кривая 1
м/сек
i
\0
V
Л
/
1
/
/
/
♦
м/сек
Г
ы
*
V
~~
7^А
1
X
+
о
0 0,2 ОМ ОМ 0,8 10 12 1ЛЦ U мм
Рис. 8-13. Влияние диаметра
капли на скорость срыва горения
при t& 870° С.
5 Ю 15 20 25
Содержание кислорода%% по оНему
Рис. 8-12. Срывная скорость для
крупных (1,5—1,7 мм) капель
керосина при t = 870° С в
зависимости от концентрации
кислорода в потоке.
относится к крупной капле, подвешенной на кварцевой нити,
кривая 2 — к свободно падающей мелкой капле.
Нужно отметить, что в первом случае капля находилась
на начальном участке газовой струи, выпускаемой в
помещении лаборатории. Окружающая среда и ограждения имели
комнатную температуру. Во втором случае изучалась капля,
движущаяся в печи, стенки которой имели более высокую
температуру, чем поток. В первом случае обстоятельства
благоприятствовали срыву факела больше, чем во втором.
Когда были приняты меры к уменьшению теплообмена капли
путем установки нагретой трубки, срывная скорость заметно
выросла (две опытные точки, помеченные знаком «+» для
температуры трубки 400° С и знаком «х» для температуры
трубки 700° С). Можно полагать, что с увеличением
температуры ограждения кривые сблизились бы еще сильнее.
Таким образом, теплообмен излучением со стенками влияет
на срывные скорости потока. В особенности это может быть
существенно для крупных капель, подвешиваемых на нити,
Т? е. в условиях, имевших место у многих исследователей.
217

ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
СЖИГАНИЕ РАСПЫЛЕННОГО ЖИДКОГО ТОПЛИВА
В ФАКЕЛЕ
§ 9-1. Общие положения
При рассмотрении вопроса о горении единичной капли
мы считали заданными температуру окружающей среды и ее
состав. Хотя горение в факеле сводится в конечном итоге
к испарению отдельных капель и выгоранию получающихся
паров, решение этой задачи неизмеримо труднее. В общем
случае следовало бы рассмотреть следующие процессы:
а) движение отдельных фракций распыленного топлива
в газовом потоке;
б) испарение капель различных размеров;
в) распределение в газовом потоке жидкой фазы и
горючих газов.
Как уже показано раньше, не все пары каждой капли
сгорают полностью в газовой фазе пограничного слоя, как
это принимается диффузионной теорией.
Вокруг более мелких капель, даже при высоких
температурах среды, нет горения. У других капель в зоне горения
происходит только частичное выгорание паров. Остальной
пар распространяется турбулентной диффузией в среде
и сгорает по тем же законам, как газовое топливо.
Распределение жидкости и паров в газовом потоке определяет условия
образования горючей смеси.
При пневматическом распыливании вместе с топливом
в форсунку подают воздух, необходимый для горения.
При механическом, а также при паровом распыливании
воздух подают отдельно. При этом только в редких случаях
(как, например, в мартеновских печах) воздух бывает
настолько нагрет, что смесь воспламеняется сама собой, без
принятия специальных мер.
В большинстве случаев стабилизацию горения
осуществляют, подавая к корню факела из топочного объема продукты
горения при высокой температуре. Благодаря этому часть
вновь поступающей смеси оказывается в температурных
условиях, обеспечивающих ее воспламенение. Дальнейшее
распространение пламени происходит уже в результате
турбулентного обмена в струе, аналогично распространению
пламени при сжигании газового топлива, хотя и более'сложно
из-за негомогенности горючей смеси.
218

Возврат продуктов горения к корню факела часто
осуществляется инжекцйеи поступающей струи. Во многих
случаях обратный ток достигается закруткой поступающего
воздуха лопаточным регистром или тангенциальным подводом.
В центре закрученной струи создается разрежение,
вызывающее появление обратных токов. В некоторых топочных
устройствах применяются специальные стабилизаторы в виде
поставленных на пути потока плохо обтекаемых тел. В
кормовой зоне таких тел всегда имеется зона рециркуляции,
обуславливающая стабилизацию горения.
Решение задачи в общем случае представляет в
настоящее время совершенно непреодолимые трудности не только
из-за чисто математических сложностей. Для некоторых
явлений, из которых складывается процесс, трудно сейчас
конкретно в замкнутом виде сформулировать физическую
задачу. Достаточно, например, отметить, что к настоящему
времени нет еще единой точки зрения по значительно более
простому вопросу о механизме турбулентного
распространения пламени в предварительно перемешанном потоке
горючих газов. Поэтому весьма существенное значение имеет
экспериментальное исследование топочных устройств
различного назначения и накопление материалов по
действующим установкам.
На основании такого материала разрабатываются
конструктивные формы топочных устройств различного
назначения и создаются нормы для определения их размеров.
Так, например, размеры топок паровых котлов сейчас
выбираются по напряжениям, принимаемым на единицу объема
топки. Для камер горения газовых турбин обычно исходят
из напряжения, принимаемого на единицу площади
поперечного сечения топочного объема и приходящегося на 1 атм
давления. При этом учитывается, что время пребывания
в камере и, соответственно, напряжение пропорциональны
давлению. Расчетные нормы отражают не только сам процесс
горения, но и такие факторы, как допустимые потери напора,
необходимое охлаждение газов в топочном объеме котла,
некоторые чисто технологические требования и т. д.
Вместе с тем для анализа опытных данных и их
обобщения весьма важно теоретическое рассмотрение отдельных
вопросов горения факела жидкого топлива даже при наиболее
упрощенной их постановке. Почти во всех расчетах
предполагается, что объемная концентрация капель в потоке обычно
настолько мала, что можно пренебречь непосредственным
взаимным влиянием капель при горении. Имеется несколько
219

экспериментальных работ, которые в общем подтверждают
правильность такого предположения. Эти опыты проводились
на крупных подвешенных на нитях каплях при горении их
в относительно холодном воздухе. Можно ожидать, что при
мелких каплях, характерных для точных устройств, и при
высоких температурах среды взаимное влияние капель будет
еще меньше.
Из работ по рассматриваемому вопросу можно указать
на исследование Рекса, Фуса и Пеннера [Л. 9-13 ]. Это
исследование показало, что для системы капель, как и для
единичной капли, имеется линейная зависимость между квадратом
текущего диаметра капли и временем:
К
dx
Однако значение а имеет максимум при некотором
расстоянии между каплями. Это объясняется противоположным
влиянием двух факторов. Сближение капель, с одной
стороны, уменьшает потери тепла, с другой, ухудшает
поступление кислорода к близко расположенным между собой
поверхностям.
§ 9-2. Стабилизация горения
В топку из форсунки (а при механическом распыливании
из форсунки и воздушного регистра или другого устройства)
поступают распыленное жидкое топливо и воздух. Только
в исключительно редких случаях (например, в мартеновской
печи) воздух нагрет настолько, что обеспечивает испарение
и воспламенение топлива без дополнительного нагрева.
Обычно же для воспламенения необходимо испарить
некоторую часть топлива и подогреть смесь паров топлива с
воздухом до такой температуры, при которой за счет реакции
горения выделялось бы больше тепла, чем требуется для
испарения оставшегося топлива и покрытия потерь на
охлаждение факела. Тогда температура смеси будет уже возрастать
без подвода тепла извне, произойдет воспламенение, и
дальнейшее горение будет определяться в значительной мере тем,
как аэродинамические условия обеспечат необходимую
доставку окислителя к топливу, и какова скорость
испарения отдельных капель.
Для стабилизации горения в конструкциях топочных
устройств могут быть отведены определенные, часто весьма
ограниченные объемы. Простые расчеты возможного
теплого

обмена излучением между топочным объемом и зоной
воспламенения показывают, что за счет этого излучения может
подводиться лишь очень небольшая часть потребного тепла.
Обычно ею можно пренебречь. В подавляющем большинстве
случаев подготовка смеси осуществляется за счет смешения
с ней части продуктов горения того же факела. Для этого
создается возвратный поток горячих газов к корню факела
за счет инжекции, организации пониженного давления
у корня поступающей струи и т. д.
На рис. 9-1 показана схема регистровой камеры горения
газовой турбины. При закрутке первичного воздуха в центре
Воздух
1
i
Рис. 9-1. Схема регистровой
камеры горения газовой
турбины.
Рис. 9-2. Простейшее 'топочное
устройство] для сжигания жидкого
топлива.
образуется зона пониженного давления. Это обуславливает
появление обратных токов, состоящих из продуктов горения
высокой температуры. На рис. 9-2 показана простейшая топка
для жидкого топлива: струя, вытекающая из форсунки,
инжектирует горячие продукты горения из топочного объема.
Введя некоторые предположения, упрощающие
постановку задачи и ее решение, можно выявить условия
стабилизации горения при тех или иных обстоятельствах.
Рассматривая аналогичную задачу о воспламенении пыле-
угольного факела, Г. Ф. Кнорре [Л. 9-3] определяет
количество рециркулирующих горячих газов из требования,
чтобы смешение с ними обеспечило нагрев топлива и
первичного воздуха до 700—800° С. Совершенно очевидно, что чем
меньше поступает первичного воздуха, т. е. воздуха,
подаваемого вместе с распыленным топливом, тем легче осуществить
воспламенение. Однако при этом усложняется
смесеобразование на дальнейших стадиях процесса.
Работа [Л. 9-1 ] рассматривает вопрос о воспламенении
полифракционного жидкого топлива в условиях, описывае-
221

мых ниже. В топочный объем поступают капли топлива
с воздухом при заданном соотношении l/o^L^p, где ах —
избыток первичного воздуха против теоретически
необходимого LT:op (часто а< 1). К этой смеси добавляются продукты
горения с содержанием кислорода co2ll и заданной
температурой. Исследуется процесс для разных соотношений расходов
свежей смеси и горячих продуктов горения. Предполагается,
что в пределах каждого поперечного сечения потока
смешение совершенное, а состав и температура одинаковы.
Считается, что жидкость и газ имеют одинаковые скорости.
В таком случае для всех капель значение числа Nu было бы
равным 2. Чтобы внести все же поправку на некоторое
относительное движение, можно принять, что величина Nu
несколько больше, чем 2 (например, Nu = 2,5), но
одинакова для всех капель. При таких условиях определяется
степень испарения топлива за заданное время (или в
заданном объеме) и выявляется возможность воспламенения.
При постоянном значении Nu для всех капель скорость
уменьшения квадрата радиуса одинакова и зависит только от
принятого значения числа Nu, рода жидкости и температуры
газового потока и капли, т. е.:
Nu
Yk
•^=-^Ф(Гср, TK)dx, (9-1)
где, как следует из выведенного раньше уравнения (8-10'),
т
ср
J <7исп ~\~ ср (' — 'к) ~\~ сж (* к ^нач)
7\,
Для любых двух начальных радиусов капель rKi0 и гку0
для одного и того же момента времени Ат должно быть:
f к /о — гкь = '"к /о — гк /, (9-2)
если только одна из этих капель не испарилась полностью
раньше момента А т.
Удобно вести расчет по наиболее крупной капле,
начальный радиус которой обозначим через гк10, а текущий — через
гк1. Обозначим:
!л±- = х и Hl4l = у < 1.
гк ю гк ю
Проследим за процессом испарения жидкости. Если к
некоторому моменту времени т полностью испарилась капля
222

с начальным радиусом (rK/0)t, то от каждой капли больше
(rKj'o)x осталась часть начального веса, равная (rKi/rKi0)3.
Относительный вес капель размером больше гку0 в
первоначальном факеле распыла составляет Ri0.
Всего к рассматриваемому моменту времени в жидком
виде осталась часть исходного топлива, равная:
гк /от
Фракционный состав в начальном распыле определяется
либо условием:
—bdm
Ri0r=e K'°, (9-4)
где Ь и т — константы, характеризующие форсунку и
считающиеся известными, a dKiQ = 2rKi0 — начальный диаметр
капли, либо условием:
Rio = e"«m. (9-5)
Величина dKl0 может быть выбрана лишь условно.
За максимальный расчетный размер можно выбрать,
например, такой, которому соответствует некоторый небольшой
условно выбранный остаток R10, равный 1%, 0,5% и т.д.
При решении задачи о стабилизации важно проследить
за испарением сравнительно небольшой части топлива.
*Между тем, можно показать, что даже при испарении
до 80—90% веса топлива расчет дает практически одинаковые
результаты при выборе Rl0 в достаточно широких пределах.
Если принять R10 равным 1%, то п = 4,б.1 Формула (9-3)
с учетом равенств (9-2) и (9-5) дает:
i
С —пут
М = тп ) (!-,»)'/. Ь/2-('-*2),Гг^- (9-6)
1-Х2
Таким образом, если известна величина т, то при
заданном значении х — текущем относительном размере
максимальной капли — можно определить, какая часть каждого
килограмма начального веса топлива не испарилась.
1 При других Rl0 значение п меняется, но меняется и значение у
так, что практически результаты дальнейших расчетов совпадают.
223

1С
во'
40'
На рис. 9-3 дана рассчитанная по формуле (9-6) связь
между х2 и М для т = 2,5 и п = 4,6. Остается, таким
образом, определить ход испарения капли максимального
размера.
Приведенные выше выводы относятся к случаю, когда
все капли предварительно прогреты до температуры их
поверхности, близкой к температуре кипения (вернее,
к температуре «мокрого термометра»).
Поэтому следовало бы учесть еще и время
предварительного прогрева капель до их испарения. Это можно сделать
для капель каждого размера,
используя известные графики по
нагреву в нестационарном
режиме, как уже указывалось при
рассмотрении горения единичной
капли.
Однако определение времени
прогрева капли для каждого из
размеров сильно усложнило бы
расчеты, так как время прогрева
меняется с диаметром и,
следовательно, для точного расчета
по уравнению (9-6) нужно было
оуоо o,50ояооуоороо,яо 1,о бы исходить не из начального
распределения распыла по
фракционному составу, а из того
распыла, который будет иметь место
к моменту начала испарения
наиболее крупной капли. Отдельно
нужно было бы учесть и ход
предварительного испарения капель разных размеров.
Поскольку время нагрева относительно невелико, то
даже сравнительно большая неточность в расчете хода
процесса за этот период не сильно влияет на результат всего
вычисления. В связи с этим можно вести расчет не по
действительному распределению капель по размерам, а по
среднему размеру, считая для зоны предварительного прогрева
состав монофракционным. Таким образом, сравнительно
просто определится как время предварительного прогрева,
так и изменение температуры газового потока из-за расхода
тепла на нагрев капель.
Кроме того, определяется средняя температура топлива
к моменту начала испарения, когда поверхность капель
нагрета до температуры «мокрого термометра». Это нужно
224
ии.
bo
ьо
30
20
,10
Ч
'
*
3
2
1
\м"~
_±
—
А
/
f
—i
/
/
f
х*\
Рис. 9-3. Зависимость между
процентом неиспарившегося
топлива М и относительным
размером х2 наиболее
крупной капли.

Для внесения в расчет испарения поправки на теплбту
испарения. Расчетная теплота испарения принимается равной:
Яр. исп == Чисп I ^т \ *м *н/»
где ^исп — действительная теплота испарения; ст —
теплоемкость жидкого топлива, tM и tu — соответственно
температура «мокрого термометра» (практически близкая к
температуре кипения) и средняя температура жидкости в конце
периода предварительного подогрева — обычно при
высокотемпературных топках мало отличающаяся от начальной
температуры распыливаемого топлива.
Расчет основной зоны ведется по испарению капли
максимального размера по уравнению (9-1), так же как при расчете
горения единичной капли.
Температура Тср определяется из теплового баланса для
газового потока. При этом нужно учесть смешение воздуха,
поступающего с топливом, и возвратных газов,
подсасываемых по ходу струи *. Нужно учесть также расход тепла
на испарение топлива, выделение тепла от горения и потери
тепла на теплообмен с окружающим объемом. Для
участка Дг, которому соответствует время Дт = Дг/гз (где v —
средняя скорость потока в данном участке), тепловой
баланс определяется условием:
GcpTcp + ^AzcpTn +
__Е_
+ V НТ VT\^dqrFhz = (G + -^- Az) X
X(Tcp + ATcp)-B-^-AzX
X 1/7исп + Сп U ср Ткип) + Ст (7 кип i нач)J 4" Употерь, (9-7)
где G — расход газов;
AG — изменение этого расхода на участке Аг;
Гср — температура среды, несущей топливо;
Тп — температура присасываемого к этой среде газа;
В — расход жидкости;
AM — количество испарившейся на рассматриваемом
участке жидкости на единицу расхода;
QnoTepb — потери тепла на участке Аг.
1 Как уже указывалось, предполагается, что состав и температура
равномерны в каждом сечении, т. е. что смешение идет мгновенно и
равномерно по каждому сечению.
15 Заказ -803
225

Некоторые члены баланса могут быть заведомо
настолько невелики, что их можно не учитывать. Так, часто
не имеет значения расход тепла на испарение топлива и на
нагрев пара. В случае форсированных процессов можно
пренебречь расходом тепла на охлаждение.
Разбив исследуемый объем топочного пространства
на отдельные небольшие участки, строим приближенный
последовательный расчет по участкам. Предварительно
определяем Ал;2 = ArSd/Hdo, приняв температуру среды
в формуле (9-1) равной конечной температуре предыдущего
участка. Можно при выборе температуры учесть и
подмешивание газов к основной струе, что должно дать несколько
более точный результат. Затем определяем AM по
уравнению (9-6) и подсчитываем концентрацию паров топлива и
кислорода на конце рассматриваемого участка. Далее,
по уравнению (9-7), находим температуру на конце этого
участка. Таким путем по участкам рассчитываем ход
процесса вдоль струи для рассматриваемого объема и
определяем, произойдет ли воспламенение, характеризующееся
резким ростом температур из-за относительно большого
значения тепловыделения от горения паров топлива, т. е.
величины:
Е
kne" RT V7\pcTcKqr.
Расчет можно уточнить, повторив его по участкам уже
с учетом изменения температуры и концентрации топлива
и окислителя на основании первого расчета. Однако в
исходных положениях содержится ряд упрощающих
предположений, которые сами по себе дают расчетную схему с
большими отклонениями от действительных условий процесса.
При этом усложнение самого расчета вряд ли может быть
оправдано, поскольку он носит характер ориентировочного
определения условий воспламенения. Такого рода расчеты
могут оказаться особо полезными для получения
сравнительных показателей по влиянию на ход процесса отдель-.
ных параметров, таких, как избыток первичного воздуха,
количество рециркулирующих газов, размеры зоны
воспламенения, род топлива и т. д.
На рис. 9-4 показаны результаты расчетов по испарению
капель солярового масла в аэрозольной машине, назначение
которой — по возможности в короткий срок полностью
испарить жидкость без того, чтобы произошло воспламене-
226

ние. Расчеты получены при следующих условиях:
показатель т для форсунки равен 2,5; начальная температура
газов Тг = 920° С; газы получены от сжигания жидкого
топлива при избытке воздуха а = 2,65; на 1 кг подаваемого
форсункой солярового масла расходуется 1,15 кг газов.
Как при среднем объемном начальном диаметре капли
dM« T°C 8
*)
О 0 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030 0,035 0,040 Ц№сек
d„HT°c в
0 0 0 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030 0,035 0,0Ш)0,Ш5 0,060 0,070 0,090 № сек
Рис. 9-4. Расчетные зависимости температуры Г, относительного
количества испарившейся жидкости В = 1 — М и диаметра капель d от
времени: а — с£ср. 0б = 96,5 мк\ б — dcp. 0б = 50 мк.
Цифры у кривых — d, мк.
^ср.об == 96,5 мк (рис. 9-4, а)у так и при rfcp#o6 = 50 мк
(рис. 9-4, б) воспламенения нет. Испарение идет интенсивнее
при более мелком распыле. Соответственно быстрее падает
и температура потока. Расчеты показывают, что для
воспламенения нужно было бы поднять температуру газа примерно
до 1150° С. Хотя расчет является условным и построен
на ряде довольно грубых предположений, эксперимент
показал достаточно близкое совпадение расчетных и
фактических режимов воспламенения.
15* 227

§ 9-3. Расчет горения дли некоторых упрощенных схем
Для облегчения расчета иногда принимают ряд
упрощающих предположений. Ниже рассмотрен ряд таких
предположений.
Испарение монофракционного факела. Рассмотрим случай
сжигания жидкого топлива при монофракционном его
распыливании [Л. 9-15]. Диаметр капли выбираем так,
чтобы при данном числе капель их поверхности совпали
с фактической поверхностью полифракционного распыла:
2 _2М/
"ср — —^й •
Предположим, что горение идет при постоянной
температуре. Для начальной стадии горения это предположение
должно значительно расходиться с действительными
условиями. Для основной же части зоны горения такой
прием можно считать допустимым, хотя и нельзя пока дать
обоснованного метода выбора расчетной средней
температуры. Примем также, что скорости капель и потока
одинаковы. В действительности, как уже указывалось, часть
паров сгорает непосредственно в факеле отдельной капли,
часть — в среде по законам гомогенного горения газов.
Мы же будем сейчас для упрощения считать, что все горение
идет в газовой фазе, состав которой одинаков в пределах
каждого поперечного сечения потока, т. е предположим,
что выделяющийся пар топлива мгновенно и равномерно
распределяется по сечению потока.
Таким образом, мы можем отдельно рассматривать
испарение капель и горение получающегося пара. Скорость
выделения пара нужно рассчитывать по законам простого
испарения при низких температурах среды и по законам
диффузионного горения при высоких температурах среды,
когда имеется горение в зоне отдельных капель.
В § 8-2 уже было показано, что расчет по схеме
диффузионного горения достаточно правильно определяет скорость
испарения капли, если в ее пограничном слое действительно
происходит горение, но неверно отображает другие стороны
процесса.
Несмотря на указанные упрощения, задача остается
весьма сложной и для решения ее понадобятся новые
допущения, которые будут вводиться по мере надобности.
Изменение квадрата диаметра капли dcP/dx должно быть
постоянным как при обычном испарении, так и при диффу-
228

зионном горении, если только число Nu остается
постоянным:
dd2 NuX\T ,n Q4
—- = а = —; ;—г^-ч. (9-8)
Здесь ЛТ — перепад температур между каплей и
поверхностью приведенной пленки, зависящий и от температуры
среды и от того, происходит или не происходит горение
в пограничном слое капли.
При а = const:
dl — d2 = at (9-9)
Относительная доля испарившегося топлива равна:
1-Ш' = 1-г,ш- <9-п>
Если в парообразной фазе сгорела некоторая доля w
всего топлива, то оставшееся в парообразной фазе
относительное количество топлива равно: .
W = l—f'/2—W. (9-12)
В большинстве случаев при рассмотрении кинетики
горения топлива в газовой фазе записывают условия в виде:
-g-= kc?4%*. (9-13)
Содержание паров топлива и кислорода учитывается
в отдельности. В некоторых случаях удобно рассматривать
все горючее как однокомпонентную смесь; ту же зависимость
можно тогда записать в виде:
£ = №> (9-130
где
m
-"* + «-: <.-*(£)"■&)■
229

Иногда наиболее удобно в качестве определяющей
принять концентрацию паров топлива. Тогда:
^--kcn:
dx
(9-13")
при этом:
т1 + т2 и kr = ^y2k.
В областях факела, где количество кислорода еще
достаточно велико (это имеет место при больших избытках
воздуха в топке, например в камерах горения газовых турбин
и на начальных участках факела), вообще можно считать,
что скорость горения определяется только концентрацией
топлива.
В дальнейшем будет использовано выражение типа
(9-13"). В общем случае ск/сг может изменяться по длине,
топки. Мы будем в дальнейшем использовать среднее
значение ск!сг, считая kr величиной постоянной при постоянной
температуре.
Тогда скорость горения можно записать в виде:
-^- = iC(l—/»/,—о,)», (9-14)
где К = fe(cTOr;
ст0 — начальная концентрация топлива.
Очень часто принимается п = 1, и тогда k = /С.
Замело
нив —dx соответственно уравнению (9-10) на —df, можно
вместо уравнения (9-14) написать:
dw
~df
Kdl
= —(ю—1 +/•<'«) = 6 (ю—1 +/*/«), (9-15)
где критерий Ь = Kd^lo характеризует отношение времени
испарения топлива ко времени выгорания паров топлива
при мгновенном испарении капель в газовой фазе [с
множителем (п — 1)]. При п = 1 решение уравнения (9-15) имеет
вид:
./V. + ^ (в-М1-л-J//)-
w = 1
2Ь
463/2
Уь
L 0
**dx-
Ybf
2dx
(9-16)
230

Значения 2/|/ я J e"x2dx интегралов ошибок можно найти
о
в справочных математических таблицах.
Уравнение (9-16) дает связь между величиной /,
характеризующей степень испарения жидкой фазы, и величиной w,
определяющей степень выгорания всего топлива в
зависимости от параметра Ъ. При Ъ = 0, т. е. при мгновенном
испарении жидкости, / = 0, и уравнение (9-14) дает при
первом порядке реакции:
-^ = /С(1-ю). (9-14')
Если предположить, что поток движется по длине топки
с постоянной скоростью v2, время пребывания газов в топке
длиной L равно тпр = L/vz и dx = dz/vz, то уравнение
(9-14') переходит в вид:
• -*=-^_(1-а,) = «(!_«■,). (9-17)
Чтг) г
где а характеризует соотношение между временем
пребывания газов в топке и временем горения.
В уравнение (9-16) вместо / можно ввести, в соответствии
с уравнением (9-10), следующую связь:
'-'-^Ш-'-'(-г).
где с характеризует отношение времени пребывания капель
в топке ко времени их испарения; с не является новым
независимым критерием, так как с = alb.
На рис. 9-5 даны кривые выгорания факела для
различных значений а и Ь.
Испарение полифракционного факела. Проберт (Л. 9-12)
рассмотрел вопрос об испарении полифракционного факела
с распределением капель по размеру по формуле Розина:
где Rt — «остаток на сите» диаметром i\
d0 — средний начальный размер капель;
dt — некоторый начальный размер;
т — константа, определяющая равномерность распы-
ливания. • При т = оо — распыливание
равномерное.
.231

Так же, как и в предыдущем случае, считалось, что
константа испарения сг — величина постоянная. В этой
работе сам процесс горения не учитывался. Определялась
только доля испарившегося топлива. Предполагается, что
горение в газовой фазе происходит настолько интенсивно,
что оно не лимитирует интенсивности процесса.
На рис. 9-6 представлены результаты довольно сложного
в математическом отношении расчета. По оси абсцисс
отложена величина at/do, по оси ординат — В (процент
испарившегося топлива). Параметром
У 1 является константа распре-
Рис. 9-6. Кривые испарения капель
в факеле.
РИС. 9-5. ХОД выгорания ПО Цифры у кривых - значения константы
длине факела. распределения т.
деления т. Следует отметить, что учет полифракционности
факела вносит сравнительно небольшую поправку, в
особенности после того, как процент выгорания
достигает 35—40. В начальной стадии влияние т сильнее. Здесь
степень испарения заметно увеличивается при прочих
равных условиях с уменьшением т. Это значит, что при одном
и том же среднем диаметре d0 доля испарившегося топлива
за данное время больше из-за наличия мелких капель.
Наоборот, после испарения примерно половины топлива
при малых т скорость процесса замедляется вследствие
влияния крупных фракций. Таким образом, в форсунках,
дающих менее равномерный распыл, процесс испарения при
232

прочих равных условиях ускоряется в начальной стадии,
что облегчает воспламенение. Впрочем, вопрос о
воспламенении не рассматривается ни в работе Проберта, ни в
приведенном до этого расчете. В обоих случаях считаются
неизменными как температура потока, так и коэффициент
скорости испарения о.
Проверка теоретических решений требует прежде всего
экспериментального определения степени выгорания топлива
по объему камеры, что представляет очень большие
трудности. Все же имеются некоторые исследования такого рода.
Они используются как для сравнения расчетных
результатов с экспериментальными данными, так и для подбора
эмпирических расчетных формул. Можно, например,
отметить работу Фледермана и Ханша [Л. 9-5], в которой
скорость испарения гексанового факела исследовалась путем
отбора проб на разных расстояниях от сопла. Хорошего
совпадения с теоретическим расчетом по Проберту не
получилось. Обнаружилось, что значительную роль играет
относительная скорость капель и потока, которая не учитывается
теорией Проберта. Кроме того, выяснилось влияние
турбулентности потока.
Опыты Закса [Л. 9-5] по испарению керосина показали,
что теоретический расчет по Проберту дает (по крайней
мере для начальных стадий) значительно большие значения,
чем опыт. Доля испарившегося топлива оказалась равной
0,2—0,3, в то время как расчет дает степень испарения
в 50%. Тем не менее теоретический расчет правильно
предсказывает направление процесса и относительную роль
отдельных факторов и поэтому весьма важен для анализа
эффекта, которого можно ожидать от того или иного
мероприятия, изменяющего размер капель, температуру в топке
и т. д. Из-за сложности эксперимента число работ по
испарению капель в потоке пока весьма невелико. Во многих
из них авторы ограничились изучением испарения
распыленной жидкости без горения.
Ингебо [Л. 9-9] исследовал испарение изооктана в
воздухе при температурах, близких к комнатным. Топливо
подавалось через цилиндрическое сопло против газового
потока. Скорость воздуха составляла 45—60 м/сек.
Скоростное фотографирование на разных расстояниях от сопла
использовалось для определения текущего размера капель
и скорости их относительно потока. Обработка материалов
и сверка их с теоретическими расчетами привели к
следующим существенным выводам.
233

1. Расчет, основанный на среднем по поверхности
диаметре капель в предположении монофракционного состава
факела распыла, дает результаты, достаточно хорошо
совпадающие с действительными. Это значительно упрощает
проведение расчетов.
2. Можно существенно упростить расчет движения
капель, принимая закон гидравлического сопротивления,
аналогичный закону Стокса, вплоть до чисел Re ^ 200.
Формула для коэффициента сопротивления может быть
представлена в виде с = 8,4/Re вместо обычного с =
--= 24/Re.
Здесь с, как_ обычно, коэффициент в квадратичной
формуле сопротивления:
^я —Qr-2".
где F — сила, действующая на частицу;
и — относительная скорость ее к потоку.
Линейная зависимость между сопротивлением и
относительной скоростью позволяет в расчете движения капли
рассматривать отдельно, независимо друг от друга,
уравнения движения по каждой из координат.
Действительно, если написать в общем виде уравнение
движения капли в направлении координаты i, то оно имеет
вид:
1 ,n dWi CKd'2 UU; . 1 ,о /гл ю\
-6" *** Рж"5Г =" ~4 Г + ~б~ndQ*fli• (9"18)
Здесь w — абсолютная скорость капли и « —
относительная ее скорость, равная:
и - y(vx — wxf + {vy — wyf + {vz — wz)\
где v — скорость потока;
gi — проекция ускорения силы тяжести на ось i.
В уравнение (9-18) входят составляющие скоростей
потока и капли для всех направлений и только в случае
сопротивления по линейному закону, когда с ~ 1/и,
величина и исключается, и уравнения движения могут
рассматриваться отдельно по каждой координате.
В работе [Л. 9-9] приведены результаты исследования
испарения изооктана, вдувавшегося в поток против его
направления из сопел диаметрами 0,6—1 мм. Давление подачи
234

топлива изменялось в пределах 1,7—6 атм. Абсолютное
давление в опытной трубе диаметром около 200 мм
составляло 0,66—1 ата. Скорости воздуха были в пределах
35—120 м/сек при температурах от комнатной до
примерно 200° С.
Результаты опытов представлены в виде эмпирической
степенной зависимости:
^[fen^r^'w^-
(9-19)
*v
где е — доля испарившегося топлива.
Очень большое влияние температуры объясняется тем,
что опыты проводились в области сравнительно низких
температур, где даже небольшое
увеличение температуры среды
приводит к значительному росту
психрометрической разницы. С увеличением
температуры среды показатель
степени должен уменьшаться.
При рассмотрении условий
горения заранее перемешанной горючей
газовой смеси существенное
значение имеют две характеристики
процесса: скорость распространения
пламени и время горения. Первая ве- л
личина определяет конфигурацию Рис. 9-7. Распростране-
фронта пламени, вторая — ширину ние пламени в равномер-
^r r r J но движущейся газовой
.ЗОНЫ горения. смеси.
На рис. 9-7 представлен
простейший случай перехода через • фронт
пламени равномерно и ламинарно движущейся газовой
смеси с источником воспламенения в точке А. Угол а
(между направлением скорости vz потока до фронта
пламени и нормалью к этому фронту) и скорость
распространения пламени у„ связаны между собой зависимостью,
впервые показанной Михельсоном:
(9-20)
В ламинарно движущемся перемешанном потоке время
выгорания весьма велико. Поэтому шириной зоны горения
часто пренебрегают по сравнению с другими линейными
размерами, например длиной L фронта, и считают, что
по существу горение происходит на поверхности фронта
235

пламени. Здесь принимается то же допущение, что и в
диффузионной теории относительно зоны горения отдельной капли.
Для ламинарного потока скорость распространения
пламени и время горения — величины, однозначно зависящие
только от свойств смеси. Так, скорость распространения
пламени пропорциональна квадратному корню из
температуропроводности смеси и обратно пропорциональна также
квадратному корню из времени горения. Время же горения
определяется кинетическими характеристиками смеси.
В турбулентном потоке условия значительно сложнее.
И здесь удобно пользоваться понятиями о скорости
распространения пламени и о времени горения. Однако эти
величины уже не определяются только физическими свойствами
смеси, а зависят от гидродинамических условий потока
до фронта пламени и от той гидродинамической обстановки,
которая создается за фронтом пламени.
До сего времени нет еще единой точки зрения на
механизм турбулентного распространения пламени. Однако
совершенно бесспорно, что существенное значение имеют
интенсивность турбулентности поступающей смеси и изменение
интенсивности турбулентности при переходе через фронт
пламени.
Случай горения двухфазной смеси газа с распыленным
в нем жидким топливом в турбулентном потоке еще сложнее.
Однако и здесь часто вводятся удобные представления о
скорости распространения пламени и времени горения, хотя,
конечно, здесь эти величины имеют весьма сложный
характер и зависят от многих факторов. Так, например, при
расчете регистровых камер горения на легком жидком топливе
принимается иногда, что скорость распространения пламени
составляет около 8—Юм/сек [Л. 9-4]. При этом условной
является не только величина скорости распространения
пламени, но и скорость потока, так как она вовсе не
распределена равномерно по сечению камеры.
В работе В. Г. Тихомирова [Л. 9-7] изучалось горение
двухфазной смеси. Схема установки показана на рис. 9-8.
Топливо распыливалось центробежной форсункой / до
капель диаметром 50—110 мк в воздушный поток с t ^
^ 300° С и скоростью в пределах 20—85 м!сек.
Коэффициент избытка воздуха изменялся от 0,65 до 1,85. Пламя
поддерживалось при помощи кольцевого стабилизатора 29
который мог размещаться на разных расстояниях от среза
форсунки. При этом степень предварительного испарения
топлива менялась в пределах 18—70%. В потоке воздуха
236

ния
происходила сепарация капель по размерам. Поэтому,
перемещая стабилизатор нормально к оси форсунки, можно было
менять размеры капель в потоке, сохраняя в каждом опыте
примерно монофракционный
состав распыла. Скорость
распространения пламени изучалась по
отпечаткам на фотографиях
внутреннего 3 и внешнего 4 конусов
факела по методу Михельсона.
Время горения определялось по
ширине зоны горения на оси факела
от точки начала горения до точки,
где по замерам температур и по
газовому анализу можно было
считать, что горение завершилось.
Основываясь на своих
опытах, автор рассматриваемой работы
приходит к выводу, что основное
значение для скорости
распространения пламени имеет
интенсивность турбулентности.
Значительно слабее — влияние избытка
воздуха. Влияния остальных
условий не удалось обнаружить.
Результаты опытов представлены на рис. 9-9. На оси
абсцисс отложен избыток воздуха, на оси ординат —
отношение скорости
распространения пламени
к пульсационной
скорости потока. Для
сравнения на том же
графике дается скорость
распространения
горения в гомогенной смеси
воздуха с парами того
же топлива. Как видно
из графика, если
избыток воздуха а больше 1,3
и меньше 0,6, то скорость распространения пламени в
двухфазной смеси больше, чем в гомогенной. Здесь также не
наблюдается максимума при а = 0,8 -н 0,9.
Время горения для двухфазной смеси оказалось большим,
чем для гомогенной. Оно довольно сильно зависит от размера
капель, однако не в той степени, как это вытекает из диффу-
237
Рис. 9-8. Схема опытной
установки для изучения горе-
распыленного жидкого
топлива.
гу*£
О А в —
,7s
,1
ос
4,0
2fi\
0,6 0,8
Рис. 9-9. Влияние турбулизатора
полноту сгорания топлива.
/ — двухфазная смесь; 2 — однородная
газовая смесь.
1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
на

зионной теории. Так, при скорости потока около 40 м/сек
и интенсивности турбулентности, равной примерно 3,5%,
время горения капель размером 55 мк вдвое меньше
времени горения капель диаметром ПО мк. По диффузионной
теории время горения должно быть пропорционально
квадрату диаметра. Расхождение может быть вызвано
температурными условиями процесса, некоторым отставанием
капель от потока при ускорении потока после перехода
через фронт пламени, а также влиянием кинетики, которое
тем сильнее, чем мельче капли.
Нужно отметить, что, по представленным материалам,
скорость турбулентных пульсаций набегающего потока
сильно влияет и на время горения смеси. Это находится
в противоречии с некоторыми другими работами, в которых
не обнаружено значительного влияния турбулентности на
входе на тепло и массообмен между потоком и взвешенными
частицами.
Следует отметить, что специальных исследований,
непосредственно определяющих влияние скоростей турбулентных
пульсаций на время горения или скорость пламени, автор,
по-видимому, не проводил. При изменении скорости потока
менялась и скорость пульсации, так как интенсивность
турбулентности оставалась постоянной (около 3,5%). Эффект,
полученный при изменении скорости потока, автор
приписывает только изменению пульсационной скорости. Это
утверждение не представляется достаточно убедительным.
Вообще же следует еще учесть, что в натурном факеле
размеры капель различны, и поэтому условия горения будут
отличаться от тех, которые были в рассматриваемой работе.
В другой работе [Л. 9-2] специально изучалось влияние
турбулентности потока на входе в зону горения на степень
выгорания топлива rj при разных степенях предварительного
испарения топлива. Установкой решетки достигалось
увеличение степени турбулизации на входе в камеру горения
с 4—6 до 11 —16%, т. е. в 2,7 раза. На рис. 9-10 даны
значения степени выгорания топлив В0 (и соответственно
содержания углекислоты в газах) на условном расстоянии 750 мм
от стабилизатора при разных количествах предварительно
испаренного топлива В0.
При одном и том же избытке воздуха (а = 1) и
одинаковом расходе топлива опыты велись при двух начальных
средних диаметрах капли 90 и 290 мк. По опытам оказалось,
что при диаметре капли в 90 мк влияния турбулентности
не обнаружилось. При грубом распыле — начальном диа-
238

метре капли в 290 мк — турбулентность оказывает
заметное влияние в случае слабой степени предварительного
испарения. Можно полагать, что это вызвано увеличением
коэффициентов теплоотдачи из-за наличия большой
относительной скорости между газовым потоком и каплей.
Грубая капля не увлекается турбулентными пульсациями, и это
улучшает тепло и массообмен между ней и потоком.
20 40 60 80
Рис. 9-10. Выгорание капель г\ при разной степени
предварительного испарения топлива В0 при наличии (Д) и отсутствии (о)
турбулизирующей решетки.
Размер капель: а — 90 мк; б — 290 мк.
В данной работе так же, как и в некоторых
рассмотренных выше, выявилось, что время горения в факеле капель
разных размеров растет с увеличением размера значительно
медленнее, чем по квадратичной зависимости, как это
следует из диффузионной теории. Одной из причин является
влияние турбулентности. Наряду с этим, по-видимому,
имеют значение и кинетические условия, а также то, что
при увеличении скорости потока в результате горения более
крупные капли отстают, дольше задерживаясь поэтому
в зоне горения.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ МЕТОДИКИ
ИСПЫТАНИЯ РАСПЫЛИТЕЛЕЙ
При экспериментальном исследованиу распыливания
жидкости форсунками основными определяемыми
величинами являются: коэффициент расхода форсунки,
распределение диспергированной жидкости по сечению струи,
239

угол конусности струи, распределение капель по размеру
и средний диаметр капель.
Исследование распыливания удобно проводить в
холодном состоянии, при отсутствии горения. Для форсунок,
предназначенных для технологических целей, такое
состояние полностью соответствует рабочим условиям. Что же
касается форсунок, распыливающих жидкое топливо, то
картина, получаемая в холодном состоянии, будет
соответствовать условиям существования струи непосредственно
по ^выходе ее из распылителя. Естественно, что наиболее
желательным является распыливание рабочей жидкости,
т. е. той, которая применяется в данных условиях и в
данном агрегате. Однако для удобства проведения эксперимента
часто применяют другую жидкость (обычно воду, которую
легче и удобнее исследовать). В этом случае при помощи
зависимостей, изложенных в предыдущих главах, можно
полученные результаты перенести на условия,
соответствующие физическим свойствам рабочей жидкости.
Испытание форсунок обычно проводится на
специальных стендах. При установке форсунки вертикально сверху
вниз обеспечивается существование оси симметрии и
облегчаются условия проведения эксперимента. Один из
стендов для исследования распыливания лабораторными
пневматическими форсунками представлен на рис. 10-1 [Л. 10-2].
Рабочая жидкость давлением воздуха вытесняется из
измерительной бюретки /, которая служит топливным баком,
и через трубку 2 поступает в форсунку воздушного
распыливания 3. Поток воздуха от компрессора 4, пройдя
уравнительный бак 5, разветвляется: через отросток 6 и емкость 7
он поступает к устью форсунки для распыливания, а через
отросток 8 — в топливный бак / для транспортировки
жидкости. Расход воздуха измеряется реометром 9, а его
давление — манометрами 10, 11 и 12.
Расход жидкости определяется по градуированной
бюретке /, емкость которой составляет 200 см3. Точность
отсчета находится в пределах 2 см3.
Распределение жидкости по сечению распыленной струи
определяется мензурками 13, укрепленными на рамке 14,
которая передвигается по высоте вдоль стоек 15 и
закрепляется на определенном уровне зажимами 16. Этим самым
представляется возможность получать распределение топлива
по сечению струи на разных высотах, т. е. на разном
удалении от устья форсунки. Количество жидкости в мензурках
определйется взвешиванием или по объемному содержанию.
240

11 11
Рис. 10-1. Схема установки лабораторного типа.

Для определения плотности орошения факела замеры
проводятся на разных расстояниях по длине струи.
Расположение мензурок по сечению струи показано на рис. 10-2.
Объемный расход жидкости определяется по формуле:
У0 = 1г-[см*/сек], (10-1)
где V — объем распыленной жидкости в 1 см3, замеренный
бюреткой 1\
t — время опыта, сек.
Далее определяется весовой расход жидкости:
G = 3,6 VQy [кг/час], (10-2)
где у — объемный вес
жидкости, г/см3.
Коэффициент расхода
форсунки может быть
рассчитан по формуле:
Б = —^=-> (Ю-3)
где со — площадь
поперечного сечения
жидкостного сопла,
cM2;g=98l см/сек;
Н — напор жидкости
перед
форсункой, хм;
Рис. 10-2. Схема расположения
мензурок и предметных стекол по
сечению струи.
Н = -Р^ + М;
у
Ро/У
манометрическое давление, замеренное
манометром, см вод. ст.;
Л/г — разность уровней жидкости у бюретки и у устья
сопла, см.
По данным взвешивания определяется плотность
орошения qt — вес жидкости, проходящей в единицу времени
через единицу площади плоскости, отстоящей на заданном
расстоянии от устья сопла:
Я1
4i =
ht
[г/см2-сек],
(10-4)
где ft
fi
242
вес жидкости в t-тои мензурке;
площадь поперечного сечения t'-той мензурки.

Для сравнения плотностей орошения при разных
расходах величину qi выражают в процентах от общего расхода:
Я1% = ^-[%Ь (Ю-4')
Построение кривой зависимости
qi=f(ri) (10-5)
Рис. 10-3. Схема установки для испытания форсунок.
дает возможность определить ширину факела R0 на разных
расстояниях от устья распылителя А и на основании этого
рассчитать угол конусности струи:
tgq> = -§>-. (Ю-6)
В том случае, когда распределение жидкости по сечению
определяется объемным способом (замеряются объемы Vt
жидкости в мензурках), плотность орошения рассчитывается
из соотношения:
<&% = 7$г-[%]- (10-Я
Один из стендов для испытания низконапорных
пневматических форсунок [Л. 10-2] представлен на рис. 10-3.
Центральная часть стенда представляет собой деревянную
16* 243

камеру /, вверху которой устанавливают в вертикальном
положении испытуемые форсунки 2. Низ камеры
приспособлен к собиранию отработанной жидкости. Воздух подают
центробежным вентилятором 3 и расход его замеряют
шайбой 4 и манометром 5. Давление воздуха измеряют
манометрами 6 и 7, а температуру — термометром 8. Отросток 9
служит для более удобного регулирования расхода воздуха
и, кроме того, предупреждает перегрев вентилятора при
малых расходах. Топливо из расходного бака 10 поступает
в форсунку 2 под давлением, создаваемым компрессором 11.
Внизу расходного бака имеется отросток для слива жидкости,
а вверху — воронка для заполнения, манометр 12 и карман
с термометром 13. Для работы с высоковязкими жидкостями
предусмотрен нагреватель 14. Расход топлива измеряют
при помощи мерного стекла. Внутри деревянной камеры 1
находится рама с боковыми направляющими, на которые
по центру струи устанавливают планку с мензурками 15
для исследования плотности факела по диаметру струи.
Шесть рядов направляющих, закрепленных на раме по
высоте, определяют положение мензурок по отношению к устью
форсунки. Первая направляющая находится на расстоянии
450 мм от форсунки. Остальные направляющие
расположены через 200 мм друг от друга. Методика проведения и
обработка опытов совпадают с изложенной выше.
Эта установка может быть использована также для
испытания форсунок в горизонтальном положении. В этом
случае топливо из напорного бака 10 поступает в форсунку 16.
Давление воздуха при этой схеме измеряется манометрами 6
и 17.
Центральную часть стенда нередко используют и для
испытания центробежных форсунок [Л. 10-1 1. В этом
случае воздушную линию отключают. Для подачи жидкости
используют насос высокого давления, но можно обойтись
и мерным баком, находящимся под давлением, создаваемым
баллоном сжатого воздуха.
В некоторых установках распыленную жидкость
улавливают в секторные сосуды, разделенные на части
цилиндрическими, концентрически расположенными перегородками,
как это показано на рис. 10-4 [Л. 10-61. Угол конусности
струи можно определить также фотографированием
распыленной струи с последующим замером угла. Недостатком
таких улавливателей является то, что они перегораживают
значительную часть сечения струи, что может привести
к некоторым искажениям процесса.
244

Для определения степени дисперсности струи все капли
в струе разделяют на ряд групп по размерам. При этом
средний диаметр капель dt в каждой группе рассчитывают как
среднеарифметический. Так, dL = 12,5 мк для капель от О
до 25 мк; 37,5 мк для капель от 25 до 50 мк; 62,5 мк для
капель от 50 до 75 мк и т. д. Экспериментально определяют
число капель в группе, после чего рассчитывают по форму
лам (1-2)—(1-8) средний диаметр
капель и по формулам (1-9)
и (1-10) — распределение их
по размерам.
Существует ряд методов
определения числа и размеров
капель в факеле. Наиболее
распространенными являются
методы:
а} улавливания капель;
б) отпечатков;
в) использования
расплавленного вещества с низкой
температурой плавления с
последующим отвердеванием
капель в полете;
г) фотографирования капель
в полете.
При использовании
метода улавливания
капель предметные стекла ПО- Рис. 10-4. Секторные сосуды
крываЮТСЯ Слоем ВЯЗКОЙ ЖИД- Яля улавливания распыленной
кости, в которой капли распы- струи.
ленной жидкости не
растворяются. Толщина слоя покрытия должна быть больше
диаметра самых крупных капель, а плотность и вязкость —
таковы, чтобы капли тонули, не сливаясь друг с другом
и не теряя своей сферической формы. При распыливании
воды в качестве жидкости, улавливающей капли, можно
использовать смесь вазелина с трансформаторным маслом
в отношении 1 : 3; эта смесь обладает свойством долго
сохранять попавшие в нее капли, не допуская их слияния и
испарения. Для той же цели можно использовать касторовое
масло, но в этом случае необходимо, чтобы уловленные
капли ^до их измерения и подсчета содержались в
насыщенной атмосфере при определенной температуре.
Для улавливания капель необходимо специальное устрой-
^ 245

ство с затвором для отсечки капель. Можно рекомендовать,
например, прибор (поз. 18 на рис. 10-3), представляющий
собой цилиндр с прорезью, который вращается вокруг
неподвижной оси. На последнюю устанавливают предметные
стекла, покрытые улавливающим составом. Устанавливать
предметные стекла надо обязательно на уровне верхнего
края мензурок и так, чтобы количество и место их установки
соответствовали количеству и месту установки мензурок.
При повороте цилиндра имеющаяся в нем прорезь с большой
скоростью проходит над предметными стеклами, что и
обеспечивает отсечку отдельных капель. Прибор устанавливают
на направляющих рамы, вместо планки с мензурками
[Л. 10-2].
Предметные стекла с уловленными каплями помещают
под микроскопом с мерной сеткой, цена деления которой
определяет интервал размеров капель в группе. Далее
производят либо непосредственный подсчет числа капель
в группах, либо их микрофотографирование [Л. 10-2] с
последующим подсчетом числа капель. Недостатком этого
метода является его трудоемкость, так как для получения
правильной картины распределения капель по размерам
число капель в пробе должно быть большим (не менее
нескольких сотен).
В последнее время многие исследователи определяют
число и размер капель при помощи автоматических счетных
устройств разных систем.
Методом улавливания на предметные стекла нельзя
отметить мельчайшие капли, несущиеся в потоке газа, так
как они отклоняются вместе с газом. Однако практически
величина ошибки очень мала, так как суммарный объем
этих капель незначителен.
Полученные дискретные диаметры капель каждого
участка характеризуют распыленную массу, которая
определяется плотностью орошения и площадью
соответствующего полукольцевого участка. Среднемассовый диаметр
находят в результате суммирования массы жидкости,
распределенной по каплям на соответствующих участках:
к
В целях контроля следует по результатам подсчета
капель и непосредственным замерам плотности оро-
246

шения составить материальный баланс в виде
равенства:
~2л
Як расч f / j ^i 5 ™ замеР' * '
где / — площадь поля зрения микроскопа;
nt — число капель среднего диаметра dt в группе;
i — номер группы; изменяется от 1 до га;
к — номер кольцевого сечения;
qK — плотность орошения на расстоянии гк от оси струи;
/к — площадь кольцевого сечения;
гк — средний радиус кольцевого сечения;
G — расход жидкости.
Для улавливания капель при распыливании
углеводородных жидкостей и минеральных масел часто применяют
метод отпечатков.
Подсчет числа капель и определение их размеров
производят по способу, описанному выше. Разница заключается
лишь в том, что капли улавливают на предметные стекла,
покрытые слоем сажи, поверх которой нанесен слой окиси
магния. Этот метод не пригоден для улавливания капель воды
и водных растворов, так как капли этого рода растекаются
и теряют первоначальную форму. Размер отпечатков
несколько отличается от истинного размера капель.
По данным Стокера [Л. 10-13], соотношение между
диаметром капли и диаметром ее отпечатка на слое сажи
определяется формулой:
-J =0,77We1-5, (10-8)
где &' — диаметр отпечатка;
d — диаметр капли;
а
где q — плотность жидкости (капли);
'v—скорость удара капли;
о — коэффициент поверхностного натяжения капли
относительно воздуха.
Эта зависимость была уточнена Струлевичем и Дитя-
киным, которые нашли, что величина did зависит также от
относительной толщины слоя сажи:
^ = /(We,4). (Ю-9)
247

В свою очередь, число We— переменное и выражается
уравнением:
We = /X(A, Re*), (Ю-10)
где h — толщина слоя сажи;
Н*
(х — вязкость сажи.
Число We имеет максимум при — = _ре*.
Проведенные [Л. 10-8] опыты показали, что при толщине
слоя сажи более 1,5 диаметра капель размер отпечатка
практически совпадает с размером капли (отклонение этих
размеров не превышает 2—3%). Так, при диаметрах капель
не более 500 мк — толщина слоя сажи должна составлять
0,7—0,75 мм.
В последнее время все большее распространение находит
метод использования расплавленного
вещества с низкой температурой
плавления с последующим отвердеванием
капель в полете. Отвердевшие капли собирают,
просеивают через набор сит, установленных в порядке
убывания размера ячеек, и затем взвешивают остатки на
ситах. Этот способ может быть осуществлен либо путем
замораживания капель исследуемой жидкости в камере
холода, либо исследованием распыления топлива на модели.
В качестве модели подбирают такое вещество, которое при
комнатной температуре находится в твердом состоянии,
а при нагреве расплавляется и при некоторой температуре
обладает физическими свойствами (вязкостью, плотностью,
поверхностным натяжением), близкими к свойствам
изучаемого топлива.
Для обеспечения надежной работы головку форсунки
соответственно подогревают до температуры, при которой
исключается резкое охлаждение распыливаемой жидкости.
В качестве рабочего вещества часто используют парафин.
Вопросы, связанные с его распыливанием, подробно
исследовал Н. Н. Струлевич [см. Л. 10-5, стр. 184].
На рис. 10-5 изображена схема установки', примененная
Джойсом [Л. 10-11 ] для испытания на тонкость распылива-
ния четырех воздушных форсунок. Рабочей жидкостью
служил парафин с примесью 14% виннотена. Эту смесь
248

расплавляли и подогревали до 100° С (при этом она
была несколько перегрета). Вязкость ее составляла
16 10~6 м2/сек. Опыты проводились при постоянном
расходе — около 200 л/час. Форсунки обогревались горячей
водой с температурой около 100° С; воду пропускали по
специальным рубашкам. Одну из форсунок, не имевшую
рубашки, разогревали горячим воздухом, который
пропускали через головку форсунки до начала опыта. Во время
11' 10
Рис. 10-5. Схема установки.
/ — баллон с азотом; 2 — нагреватель; 3 — термостат; 4 — бак для рабочего
вещества (парафина); 5 — термометр; 6 — измерительная шайба; 7 —
испытуемая форсунка; 8 — вода; 9 — листы бумаги, покрывающие под камеры;
10 — воздушный баллон; // — воздушный нагреватель.
опыта застывшие на лету капли выпадали на под камеры
и улавливались на листы бумаги.
По окончании опыта основное количество застывших
капель (около 50%) взвешивали, затем опускали в воду
и в виде суспензии просеивали через сита. По полученным
данным строили кривые распределения.
На рис. 10-6 отчетливо видны капли, слипшиеся в
агломераты. Слипание это, по всей вероятности, произошло,
в основном, при улавливании и затронуло, очевидно, те
капли, которые к этому моменту находились в
полуразмягченном состоянии и еще не успели полностью застыть.
Мирошкин и Геллер рекомендуют в качестве вещества,,
моделирующего распыливание форсунками высоковязких
мазутов, применять церезин марки 57 с присадкой полимера
изобутилена [Л. 10-7]. Полимер изобутилена образует
с церезином однородную смесь, температура плавления
которой ниже 70° С. Предварительно расплавленный материал
после распыливания быстро застывает в объеме камеры
249

исследования и имеет достаточную прочность, позволяющую
подвергать его ситовому анализу.
Как это видно из рис. 10-7, вязкость смеси зависит от
температуры и процентного содержания полимера изобутилена.
На рисунке помещены вязкостные характеристики и других
Рис. 10-6. Капли, частично" слипшиеся в
агломераты (типичная фотография).
материалов, пригодных в качестве рабочих веществ при
испытании форсунок. Поверхностное натяжение смеси
церезина марки 57 с 30% полимера изобутилена при 70, 80 и 90° С
равно соответственно 2,74; 2,71 и 2,64-Ю"3 кГ/м.
Удельный вес той же смеси при 20° С равен 830 кг/м3. Уменьшение
массы капель вследствие испарения незначительно. Следует
иметь в виду, что при застывании капли могут несколько
деформироваться из-за сопротивления газовой среды и из-
250

300-
2004
150+20
n50
kO
30
$ 100
I
+ 15
60-
m
30+
1
В 20-
s
I
\~7
\-5 \—
10
9
8
6
5-
■2,5 §
L a
6
\—9-
12*
ih
1(r*
4 <l
л\
/tf^
-15
ч ""Sv
jVN
-J л
■*\
-// N
x
^
7
■1,7
-15 '
■1,4
V
■W
3^V6
50 60 70 80 90 100 110 120 130 °C
Температура жидкости
Рис. Ю-7. Зависимость вязкости моделирующих
жидкостей от температуры.
Номер
линии
1
2
3
4
5
в
Составные части
смеси, %
Церезин
марки 57
10
25
40
50
60
Полимер

изобутилена
100
90
75
60
50
40
i
1
Номер
1 линии
7
1 8
9
10
И
Составные части
смеси
Церезин
марки 57
70
75
80
86
100
о/
> /о

Полимер

изобутилена
30
25
20
14
_
12 — парафин (75%0) плюс полимер изобутилена (25%);
13 — нафталин; 14 — озокерит; 15 — парафин
экспортный (по данным ГрозНИИ); 16 — парафин очищенный
(по данным ГрозНИИ).
251

менять свой размер в результате изменения плотности. Оба
эти явления можно учесть, введя опытные коэффициенты.
Простота и сравнительно малая трудоемкость анализа
привлекают к этому методу большое внимание.
Фотометрический метод позволяет
определять размеры и число капель, распыливаемых не только
в атмосфере, но и в камере с избыточным давлением или под
вакуумом. Вместе с тем метод не лишен ряда недостатков:
Рис. 10-8. Схема экспериментальной установки.
а) нельзя одновременно фотографировать все сечение
факела;
б) получить распределение капель по сечению можно
только в результате сложения данных из фотографий разных
участков, полученных последовательно при одном и том же
режиме;
в) метод, так же как и предыдущие, весьма трудоемок,
ибо требует, помимо фотографирования, еще и счета капель;
г) известные трудности представляет правильное
определение положения капель различных размеров в
пространстве с целью выбора их при счете.
На рис. 10-8 представлена схема установки для изучения
распыливания при различных давлениях окружающей
среды [Л. 10-9]. Рабочая камера представляет собой трубу
252

с внутренним диаметром 450 мм и высотой между
фланцами 760 мм.
Фотокамера, осветительная труба и источник света
приболчены к стенкам трубы так, что имеют общую ось,
перпендикулярную оси струи при вертикальном
расположении форсунки /. Перемещение форсунки по высоте
осуществляется приспособлением 2У а поворот ее в вертикальной
плоскости на угол Э от 0 до 56° вокруг оси, проходящей
через устье сопла, осуществляется маховиком 3 с помощью
червячной передачи 4. Топливо подается по линии 5. Свет
от источника, представляющего собой плоскую ксеноновую
трубку б, проходит через тонкое отверстие и
конденсаторную линзу 7, окошко 8, трубу 9, затвор 10, дополнительную
трубу //, затвор 12, объектив аппарата 18, решетку 14
и попадает на пленку 15. Объектив вставлен в коническую
часть фотокамеры; перед объективом укреплено окошко
из пластмассы для защиты фотоаппарата от давления.
Диаметр линзы объектива составляет 32 мм, а ее фокальное
расстояние 89 мм. Решетка 14 состоит из проволоки
диаметром 0,0127 мм, ее отпечаток на фотографии дает
возможность подсчитывать капли.
Система затворов 10 и 12 предохраняет оптические
поверхности от загрязнения пленкой жидкости. Затворы имеют
диафрагму диаметром около 10 мм, открываемую на
0,12 сек (это дает возможность получить 24 снимка при
времени экспозиции V20o сек). Открытие затворов
синхронизировано с включением источника света при помощи
устройства 16 и осуществляется замыканием линий
электросети, включением соленоида и подачей газа в цилиндрик
с поршнем 17. В тех случаях, когда плотность струи велика,
.выдвигаются дополнительные трубы // диаметром около
19,5 мм, между которыми образуется узкая щель. Чтобы
предотвратить стекание капель с поверхности труб в щель,
на трубах сделаны небольшие выступы. Отражению капель
от стенок препятствуют экраны. Перед фотографированием
производится забор жидкости в трубку на уровне оси
фотокамеры с целью определения плотности орошения при
заданном угле Э. Фотографирование производится на
контрастную ортопленку, обладающую светочувствительностью
в узком интервале сине-зеленой области спектра.
Подсчет капель производится по компаратору с
увеличением в 20 раз. Таким образом, общее увеличение
составляет 182 раза, что позволяет определять размеры в
интервале 5 мк. Весьма важно правильно учитывать толщину слоя
253
/

поля, в котором подсчитываются капли разных размеров,
в связи с тем, что большие капли дают более яркие отпечатки,
чем малые капли на границе слоя. Мансон [Л. 10-12]
показал, что при изменении диаметра капель от 12,5 до 500 мк
толщина слоя, в котором подсчитываются капли, изменяется
от 3,7 до 8 мм. Йорк и Стабс [Л. 10-14] предложили
пользоваться при счете капель индикаторами, показывающими
наименьшую яркость изображения капель разных
размеров. В работе [Л. 10-9] предлагается использовать явление
Рис. 10-9. Зависимость ширины первого кольца
Френеля от положения капли.
дифракции, приводящее к образованию колец Френеля.
Ширина их определяется расстоянием от капли до
фокальной плоскости ее изображения на пленке, воспринимающей
монохроматический свет. Выбрав толщину слоя, в котором
производится счет капель, можно по рис. 10-9 установить
предельную ширину дифракционных колец капель, которые
подлежат учету.
Известен и другой метод применения фотографирования
для определения размера капель [Л. 10-10].
Оригинальный метод для исследования размеров капель
при распыливании форсунками разработан Ю. Ю. Жит-
ковским [Л. 10-3]. Схема выносного блока для исследования
капель углеводородных топлив представлена на рис. 10-10.
Размер капель определяют по их электрической емкости,
для чего проводят предварительную тарировку,
устанавливая зависимость изменения емкости от размеров капель.
254

Последние определяют, улавливая капли на пластинки,
покрытые слоем сажи, на который нанесен дополнительный
слой магния. Зонд, введенный в поток распыленной жидкости,
воспринимает импульсы от падающих капель.
Первый каскад усилителя, выполненный в виде каскада
с плавающей сеткой, помещен рядом с датчиком. Следующий
каскад, собранный по схеме катодного повторителя,
предохраняет предыдущий каскад от шунтирующего влияния
\Зонд
Ш>
6Ж1Ж1
Зп<р
HI—
\120ком
+300 в
\ 100 MOM
< /000 в
^U т0,1мкт
Шком \\27aom
6С1Ж1
002 мтр
fmaf
1мкф
J 1Ном N 1,2 ком К усилителю
Рис. 10-10. Принципиальная схема выносного блока.
соединительного кабеля. Оба каскада и датчик собраны
в отдельном блоке. Импульсы с выносного блока попадают
в усилитель, где усиливаются до величины, определяемой
уровнем дискриминации. Затем они попадают в
анализирующие устройства, состоящие из дискриминатора уровня
и пересчетной схемы.
Серьезным недостатком этого метода, помимо его
сложности, является и то, что он пригоден, по утверждению его
автора, лишь в том случае, если абсолютная скорость
движения капель не превышает 1 м/сек, а плотность
прохождения равномерно распределенных капель составляет не более
104 — 105 на 1 сек через 1 см2.

ЛИТЕРАТУРА
К главе второй
2-1. Кирпич ев М. В., Теория подобия, изд. АН СССР, 1953.
2-2. Кочин Н. Е., Кибель И. А., Розе И. В.,
Теоретическая гидромеханика, Гостехиздат, 1948.
2-3. Кутателадзе С С, Стырикович М. А.,
Гидравлика газо-жидкостных систем, Госэнергоиздат, 1958.
2-4. Л е в и ч В. Г., Физико-химическая гидродинамика, Физматгиз,
1959.
2-5. Седов Л. И., Методы подобия и размерности в механике,
Гостехиздат, 1954.
2-6. Эй гене он Л. С, Моделирование, Сов. Наука, 1952.
К главе третьей
3-1. Блинов В. И., Фейнберг Е. Л., О пульсации струи
и разрыве ее на капли, ЖТФ, 1933, III, вып. 5.
3-2. Be6eji K-, Распад струи жидкости, Сб. Двигатели
внутреннего сгорания, под ред. С. Н. Васильева, ОПТИ НКТП СССР, 1936.
3-3. Верещагин Л. Ф., Семерчан А. А., Секоян С. С,
К вопросу о распаде высокоскоростной водяной струи, ЖТФ, 1959,
XXIX, № 1.
3-4. В и тм а н Л. А., Распиливание вязкой жидкости форсунками
нецентробежного типа, Сб. научных работ ЛИМСХ, X, Лениздат, 1953.
3-5. В и т м а н Л. А., О расчете длины сплошной части при распаде
струи жидкости, Сб. Вопросы теплоотдачи и гидравлики двухфазных сред,
Госэнергоиздат, 1961.
3-6. Витман Л. А., Кацнельсон Б. Д., Эфрос М. М.,
Распыливание жидкого топлива пневматическими форсунками, Сб.
Вопросы аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах,
под ред. Г. Ф. Кнорре, Госэнергоиздат, 1958.
3-7. Волынский М. С, О дроблении капель в потоке воздуха,
ДАН СССР, 1948, 62, № 3.
3-8. Ген лей н А., Распад струи жидкости, Сб. Двигатели
внутреннего сгорания, под ред. С. Н. Васильева, ОНТИ НКТП СССР, 1936.
3-9*. Гольдфельдер О., О процессе распада струи в
зависимости от формы сопла и противодавления, Сб. Двигатели внутреннего
сгорания, под ред. С. Н. Васильева, ОНТИ НКТП СССР, 1936.
3-10. Дементьев В. Г., Опыт применения высокоскоростной
киносъемки для изучения форм распада водяных струй в воздухе,
Известия ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева, 52, Госэнергоиздат, 1954.
3-11. Д и т я к и и Ю. Ф., Об устойчивости и распаде на капли
жидкой струи эллиптического сечения, Известия АН СССР, ОТН, 1954,
№ 10.
256

3-12. Кнорре Г. Ф., Топочные процессы, Госэнергоиздат, 1959.
3-13. Левин В. Г., Физико-химическая гидродинамика, Физмат-
гиз, 1959.
3-14. Лышевский А. С, Дробление струи невязкой жидкости,
вытекающей из щелевой форсунки, Тр. Новочеркасского
политехнического института, 90, № 1, 1958.
3-15. Лышевский А. С, Влияние окружающей среды на
устойчивость и распад полой струи вязкой жидкости, Тр. Новочеркасского
политехнического института, 90, 1958.
3-16. Лышевский А. С, Об устойчивости и распаде плоской
струи вязкой жидкости, окруженной другой вязкой жидкостью, Тр.
Новочеркасского политехнического института, 86, 1959.
• 3-17. Релей, Д. В., Теория звука, II, Госэнергоиздат, 1955.
3-18. Троцкий Я-, К вопросу о распадении жидкой струи на
капли, ЖТФ, 1933, III, вып. 5.
3-19. М i esse С С, Correlation of experimental data on the
disintegration of liquid jets, Ind. a. Eng. Chemistry, 1955, 47, № 9.
3-20. Probert R. P., The influence of spray particle size and
distribution in the combustion of oil droplets, Phil. Mag., 1946, 37, № 265.
3-21. Tresch, Chemie Eng. Technik, 1954, 26, № 6.
К главе четвертой
4-1. Абрамович Г. Н., Прикладная газовая динамика, Гостех-
издат, 1958.
4-2. Блох А. Г., К и ч к и н а Е. С, Распыливание жидкого
топлива механическими форсунками центробежного типа, Сб. Вопросы
аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах,
Госэнергоиздат, 1958.
4-3. Блох А. Г., К и ч к и н а Е. С, О коэффициентах расхода
и углах конусности факела, Теплоэнергетика, 1957, № 10.
4-4. Геллер 3. И., Мирошкин М. Я-, Гидравлические
характеристики центробежных форсунок, Известия высших учебных заведений,
серия «Энергетика», 1960, № 3.
4-5. Д у н с к и й В. Ф., О коагуляции при распылении жидкости,
ЖТФ, 1956, 26, № 6.
4-6. Засс Ф., Сб. Двигатели внутреннего сгорания, под ред.
С Н. Васильева, ОНТИ НКТП СССР, 1936.
4-7. Кнорре Г. Ф., Топочные процессы, Госэнергоиздат, 1959.
4-8. Ли Д. У., Сб. Двигатели внутреннего сгорания под ред.
С. Н. Васильева, ОНТИ НКТП СССР, 1936.
4-9. Лышевский А. С., Тонкость распыливания жидкого
топлива обычными форсунками, Теплоэнергетика, 1956, № 10.
4-10. Основы горения углеводородных топлив, Издат. иностранной
литературы, 1960.
4-11. Талаквадзе В. В., Теория и расчет центробежной
форсунки, Теплоэнергетика, 1961, № 2.
4-12. Уатсон Э., Кларк Дж., Аппаратура и процессы
сгорания, Сб. Физика и химия реактивного движения № 3, Издат.
иностранной литературы, 1949.
4-13. Binnie A.M., Harris D. P., The Quart. Journ. of Mech.
a. Appl. Mathematics, 1950, 3, part 1.
4-14. D e С о г s o, Effect of ambient and fuel pressure on spray drop
size, Journ. of Eng. for Power, Trans. ASME, Series A, 1960, 82, № 1. •
4-15. D о u m a s M., L a s t e r R., Liquid-film properties for
centrifugal spray nozzles, Chem. Eng. Progress, 1953, 49, № 10.
17 Заказ 803 257

4-16. Fraser R. P., Sixth Symposium (International) on
Combustion, 1957, New York, London.
4-17. Gi f f enen E., Lamb A. J., The effect of air density on
spray atomization, The Motor Industry Research Ass., Report № 1953/5.
4-18. Pohlhausen K-, Zeitschr. f. angew. Math, und Mech.,
1921, № l.
4-19. Tate R. W., M a r s с h a 1 1 W. R., Atomization by
centrifugal pressure nozzles, Chem. Eng. Progress, 1953, 49, № 4 a. 5.
4-20. Taylor G. I., Proc. of the 7-th Internat. Congress for appl.
Mechanics, 1948, 2, part 1.
4-21. Taylor G. I., The Quart. Journ. of Mech. a. Appl.
Mathematics, 1950, 3, part 2.
4-22. Turner G. M., M о u 1 t о n R. W., Drop size distribution
from spray nozzles, Chem. Eng. Progress, 1953, 49, № 4.
4-23. Woltjen A., Uber die Feinheit der Brennstoff-zerstaubung,
Darmstadt, 1925.
К главе пятой
5-1. Баум В. А., Исследование процесса турбулентного
перемешивания в потоке жидкости, 1952, Изв. АН СССР, ОТН, 2.
5-2. В и тм а н Л. А., Распыливаиие вязкой жидкости форсунками
нецентробежного типа, Сб. научных работ ЛИМСХ, X, Лениздат, 1953.
5-3. Витман Л. А., Исследование плотности орошения
распыленной струей жидкости, Сб. научных работ ЛСХИ, XI, Сельхозгиз, 1955.
5-4. Витман Л. А., Некоторые закономерности распиливания
жидкости пневматическими форсунками, Сб. Вопросы аэродинамики
и теплопередачи в котельно-топочных процессах, Госэнергоиздат, 1958.
5-5. Витман Л. А., К а ц н е л ь с о н Б. Д., Эфрос М. М.,
Распиливание жидкого топлива пневматическими форсунками, Сб. бо-
просы аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах,
Госэнергоиздат, 1958.
5-6. Кац нельсон Б. Д., Шваб В. А., Исследование распы-
ливания мазута, Сб. Исследование процессов горения натурального
топлива, под ред. Г. Ф. Кнорре, Госэнергоиздат, 1948.
5-7. Лебедев П. Д., Вер-ба М. И., Леончик Б. И.,
Некоторые закономерности распыливаиия перегретой жидкости,
Известия высших учебных заведений, серия «Энергетика», 1959, № 10.
5-8. Лойцянский Л. Г., Распределение закрученной струи
в безграничном пространстве, заполненном той же жидкостью,
Прикладная математика и механика, Изв. АН СССР, 1953, XVII, вып. 1.
5-9. Л я х о в с к и й Д. Н., Аэродинамика струевых и факельных
процессов, Теплопередача и аэродинамика, кн. 12, Машгиз, 1949.
5-10. Основы горения углеводородных топ л ив, Издат. иностранной
литературы, 1960.
5-11. Трубчиков Б. Я., Тепловой метод измерения
турбулентности в аэродинамических трубах, Изд. ЦАГИ, 1938, вып. 372.
5-12. С о п г о у Е. Н., Johnstone H. F., Combustion of sulfur
in a ventury spray burner, Ind. a Eng. Chem., 1949, 41, № 12.
.5-13. G о 1 i t z i n e N., Sharp С R., Badham L. G., Spray
nozzles for simulation of cloud conditions in icing tests of jet engines, Rep. 14
Nat. Aero Est (Canada), 1951.
5-14. H e a t h H., R a d с 1 i f f e A., The performance of an air
blast atomisers, Rep. NR71 British NGTE, 1950.
5-15. Inge bo R. D., Vaporization Rates a. drag coefficients for
isooctane sprays in turbulent air stream, NACA TN 3265, 1954.
258

5-16. Nukiyama S., Tanasawa J., Experiments on the
atomisation of liquids in an air stream, Rep. 1 Trans, from Trans. Soc. Mech.
Eng. (Japan), 1938, 4, № 14.
5-17. Nukiyama S., Tanasawa J., Experiments on the
atomisation of liquids in an air stream, Rep. 2 Trans, from Trans. Soc. Mech.
Eng. (Japan), 1938, 4, № 15.
5-18. Nukiyama S., Tanasawa J., Experiments on the
atomisation of liquids in an air stream, Rep. 4 Trans, from Trans. Soc. Mech.
Eng. (Japan), 1938, 5, № 18.
5-19. R a dc liff e A., Clare H., Rep. NR 144 British NGTE, 1953.
К главе шестой
6-1. Б е р м а н С. С, Форсунки и мазутное хозяйство горячих цехов,
Гостехиздат, 1950.
6-2. В и т м а н Л. А., Кацнельсои Б. Д., Эфрос М. М.3
Распыливание жидкого топлива пневматическими форсунками, Сб. Вопросы
аэродинамики и теплопередачи в 'котельно-топочных процессах, Гос-
энергоиздат, 1958.
6-3. Завьялов Н. М., Многоструйная форсунка высокого
давления, предложение В. Г. Каплана и Д. М. Макарова, ТЕХСО, № 1180/14,
1953.
6-4. 3 а м а з и й И. О., С ы р к и н С. Н., Регулируемая форсунка
для распыливания жидкостей, Котлотурбостроение, 1936, № 9.
6-5. Карабин А. И., Сжигание жидкого топлива в
промышленных установках, Металлургиздат, 1957.
6-6. Кацнельсон Б. Д., Шваб В. А., Исследование
распыливания мазута, Сб. Исследование процессов горения натурального
топлива, под ред. Г. Ф. Кнорре, Госэнергоиздат, 1948.
6-7. Кириллов И. И., Газовые турбины и газотурбинные
установки, Машгиз, 1956.
6-8. К и та ев Б. И., Кокарев Н. Н., Б у та нов Д. И.,
Замотаев С. П., Пути изыскания эффективного мазутного факела,
Сталь, 1948, № 3.
6-9. Конструкции горелок и форсунок для нагревательных печей,
Трансжелдориздат, 1961.
6-10. К о р н и ц к и й С. Я-, Сравнительные испытания паровых
форсунок, Известия ВТИ, 1931, № 9 (68).
6-11. Котельные установки, т. 1, под общей ред. М. В. Кирпичева,
Э. Н. Ромма, Т. Т. Усенко, Госэнергоиздат, 1941.
6-12. Кузнецов Л. А., Камеры сгорания стационарных
газотурбинных установок, Машгиз, 1957.
6-13. К у р о ч к и и Н. Н., Камеры сгорания газотурбинных
двигателей, Госэнергоиздат, 1955.
6-14. Любимов И. П., Короткофакельное сжигание высоковязких
мазутов как метод улучшения процесса их горения, Сб. Энергоснабжение
и эксплуатация энергоустановок нефтяной промышленности, Гостоптёх-
издат, 1952.
6-15. Мате в ос ян Л. А., Форсунка, обеспечивающая хорошее
распыление мазута при небольшом давлении воздуха, предложение
Н. В. Ктрджана, ТЕХСО № 1653/68, 1953.
6-16. Рамзин Л. К., Козли не кий Г. Ю., Нови Ю. О.,
Применение парафинистого мазута в котельных установках, Известия
ВТИ, 1927, № 2/25).
17*
259

6-17. X а с л а м Р. Т., Р у с с е л ь Р. П., Топливо и его
сжигание, ОНТИ НКТП СССР, 1934.
6-18. Ходоров Е. И., Печи цементной промышленности, Пром-
стройиздат, 1950.
6-19. Цыганков А. 3., Испытания форсунок и кладок для
паровозов, Госэнергоиздат, 1931.
6-20. Эфрос М. М., Исследование форсунок низкого давления для
сжигания мазута, Труды Всесоюзной научно-технической сессии по
промышленным печам, Госэнергоиздат, 1949.
6-21. К о 1 b e H., Der wirtschaftliche Dampfkesselbetrieb, I, Halle,
1958.
К главе седьмой
7-1. Кац нельсон Б. Д., Кнорре Г. Ф., Горение мазута
с предварительной газификацией, Сб. Исследование процессов горения
натурального топлива, под ред. проф. Г. Ф. Кнорре, Госэнергоиздат, 1948.
7-2. Кнорре Г. Ф., Топочные процессы, Госэнергоиздат, 1959.
7-3. Т р о й б С. Г., Носов Г. Л. и др.,
Промышленно-экономический бюллетень № 3, Свердловский совнархоз, Центральное бюро
технической информации, 1957.
7-4. IV Международный нефтяной конгресс, Рим, 1955, VII,
Применение нефтепродуктов, Гостоптехиздат, 1956.
7-5. The Engineer, 1955, июнь, 200, № 5191.
7-6. R e s k i n L., Application of high velocity combustion to the steel
industry, Iron a. Steel Industry, 1955, 32, № 4.
К главе восьмой
8-1. Агафонова Ф.А., Гуревич М.А., Палеев И. И.,
К теории горения капли жидкого топлива, ЖТФ, 1957, XXVII, № 8.
8-2. Болт Д., Б ой ль Т., Арбор А., Сгорание жидкого
распыленного топлива, Вопросы ракетной техники, 1957, № 5.
8-3. Варшавский Г. А., Горение капли жидкого топлива,
(диффузионная теория), изд. БНТ НКАП, 1945.
8-4. Г о л д с м и т М., Опыты по горению отдельных капель топлива,
Вопросы ракетной техники, 1957, № 4.
8-5. Голдсмит М., Пеннер С, О горении индивидуальных
капель топлива в окислительной атмосфере, Вопросы ракетной техники,
1955, № 2.
8-6. Г р е б е р Г., Э р к С, Григулль У., Основы учения
о теплообмене, Издат. иностранной литературы, 1958.
8-7. Гуревич М. А., Штейнберг В. Б., Температура
пламени одиночной капли жидкого топлива, ЖТФ, 1958, XXVIII, № 2.
8-8. Кутателадзе С. С, Бориша некий В. М.,
Справочник по теплопередаче, Госэнергоиздат, 1959.
8-9. Л о н г в е л л И., В е й с с М., Скорость
высокотемпературных реакций при горении углеводородов, Вопросы ракетной техники,
1956, № 6.
8-10. Михеев М. А., Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1956.
8-11. П а л е е в И. И., Агафонова Ф. А., Исследование
горения капель жидкого топлива, Сб. Вопросы аэродинамики и теплопередачи
в к отел ьн о-топ очных процессах, под ред. Г. Ф. Кнорре, Госэнергоиздат,
1958.
260

8-12. С п о л д и н г Д., Экспериментальное исследование горения
и затухания жидкого топлива на сферической поверхности, Вопросы
ракетной техники, 1954, № 3.
8-13. Ф е н н И., К а л ь к о т X., Энергия активации в условиях
горения при высокой температуре, Вопросы ракетной техники, 1955, № 3.
8-14. Ф р а н к - К а м е н е ц к и и Д. А., Диффузия и
теплопередача в химической кинетике, изд. АН СССР, 1947.
8-15. Ages ton G. A., Wood В. J., Wise H., Jet
propulsion, 1958, № 3.
8-16. Arch, fur Eisenhuttenwesen, 1951.
8-17. Bolt J. A., Saad M. A., Combustion rates of freely
falling fuel drops in a hot atmosphere, Sixth Symposium (International) on
Combustion, New York, London, 1957.
8-18. Goodsave G. A. E., Studies of the combustion of drops
in a fuel spray—the burning of single drops of fuel, Fourth Symposium
(International) on Combustion, Baltimore, 1953.
8-19. Hot t el H. C, Williams G. C, Simpson H. C,
Combustion of droplets of heavy liquid fuel, Fifth Symposium
(International) on Combustion, New York, 1955.
8-20. Inge bo R. D., Atomization, acceleration and vaporization
of liquid fuels, Sixth Symposium (International) on Combustion, p. 684,
New York, London, 1957.
8-21. Kumagai S., Isoda H., Combustion of fuel droplets
in a falling chamber, Sixth Symposium (International) on Combustion,
p. 727, New York, London, 1957.
8-22. Lor ell J., Wise H., Carr R. S., Journ. of chem. Phys.,
1956, № 2.
К главе девятой
9-1. Арефьев К.М., Масличенко П. А., Па леев И. И.,
Научно-технический информационный бюллетень Ленинградского
политехнического института, 1959, № 8.
9-2. Басевич В. Я-, Сб. Горение при пониженных давлениях
и некоторые вопросы стабилизации пламени в однофазных и двухфазных
системах, Изд. АН СССР, 1960, стр. 71.
9-3. Кнорре Г. Ф., Топочные процессы, Госэнергоиздат, 1959.
9-4. Михайлов А. Н., Горбунов Г. М., Борисов В. В.,
Красников Л. А., М а.р ков Н. И., Рабочий процесс и расчет
камер сгорания газотурбинных двигателей, Оборопгиз, 1959.
9-5. Основы горения углеводородных топлив, Издат. иностранной
литературы, 1960.
9-6. С п о л д и п г Д. Б., Основы теории горения, Госэнергоиздат,
1959.
9-7. Тихомиров В. Г., Основные характеристики горения
двухфазной топливовоздушной смеси, Сб. Горение двухфазных систем, Изд.
АН СССР, 1958, стр. 10.
9-8. Greenhough, Lefebvre, Sixth Symposium
(International) on Combustion, p. 858, New York—London, 1957.
9-9. Inge bo R. D., Vaporization Rates a. drag coefficients for
isooctane sprays in turbulent air stream, NACA TN 3265, 1954.
9-10. L о n g w e 1 1 J. P., Weiss M. A., High temperature
reaction rates in hydrocarbon combustion, Ind. a. Eng. Chem., 1955, 47, № 8.
9-11. Miesse С. С, On the Combustion of the liquid spray, Sixth
Symposium (International) on Combustion, p. 732, New York, London, 1957.
261

9-12. Р г о b е г t R. P., The influence of spray particle size and
distribution in the combustion of the oil droplets, Phil. Mag., 1946, 37, № 265,
p. 94.
9-13. Rex J. F., Fuhs A. E., Penner S. S., Jet propulsion,
1956, 26, p. 179.
9-14. Schope F., VDI-Forschungsheft, 1956, № 456.
9-15. S t a r к m a n E. S., Cat tang о A. G.,
McAllister S. H., Carbon formation in gas turbine combustion chambers, Ind.
a. Eng. Chem., 1951, № 12, p. 2822.
К главе десятой
10-1. Б л о х А. Г., К и ч к и н а Е. С, Распиливание жидкого
топлива механическими форсунками центробежного типа. Сб. Вопросы
аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах, Госэнерго-
издат, 1958.
10-2. В и т м а н Л. А., Кацнельсои Б. Д., Эфрос М. М.,
Распыливание жидкого топлива пневматическими форсунками, Сб.
Вопросы аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах,
Госэнергоиздат, 1958.
10-3. Житковский Ю. Ю., Электронное устройство для
исследования дисперсности распыленных жидкостей, Инженерно-физический
журнал, 1958, № 6.
10-4. Клэр Г., Рэдклифф А., Пневматическая форсунка
для распыливания вязких топлив, Вопросы ракетной техники, 1956, № 2.
10-5. Кнорре Г. Ф., Топочные процессы, Госэнергоиздат, 1959.
10-6. Кузнецов Н.М., Лебедев М. А., Топочные устройства
судовых паровых котлов, Судпромгиз, 1959.
10-7. Мирошкин М. Я-, Геллер 3. И., К вопросу о выборе
вещества для моделирования процесса распыливания высоковязких
остатков, Известия высших учебных заведений, серия «Нефть и газ», 1960, № 5.
10-8. П а н а с е н к о в Н. С, О влиянии турбулентности жидкой
струи на распыление, ЖТФ, 1951, XXI, № 2.
10-9. D е С о г s о, Effect of ambient and fuel pressure on spray
drop size, Journ. of Eng. for Power, Trans. ASME, series A, 1960, 82, № 1.
10-10. G e b h a r d t H., Die Tropfengrossen bei Drallzerstaiibung,
Brennstoff-Warme-Kraft, 1958, 10, № 8, 361—366.
10-11. Joyce J., Droplet size measurement of various, steel furnace
oil burners, Journ. Inst, fuel, 1953, 26, № 153.
10-12. Man son N., Banejea S. K., E d d i R., Dispositif
pourTetudemicrophotographique de la pulverisation de combustible liquide,
Revue de Г Inst. Frangais de Petrole, 1955, X, June.
10-13. Stoker R. H., Journ. appl. Phys., 1946, 17, №4.
10-14. York J.L., Stubbs H. E., Photographic analysis of sprays,
Trans. ASME, 1952, 74, 1157—1162.

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие редактора 3
Предисловие авторов 4
Перечень основных обозначений 8
Глава первая. Общие сведения о форсунках, принципы действия
и области применения *: 9
Глава вторая. Уравнения движения струй жидкости в потоке газа 17
2-1. Основные уравнения гидродинамики —
2-2. Условия механического взаимодействия на поверхности
раздела сред жидкость — газ 18
2-3. Система критериев подобия 20
Глава третья. Распад незакрученных жидких струй 21
3-1. Физический характер явления —
3-2. Аналитические решения 25
3-3. Система критериев, характеризующих распыливапие
незакрученной струи 39
3-4. Основные характеристики распыленной струи .... 40
3-5. Обобщение опытного материала по распаду
незакрученных струй 42
Глава четвертая. Распиливание жидкости центробежными
форсунками 49
4-1. Расход жидкости через центробежную форсунку и угол
конусности струи —
4-2. Пограничный слой в сходящемся сопле центробежного
распылителя 55
4-3. Опытные данные по определению коэффициента расхода
и угла конусности 61
4-4. Размеры капель при распиливании центробежными
форсунками 71
Глава пятая. Основные закономерности распыливания жидкости
пневматическими форсунками 85
5-1. Дисперсность струи при распиливании жидкости
пневматическими форсунками
5-2. Плотность орошения распыленной струей жидкости . . 109
263

Глава шестая. Конструктивные схемы и характеристики форсунок
механического и пневматического распиливания 118
6-1. Форсунки механического распиливания 119
6-2. Форсунки пневматического (или парового)
распиливания высокого давления 138
6-3. Форсунки смешанного воздушно-механического
распиливания 155
6-4. Пневматические форсунки низкого давления 158
6-5. Примеры расчета форсунок 174
Глава седьмая. Аппараты с предварительной газификацией жидкого
топлива 183
Глава восьмая. Горение единичной капли 191
8-1. Диффузионная теория —
8-2. Учет кинетических условий процесса 208
Глава девятая. Сжигание распыленного жидкого топлива в факеле 218
9-1. Общие положения —
9-2. Стабилизация горения 220
9-3. Расчет горения для некоторых упрощенных схем ; . . 228
Глава десятая. Некоторые вопросы методики испытания
распылителей 239
Литература 256

ОПЕЧАТКИ
Строка
Напечатано
Должно быть
4-я снизу
3-я снизу
Формула
(3-20)
8-я сверху
12-я сверху]
1-я снизу
Формула
(5-4)
Формула
(5-11)
17-я сверху
Формула
(9-5)
Формула
(9-6)
Формула
(9-8)
8 = а/Ь
0
1 — е2£2
формула (3-20)
2яг
^ж/^г
^ж
XRT
Dcx
рг
Pny"
1
I
(I-*2)
Ят (Яисп + спЬТ)
6 = bja
v2Qra
G
(1—83&2)
формула (3-19) при v = 0
2ла
Qr/Яж
d =
v
Qж
XRT
DPci
-ny"
1
1
pr
-ny"
fA—m
в & 4 x
Yt
X Я In
(Яисп + СпАТ)
Яисп
Витман. Заказ 803.