Основы техники распыливания жидкостей - Пажи Д.Г., Галустов В.С.

Author: Пажи Д.Г. Галустов В.С.

Tags: химическая технология жидкостей процессы и оборудование для обработки жидкостей или жидкостями химия химическая промышленность издательство химия серия процессы и аппараты химической инефтехимической технологии

Year: 1984

Similar

Основы техники гранулирования

Теоретические основы химической технологии

Основы массопередачи. Системы газ-жидкость, пар-жидкость, жидкость-жидкость

Эмульгаторы обратных эмульсий на основе моноэтаноламидов жирных кислот растительных масел

Text

Серия
,Процессы и аппараты
химической инефтехимической
технологии”'
Д.Г. Пажи, В. С. Галустов
ОСНОВЫ
ТЕХНИКИ
РАСПЫ ЛИВАНИЯ
ЖИДКОСТЕЙ
МОСКВА '
‘ ХИМИЯ, 1984
УДК 66.069.83
Пажи Д. Г., Галустов В. С.
Основы техники распыливания жидкостей. — М.:
Химия, 1984.
(Процессы и аппараты химической и нефтехимиче-
ской технологии.)
Изложены основы теории, методы расчета и проектирования
распыливающих устройств: форсуночных, дисковых, струйных,
ультразвуковых и др. Особое внимание уделено новым методом
распыливания: с газонасыщеннем, пульсационному, электрогид-
равлическому, комбинированным.
Для работников научно-исследовательских институтов и кон-
структорских бюро, создающих новые образцы распыливающих
устройств, а также для инженеров-технологов и инЖенеров-ме-
ханнков химических, пищевых, энергетических и других произ-
водств, занимающихся эксплуатацией распыливающих устройств.
256 с., 3 табл., 147 рис.; 226 библиографических ссылок.
Рецензенты: — кафедра «Конструирование аппаратов хими-
ческих Производств» МИХМа (канд. техн, на-
ук \ Жалинский И. Б. |, канд. техн, наук
1 Ластовцева Г. Н.); докт. техн, наук, проф.
Липатов Н. Н.
2801020000-180
П050(б1)-84
49.85
© Издательство «Химия», 1984 г.
Содержание
Предисловие Б
Глава 1. Формирование двухфазного газожидкостного потока при рас-
пиливании жидкостей 7
1.1. Характеристики газожидкостного факела 7
Классификация способов распыливания жидкостей 10
1.3. Распад пленок и струй при различных способах распыливания 13
1.4. Дробление и коалесценция капель 19
Глава 2. Гидродинамика газожидкостного факела распылеиной жидко-
сти 27
2.1. Современный подход к теоретическому описанию динамики двух-
фазных систем 27
2.2. Закономерности гидродинамики газожидкостного потока 28
2.3. Оценка действия сил, обусловленных различными эффектами 37
2.4. Уравнения для расчета коэффициента сопротивления 39
2.5. Гидродинамика одиночного свободного факела 41
2.6. Гидродинамика газожидкостного факела при наличии ограничива-
ющих стенок 47
2.7. Оценка упрощающих допущений , 51
2.8. Расчет оптимальной расстановки распылителей 55
Глава 3. Тепло-массообмен между каплями распыленной жидкости
и газом 58
3.1. Общие положения 58
3.2. Основные предпосылки для математического описания 60
3.3. Математическая модель тепло-массообмена . 63
3.4. Начальные и граничные условия 66
3.5. Оценка точности модели 68
Глава 4. Гидравлическое распиливание 71
4.1. Классификация гидравлических форсунок 71
.4.2. Струйные, с соударением струй и ударно-струйные форсунки 72
4.3. Центробежные форсунки ' 81
4.4. Истечение из центробежной форсунки подогретых, кипящих жидко-
стей и парожидкостных смесей 92
Глава 5. Распыливаиие жидкостей центробежно-струйными форсунками 106
с'о РаспаД струи жидкости при истечении из форсунки 106
с, Je4eHHe идеальной жидкости в форсунке 107
Течение вязкой жидкости в форсунке 114
5 4 диализ хаРактернстик центробежно-струйной форсунки 117
«•б. Влияние основных параметров на распределение плотности ороше-
ния 124
5.6. Расчет центробежно-струйных форсунок 127
0-7. Конструктивные схемы форсунок 132
3
Глава 6. Механическое распыливаиие 136
6.1. Классификация распылителей 136
6.2. Теоретические основы течения жидкости 137
6.3. Конструктивные схемы распылителей , 146
6.4. Монодисперсное распыливаиие жидкостей 155
Глава 7. Пневматическое распыливаиие 139
7.1. Классификация форсунок 139
7.2. Дисперсные характеристики пневматических форсунок 160
7.3. Конструктивные схемы форсунок - 167
Глава 8. Акустическое распыливаиие 176
8.1. Распад жидкости в пульсирующем газовом потоке 176
8.2. Классификация форсунок 180
8.3. Влияние параметров форсунки на ее характеристики. Расчет фор-
сунок . 182
8.4. Конструктивные схемы форсунок 192
Глава 9. Специальные и перспективные способы распиливании жидко-
стей 200
9.1. Требования, -предъявляемые к распылам в аппаратах специального
назначения и основные пути повышения эффективности распилива-
ния 200
9.2. Ультразвуковое распыливаиие . '201
9.3. Электростатическое распыливаиие 207
9.4. Пульсационное распыливаиие 216
9.5. Распыливаиие с предварительным газонасыщением 225
9.6. Электрогидравлическое распыливаиие 229
Глава 10. Выбор распылителей и методы определения их характеристик 231
10.1. Требования, предъявляемые к распиливающим устройствам 231
10.2. Выбор распиливающих., устройств 233
10.3. Методы определения характеристик распылителей 236
Литература 243
Предметный указатель
249
Предисловие
Приступая к написанию монографии «Основы техники распи-
ливания жидкостей», авторы отдавали себе отчет в том, что в
последние годы появилось довольно большое количество литера-
туры' по распиливанию жидкостей. Достаточно широко обобще-
ны способы распиливания и распиливающие устройства в кни-
ге авторов «Распылители жидкостей» (М., Химия, 1979 г.).
Однако большинство книг не дает ответа на ряд вопросов,
-чрезвычайно важных для расчета и проектирования технологи-
ческого оборудования (например, каковы параметры совокуп-
ного факела, образованного несколькими параллельно работаю-
щими распылителями?)
Вместе с тем, если характеристики двухфазного газожидко-
стного потока, сформировавшегося на выходе, из распылителя,
в значительной мере определяют протекающие в аппарате про-
цессы, то конструкция аппарата и гидродинамические условия
в нем значительно влияют на первоначальные параметры факе-
ла. Под действием газового потока меняется траектория капель,
они могут коалесцировать и дробиться, частично выпадать на
стенки аппарата. Протекающие процессы могут вызывать за-
ветное изменение размера капель (например, конденсация или
Испарение). На поверхности капель могут осаждаться твердые
частицы, вызывая изменение их массы. Наконец, на некотором
’расстоянии от распиливающего устройства скорости капель, од-
повременно покинувших распылитель, но отличающихся разме-
рами, начинают заметно различаться, что в ряде случаев равно-
денно продольному перемешиванию и не может не отразиться
ла эффективности процесса.
“Дробление жидкости, на капли не является самоцелью, оно
.обеспечивает высокоразвитую поверхность контакта взаимодей-
ствующих фаз. Поэтому процесс распиливания необходимо
рассматривать в единстве и взаимосвязи со всеми явлениями,
протекающими в аппарате.
Следует отметить, что распил претерпевает заметные изме-
нения обычна на значительном удалении (0,5—1 м) от распы-
лйвающего устройства. Это характерно прежде всего для полых
распыливающих аппаратов, однако учет указанных изменений
может повысить точность расчета также камер сгорания, наса-
дочных и пленочных колонн с форсуночным орошением, хими-
ческих реакторов и других аппаратов.
у .Совершенно очевидно, что поставленная задача чрезвычайно
шожна и в рамках одной книги едва ли может быть решена.
Поэтому авторы постарались выделить наиболее существенные,
Ча их взгляд, моменты.
Значительное внимание уделяется гидро-аэродинамике фор-
мирования, развития и движения газожидкостного потока в
5
свободном пространстве и при ограничении стенками аппарата;
для факела, образованного одиночным распылителем, и для со-
вокупного факела, образующегося при одновременной работе
нескольких распиливающих устройств.
Рассматриваются условия устойчивости первичных капель,
анализируются структура и области применения известных
уравнений для расчета коэффициента аэродинамического сопро-
тивления; оценивается влияние на гидродинамические парамет-
ры неравномерности распределения плотности потока капель по
сечению факела и неоднородности распыла.
При рассмотрении гидродинамики и тепло-массообмена в
двухфазных газожидкостных системах авторы использовали
математическое моделирование. Оценки моделей проводили на
основе экспериментальных данных, полученных на объектах про-
мышленных. размеров, что позволило также оценить и масштаб-
ный эффект, снижение которого является существенным резер-
вом повышения эффективности тепло-массообменных аппаратов.
В монографии рассмотрены различные способы диспергиро-
вания и распиливающие устройства. Однако ввиду ограниченно-
го ее объема освещенные ранее вопросы изложены очень крат-
ко, а для подробного их изучения читателю рекомендованы со-
ответствующие источники. Вместе с тем новые или недостаточ-
но освещенные в литературе вопросы приводятся со всеми необ-
ходимыми выкладками и пояснениями. В частности, значитель-
ное внимание уделено теории центробежно-струйных форсунок,
позволяющих получить заданное распределение удельных по-
токов жидкости по сечению факела. Если обеспечить распреде-
ление жидкой фазы, соответствующее неравномерному, но ре-
ально существующему распределению газовой фазы, то масш-
табный эффект, обусловленный этой неравномерностью, можно
свести до минимума.
В монографии особое внимание уделено,, распиливающим
устройствам для аппаратов специального назначения. Специ-
фикой этих аппаратов обусловлены особые требования к рас-
пылам, которые влекут за собой выбор метода распыливания и
конструкции распылителей.
Теория и практика распыливания жидкостей постоянно раз-
виваются. Возникают новые вопросы, появляются новые спосо-
бы распыливания, новые конструкции распиливающих уст-
ройств, оригинальные тепло-массообменные аппараты. Поэтому
в монографии рассмотрены перспективные направления разви-
тия техники распыливания жидкостей.
Авторы считают долгом выразить благодарность заслужен-
ному деятелю науки и техники РСФСР, профессору, доктору
технических наук Н. Н. Липатову и сотрудникам кафедры «Кон-
струирование аппаратов химических производств» Московского
института химического машиностроения.
Замечания и предложения читателей будут приняты автора-
ми с благодарностью.
6
Глава 1
ФОРМИРОВАНИЕ ДВУХФАЗНОГО
ГАЗОЖИДКОСТНОГО ПОТОКА
ПРИ РАСПИЛИВАНИИ ЖИДКОСТЕЙ
1.1. ХАРАКТЕРИСТИКИ ГАЗОЖИДКОСТНОГО ФАКЕЛА
Распиливанием называют процесс дробления струи или пленки
жидкости на большое число капель и распределение их в про-
странстве (объеме аппарата).
Устройства, обеспечивающие дробление жидкости, называют
распылителями, а поток капель — распылом. Сформировав-
шуюся систему капель жидкости, покинувшей распылитель, при-
нято называть газожидкостным факелом или факелом распыла.
Следует отметить, что распад жидкости зависит от режима
ее истечения. При малой относительной скорости жидкости и
окружающего газа после распылителя образуется сплошная
струя или пленка. При увеличении скорости струя начинает рас-
падаться на отдельные капли, а длина сплошного участка со-
кращается. При дальнейшем увеличении скорости дробление
происходит в непосредственной близости от распыливающего
устройства. Этот режим и принято считать распыливанием.
Для количественной оценки параметров факела распыла вве-
дены следующие характеристики [127].
Дисперсные, определяющие факел как некоторую совокуп-
ность частиц различных размеров. Они включают дифференци-
альные (частотные) и интегральные (суммарные) кривые рас-
пределения числа (поверхности, массы) капель по диаметрам
(рис. 1.1); средний диаметр капель; удельную поверхность
капель и иногда, критерий гомогенности, показывающий степень
однородности распыла. Интегральные кривые, приведенные на
рис. 1.1,6, показывают относительное число (поверхность, массу)
капель, диаметр которых меньше (кривая Gp) или больше (кри-
вая /?3) заданного.
Абсцисса максимума на частотной кривой (или точек пере-
гиба на суммарных кривых) представляет собой диаметр наи-
более часто встречающихся капель. Этот диаметр называют мо-
дой. Диаметр, который делит площадь под суммарной кривой
пополам, т. е. для которого Gp=/?3 = 0,5, принято называть ме-
дианным.
Другие средние диаметры, характеризующие распыл, мож-
но представить общей формулой
Ми ’"Т зависящие от способа осреднения; гномер фрак-
Фоак.ши-» Р ь разбита совокупность капель, dt — средний диаметр /-той
тракции, п\ — Число капель с-тои фракции.
7
Рис. 1.1. Кривые распределения капель по диаметрам:
о—частотная; б — суммарные.
Ниже приводятся принятые названия, обозначения и обла-
сти применения получаемых по формуле средних диаметров ка-
пель и соответствующие значения f и k\
Значения Название среднего диаметра Обозначе- ние среднего диаметра Области применения
f k
1 0 Арифметический Ф.0 Сравнение дисперсных систем
2 0 Поверхностный ^20 Контроль поверхности
3 0 Объемный ^30 Контроль объема
3 2 Объемно-поверхност- ный (заутеровский) ^32 Тепло- и массообмен
4 3 Массовый d<3 Процессы горения
В инженерной практике для определения дисперсных харак-
теристик используют эмпирические (чаще всего критериальные)
уравнения, полученные при обобщении экспериментальных ма-
териалов для каждой конструкции или для класса распылите-
лей.
Характеристики распределения отражают профиль удельных
потоков жидкости по сечению факела. К ним относятся коэф-
фициенты радиальной kR. р и окружной kK. 0 неравномерности.
Первый показывает, насколько распределение плотности оро-
шения (отношение секундного расхода жидкости к площади,
перпендикулярной движению капель) отличается от идеально
равномерного, а второй позволяет оценить, насколько факел
распыла симметричен относительно оси:
, 1 'V I Qi Я \ , , fmax <7min
«н р — р /, — ft «н.о — —
п
где — полная площадь факела в исследуемом сечении; qt — плот-
t=i _
ность орошения t-той кольцевой зоны; q=HqilN — средняя по сечению плот-
ность орошения; N— число кольцевых зон, на которое разбито сечение факе-
ла; <7тах и <?min — максимальная и минимальная плотности орошения сектор-
ных зон, на которые разбивается факел при определении kK,o.
8
Коэффициент неравномерности в значительной мере опреде-
ляется и характером распределения плотности орошения по се-'
чению факела. Из всего многообразия встречающихся распре-
делений плотности можно выделить три типичных вида (см.
пис. 5.13). Распределение, в котором q максимально на оси и.
монотонно убывает к периферии факела, характерно для факе-
лов, образующихся при разрушении сплошных струй, поэтому
будем называть его струйным. Распределение, при котором q
имеет провал на оси, затем возрастает до максимума и после
этого монотонно убывает, впервые наблюдалось при распаде
полой конической пленки, образующейся вследствие закручи-
вания жидкости в распылителе. Назовем это распределение
центробежным, поскольку оно наблюдается в центробежных
форсунках. Все промежуточные варианты распределений плот-
ности орошения назовем центробежно-струйным, поскольку (как
будет показано ниже) они характерны для центробежно-струй-
ных форсунок.
Характеристики формы позволяют определить габариты фа-
кела на заданном расстоянии h от распылителя. К ним относят-
ся корневой угол факела 0 = 2arctg (ajb) (рис. 1.2,а), диаметр
факела на расстоянии h и дальнобойность факела. При верти-
кальном факеле за дальнобойность принимают высоту //99, на
которую поднимается не менее 99% всей жидкости (рис. 1.2,6),
а при горизонтальном — расстояние Ьф от кромки распылителя
до перпендикуляра, восстановленного из точки пересечения
центральной линии факела с контрольной плоскостью
(рис. 1.2, в).
Расходные характеристики. Отличие реального расхода от
теоретического обусловлено тем, что во-первых, реальная ско-
рость на выходе из распылителя wx вследствие потерь энергии
в его элементах меньше теоретической ауж.т = (2АР/рж)0-5 и, во-
вторых, тем, что струя на выходе' занимает не все сечение
соплового канала (вследствие ее сжатия или образования воз-
душного вихря), т. е. /ст</с. Отношение wx/wx.r обозначают ф
и называют коэффициентом скорости; а отношение /Ст//с = е—
коэффициентом заполнения соплового канала. Произведение
Рис. 1.2. Определение корневого угла факела и его дальнобойности:
ответствен8^ уГОЛ; в ~ Дальнобойность вертикального и горизонтального факелов со-
9
этих коэффициентов показывает, во сколько раз реальный рас-
ход меньше теоретического, и называется коэффициентом рас-
хода pt:
wx f ст бж
Н=фЕ= Шжт fe - GXT
Энергетические характеристики используются для оценки
экономичности способа распыливания или распиливающего
устройства.
Подводимая к распылителю энергия Е расходуется: на прео-
доление сил поверхностного натяжения при распаде струи
(пленки) жидкости на капли — энергия распыливания £Р; на
сообщение жидкости поступательного движения — гидравличес-
кая энергия £г; на преодоление сил трения в распылителе и
. диссипацию энергии в потоке — энергия потерь £п-
Таким образом, £=£р-]-£гЧ-£п. Отношение Е?1Е—х\? назы-
вают к. п. д. распыливания. Он отражает долю энергии, пошед-
шей на образование новой поверхности (капель), и зависит
главным образом, от способа распыливания и физических
свойств жидкости (обычно т]р не превышает сотых долей про-
цента). Отношение £г/£=т]г — гидравлический к. п. д. Он харак-
теризует потери энергии в распылителе (т. к. £п—£—£г) и за-
висит от его конструкции, качества изготовления и режима те-
чения жидкости.
Гидродинамические параметры, которые включают скорости
капель и газа в любом сечении факела и порозность факела.
Они необходимы для расчета тепло-массообменных процессов,
протекающих в распылах и определяются начальной скоростью
и размером капель, формой факела, а также свойствами газо-
вой среды.
1.2. КЛАССИФИКАЦИЯ СПОСОБОВ РАСПЫЛИВАНИЯ
ЖИДКОСТЕЙ
В основу предложенной классификации положены способы под-
вода энергии, расходуемой непосредственно на диспергирование,
известные ранее, и новые, разработанные в последнее время.
Гидравлическое распиливание. Основным энергетическим
фактором, приводящим к распаду жидкости на капли, является
давление нагнетания. Проходя через распыливающее устройст-
во, жидкостной поток, во-первых, приобретает довольно высо-
кую скорость и, во-вторых, преобразуется в форму, способству-
ющую быстрому и эффективному распаду (струя, пленка, круп-
ные частицы, в зависимости от принадлежности распылителя
к тому или иному классу).
Гидравлическое распиливание — самое экономичное по по-
треблению энергии (2—4 кВт на диспергирование 1 т жидко-
сти), однако создаваемый при этом распыл—довольно грубый
и неоднородный, затруднены регулирование расхода при задан-
10
ном качестве дробления, а также распиливание высоковязких
жидкостей. В то же время этот способ наиболее широко распро-
странен вследствие сравнительной его простоты.
Г Механическое распиливание. При этом способе жидкость по-
лучает энергию вследствие трения о быстровращающийся ра-
бочий элемент. Приобретая вместе с рабочим элементом вра-
щательное движение, она под действием центробежных сил сры-
вается с распылителя (в виде пленок или струй) и дробится на
капли.
К достоинствам этого способа следует отнести возможность
распыливания высоковязких и загрязненных жидкостей и ре-
гулирования производительности распылителя без существенно-
го изменения дисперсности. Недостатками является то, что вра-
щающиеся распылители дороги, сложны в изготовлении и экс-
плуатации, энергоемки (15 кВт на диспергирование 1 т жид-
кости) и, кроме того, обладают вентиляционным эффектом. Ме-
ханическое распыливание используют главным образом для
дробления вязких жидкостей и суспензий.
Пневматическое распыливание. При таком способе дисперги-
рования энергия подводится к жидкости главным образом в ре-
зультате динамического взаимодействия ее с высокоскоростным
потоком газа (распиливающего агента). Благодаря большой
относительной скорости потоков в распылителе или за его пре-
делами жидкость сначала расслаивается на отдельные нити,
которые затем распадаются на капли.
К достоинствам пневматического способа относятся неболь-
шая (в то время как при гидравлическом способе она сущест-
венна) зависимость качества распыливания от расхода жид-
кости, надежность в эксплуатации, возможность распыливания
высоковязких жидкостей. Недостатками являются повышенный
расход энергии на распыливание (50—60 кВт на 1 т жидкости),
необходимость в распиливающем агенте и в оборудовании для
его подачи.
Акустическое распыливание во многом схоже с пневматичес-
ким. Жидкость получает энергию при взаимодействии с пото-
ком газа. Однако при этом, в отличие от пневматического рас-
пыливания, газу сообщаются колебания ультразвуковой часто-
ты, что при прочих равных условиях обеспечивает более тон-
кое и однородное дробление.
Этот способ распыливания более экономичен и перспекти-
вен, чем пневматическое диспергирование, однако конструкции
акустических распылителей несколько сложнее, чем пневмати-
ческих.
Электростатическое распыливание. По этому способу жид-
еще до ее истечения или в момент истечения сообщают
с утР<?Статическии заряд. Под действием кулоновских сил
струя (пленка) жидкости распадается на капли таких разме-
’ ,ПРИ КотоРых силы взаимного отталкивания капель урав-
Шиваются силами поверхностного натяжения.
11
Возможен и другой вариант, когда жидкость подают в об-
ласть сильного электростатического поля, под действием кото-
рого на поверхности жидкости происходит некоторое распреде-
ление давления. Это вызывает деформацию струи и распад ее
на капли.
Недостатками электростатического распыливания являются
необходимость в дорогостоящем оборудовании, его высокая
энергоемкость, малая производительность и сложность обслужи-
вания. Этот метод находит применение в некоторых распыли-
тельных сушилках и при окраске методом распыливания.
Ультразвуковое распыливание. Жидкость подается на колеб-
лющийся с ультразвуковой частотой элемент пьезоэлектрическо-
го или магнитострикционного генератора и срывается с него в
виде мелких капель.
Недостатками пьезоэлектрических и магнитострикционных
распылителей являются малая производительность (от 0,5 до
6 кг/ч) и необходимость сложного дорогостоящего оборудова-
ния.
Пульсационное распыливание. Отличительная особенность
данного способа — наложение пульсаций давления или расхода
(чаще — и того, и другого) на поток распиливаемой жидкости.
Возникающие при этом дополнительные колебания жидкостной
пленки (или струи) способствуют увеличению поверхностной
энергии, быстрой потере устойчивости потока и, как следствие,
более тонкому диспергированию.
Пульсационное распыливание может сочетаться с любым из
рассмотренных выше способов. При этом к преимуществам то-
го или иного Способа добавляется еще одно: повышение каче-
ства и однородности дробления, происходящее в ряде случаев
без увеличения энергозатрат и при незначительном усложнении
конструкции распылителей.
Распыливание с предварительным газонасыщением. По это-
му способу жидкость перед подачей в распылитель или непо-
средственно в самом распылителе насыщают газом. Распреде-
ленный в жидкости в виде пузырьков газ сжимается до ее дав-
ления и частично растворяется. При этом возрастает и поверх-
ностная энергия потока. Возрастание энергии, а также быстрое
расширение пузырьков и десорбция газа при истечении жидко-
сти из распылителя приводят к ее распаду на. более мелкие,
чем в условиях обычного гидравлического распыливания, капли.
Электрогидравлическое распыливание. По этому способу по-
току жидкости сообщается дополнительная энергия за счет вы-
соковольтного электрического разряда (пробоя жидкости) в по-
лости распылителя. В образующемся плазменном шнуре
наблюдается скачок температуры до нескольких тысяч градусов
и скачок давления до нескольких тысяч атмосфер. Происходит
выброс высокоскоростного потока капель, которые догоняют и
дополнительно дробят частицы, покинувшие распылитель в пе-
риод между импульсами. Кроме того, сопровождающие разряд
12
эффекты (ударная волна, кавитация) длятся практически весь
промежуток времени между импульсами и также приводят к
дроблению жидкости, покидающей распылитель за это время.
" Комбинированные методы распыливания. Сочетание несколь-
ких перечисленных выше способов распыливания позволяет по-,
лучить такие характеристики распыла, которые невозможно
обеспечить применением каждого из них в отдельности. Напри-
мер, сочетание пневматического и гидравлического методов
(пневмо-гидравлическое распыливание) позволяет получить рас-
пыл с дисперсными характеристиками, не уступающими полу-
ченным при пневматическом распыливании, но при значительно
меньших затратах энергии. Любой из упомянутых способов рас-
пыливания может оказаться наиболее экономичным для кон-
кретных условий производства и требований к качеству и дис-
персности готового продукта.
1.3. РАСПАД ПЛЕНОК И СТРУЙ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ
СПОСОБАХ РАСПЫЛИВАНИЯ
Существует несколько точек зрения на причины, вызывающие
распад жидкости при распыливании: капиллярные силы, турбу-
лентные 'пульсации, кавитация, внешние инерционные силы.
Очевидно, какой-либо одной из этих причин нельзя объяснить
процесс дробления при всех возможных и многообразных усло-
виях; на определенных стадиях дробления решающей может
стать любая из них. Так, капиллярные силы особенно заметное
воздействие оказывают на распад тонких, движущихся с малы-
. ми скоростями струй; роль внешних инерционных сил становит-
ся существенной при высоких скоростях истечения.
Независимо от того, какая из указанных причин является
в данном случае главной, разрушение струи (пленки) в конеч-
ном итоге есть следствие развития в ней колебательных про-
. цессов. Возникновение последних обусловлено внешними и внут-
ренними факторами. К внешним относят аэродинамические си-
лы, которые стремятся деформировать и разорвать струю (плен-
ку), а к внутренним — возмущения, обусловленные качеством
изготовления распылителя, его вибрациями, конструктивными
особенностями и т. п.
На процесс распада влияют также физические свойства
распыливаемой жидкости и окружающей среды. Например,
вязкость жидкости оказывает стабилизирующее воздействие,
затрудняя развитие волновых явлений, а следовательно, и рас-
пыливание;. при-увеличении поверхностного натяжения наблю-
дается замедление распада струи жидкости.
Механизм дробления жидкости, покинувшей распылитель,
зависит главным образом от формы вытекающей струи и соот-
ношения скоростей струи и окружающего газа, которые в свою
о ередь определяются способом распыливания, классом и кон-
трукцией распиливающего устройства.
13
При гидравлическом распиливании скорость окружающего
газа в подавляющем большинстве случаев значительно меньше
скорости истечения, а жидкость вытекает из распылителя в ви-
де цилиндрической струи, плоской, круговой или конической
пленки (см. рис. 1.3—1.6).
Распаду цилиндрических струй посвящено большое число
работ, однако до настоящего времени нет единого представле-
ния о механизме этого явления. Большинство авторов, основы-
ваясь на работах Рэлея, считают разрушение цилиндрической
струи следствием возникновения и нарастающего развития по-
перечных упругих колебаний [14, 22, 24, 68, 134, 213].
Наиболее полная картина разрушения цилиндрических
струй, на наш взгляд, представлена в работе [24]. По мнению
авторов, упругие колебания поверхности струи могут иметь
место, но они будут всегда иметь затухающий характер вдоль
струи. Поэтому распад струи может произойти только в месте
возникновения такого колебания.
Последовательность же чередования сужений и расширений
по длине струи обуславливается не упругими колебаниями, а
лапласовскими силами, имеющими постоянное направление.
Жидкость из места сужения может и обязательно будет перете-
кать в места расширений, и этот переток необратим, поскольку
лапласовские силы действуют в этом же направлении. Таким
образом, раз начавшееся в данном сечении сужение 'будет
только сужаться, а расширение будет только расширяться.
Каждое сужение обязательно вызовет рядом с собой образова-
ние расширения выдавливанием туда жидкости, а каждое рас-
ширение вызовет рядом с собой сужение за счет симметричного
распределения сил по поверхности шара. Так образуется после-
довательная цепь сужений и расширений по длине струи.
У
6
о
о
О
О
о
№ 1,5 м/с
о
о
О
о
О
о
о
о
о
о
о
О
Рис. 1.3. Картина разрушения цилиндрической струи при постепенном увели-
чении скорости истечения w.
14
Рис. 1.4. Зависимость длины не-
распавшегося участка цилиндриче-
ской струи I от перепада давле-
ния жидкости в форсунке (вода,
Дс=1 мм):
/ — по данным [2131; 2 — по данным
[22].
При постепенном увеличении скорости истечения (начиная
от нулевого значения) наблюдались [24] следующие явления.
Сначала жидкость (вода) покидает сопло в виде единичных
капель (рис. 1.3,а). Увеличение скорости до 1,5 м/с приводит
к образованию короткой струи и неравномерных капель
(рис. 1.3,6). После отрыва капель создаются неравномерные’
расширения по длине струи. Под действием давления в расшире-
нии меньшего диаметра жидкость перетекает в расширение боль-
шего диаметра. Слияние или неслияние соседних расширений
приводят к неравномерности и к увеличению крупной фракции
получаемых капель.
При скорости истечения воды 1,85—2,5 м/с образуются наи-
более равномерные капли (рис. 1.3,в): 99% имеет размер в пре-
делах 0,75—0,43 мм.
При скорости истечения более 2,5 м/с длина струи увеличи-
вается вплоть до максимума (рис. 1.3, г). Число капель одина-
кового размера при этом уменьшается, так как с увеличением
скорости истечения наметившиеся сужения-перемычки распада-
ются, образуя дополнительную маленькую капельку — «спут-
ник». Число таких «спутников» увеличивается с ростом скоро-
сти истечения; при этом возрастает и число крупных капель.
На этих повышенных скоростях режим истечения приближается
к турбулентному.
При неизменной скорости истечения и при уменьшении по-
верхностного натяжения длина струи увеличивается. Это обус-
ловлено, очевидно, меньшей скоростью сужения струи небольши-
ми лапласовскими силами. Одновременно наблюдается незначи-
тельное уменьшение медианного диаметра капель, но однород-
ность факела распыленной жидкости ухудшается, в нем возра-
стает число мелких капель.
С увеличением вязкости внутренние силы трения затормажи-
вают переток жидкости из сужения в расширение, что приво-
дит к удлинению струи. Продолжительность образования капель
возрастает, пережим сужения замедляется, при этом перемычка
успевает растянуться, и из нее образуется «спутник». Средний
диаметр капли растет вследствие медленного формирования
сферической капли, захватывающей большой участок струи.
15
б
Рис. 1.5. Картина разрушения плоской пленки при увеличении скорости исте-
чения.'
Многие исследователи, занимавшиеся распадом цилиндри-
ческих струй, изучали влияние перепада давления жидкости в
форсунке на длину нераспавшегося участка. Еще Вебер и Ген-
лейн [213] установили (рис. 1.4, кривая 1) существование двух
максимумов давления, определяющих длину нераспавшегося
участка струи жидкости, вытекающей из форсунки. Более позд-
ние работы подтвердили наличие этих экстремумов, а в рабо-
те [22] обнаружен третий максимум, соответствующий давлению
20 МПа (кривая 2). Из приведенных графиков также следует,
что с увеличением перепада давления длина нераспавшегося
участка струи уменьшается.
В работе [22] диапазон давлений расширен до 100 МПа
при скорости истечения ау«440 м/с. Установлено, что распад
струи и при таком давлении начинается вблизи сопла, однако
сплошной участок сохраняется, хотя наблюдать его визуально
весьма сложно вследствие образования плотной завесы из водя-
ной пыли.
Распад плоской пленки обусловлен двумя основными при-
чинами: во-первых, возникновением на пленке отдельных пер-
фораций, которые постепенно увеличиваются до образования
сетки, состоящей из тонких нитей, распадающихся на Много
мелких капель (рис 1.5,а, б); во-вторых, образованием на плен-
ке перпендикулярно направлению потока неустойчивых волн
(амплитуда которых возрастает при удалении от кромки соп-
ла), приводящих к распаду, пленки на параллельные нити, ко-
торые дробятся на капли (рис. 1.5, в).
При истечении жидкости из кольцевой горизонтальной
щели или при растекании по отбойно'му элементу ударно-струй-
ной форсунки образуется круговая пленка. Разрушение таких
пленок изучено мало, поэтому здесь приведены результаты соб-
ственных наблюдений (рис. 1.6). При малой скорости истечения
16
(небольшом давлении) основным фактором, приводящим к раз-
рушению пленки, является сила тяжести. Под ее воздействием
уже на небольшом расстоянии от щели края пленки загибаются
вниз (рис. 1.6,а), и она приобретает форму грибка, от кромки
которого отрываются капли различных размеров.
При увеличении скорости истечения размеры пленки быст-
ро увеличиваются, но долго сохраняются гладкая поверхность
и целостность пленки, разрушение наблюдается лишь на ее
краях, где от неровных-зубцов отрываются капли (рис. 1.6,6).
При дальнейшем росте скорости истечения на пленке появляют-
ся перфорации, а поверхность заметно турбулизуется (рис.
1.6, в). Дальнейшее увеличение скорости приводит к тому, что
нераспавшаяся пленка практически исчезает, в непосредствен-
ной близости от щели жидкость приобретает струйчатую (ните-
видную) структуру, которая быстро преобразуется в поток ка-
пель (рис. 1.6, г).
При истечении жидкости из центробежной форсунки образу-
ется коническая пленка- Распад таких пленок изучен и описан
достаточно широко. На рис. 1.7 приведены характерные стадий
их разрушения [56].
При механическом диспергировании, как и при гидравличе-
ском, дроблению подвергается либо струя, либо пленка жид-
кости, в зависимости от конструкции распыливающего механиз-
ма (Диск, стакан, конус и т. д.). В данном случае дробление
жидкости в значительйой мере зависит от ее расхода. При
очень малом расходе на кромке вращающегося диска возникает
жидкий тор, который под действием центробежных сил дефор-
мируется, так что на нем образуются шаровидные узлы, отры-
вающиеся в виде капель (рис. 1.8). При увеличении расхода
Рис. 1.6. Картина разрушения круговой пленки при скорости
истечения. н
2—161
17
'* »ж
Рис. 1.7. Картина разрушения конической пленки при увеличении скорости
истечения (wl<w2<w3).
жидкости узлы вытягиваются в тонкие струи и нити, число ко-
торых увеличивается, достигая постоянной величины. При даль-
нейшем увеличении расхода нити не могут пропустить всю жид-
кость из тора, тор сбрасывается с кромки и образует Пленку;
которая вытягивается, распадаясь на нити и крупные капли.
При пневматическом распыливании фактором, определяю-
щим разрушение струи, является воздействие скоростного пото-
ка газа, который выходит из канала с большой скоростью (50—
300 м/с), в то время как скорость истечения струй жидкости
сравнительно невелика. При большой относительной скорости
потоков возникает трение между струями газа и жидкости,
вследствие чего струя жидкости, как бы закрепленная с одной
стороны, вытягивается в отдельные тонкие нити. Эти нити бы-
стро распадаются в местах утоныпения и образуют мелкие кап-
ли (рис. 1.9). Длительность существования статистически не-
устойчивой формы в виде нитей зависит от относительной ско-
рости газа (чем больше относительная скорость, тем тоньше
нить, меньше период ее существования и тем более дисперсным
получается распыл) и от физических свойств жидкости.
Распад жидкостных струй при других способах распылива-
ния практически не исследован. В литературе приводятся в ос-
новном предположения о причинах и механизме каплеобразова-
ния. Суть этцх представлений кратко изложена выше.
Рис. 1.8. Картина разрушения пленки жидкости при механическом распили-
вании дисковым рабочим элементом:
а — тор с образовавшимися узлами; б — образование нитей; в — образование плеики при
сбрасывании тора.
18
Рис. 1.9. Картина разрушения струи жидкости при пневматическом распыли-
вании.
1.4. ДРОБЛЕНИЕ И КОАЛЕСЦЕНЦИЯ КАПЕЛЬ
Покидая распылитель, капли взаимодействуют с окружающим
газом, который может существенно деформировать их или же
полностью разрушить. На это взаимодействие накладывается
нестационарность режима движения капель — они могут либо
тормозиться, либо ускоряться потоком газа. В связи с тем, что
первоначальный распыл полидисперсен, на некотором расстоя-
нии от распылителя скорость капель различных размеров мо-
жет существенно отличаться, что, в свою очередь, служит при-
чиной их взаимных столкновений. Последнему может способст-
вовать также пересечение траекторий движения частиц, обус-
ловленное одновременной работой нескольких близко установ-
ленных распылителей.
Распад капель в газовом потоке. Рассматривая аэродинами-
ческое воздействие газа на капли и считая критерий Вебера
определяющим в этом процессе, многие авторы предлагают ус-
тановить критические значения этого параметра, соответствую-
щие виду распада диспергируемой жидкости. Однако в оценке
этого критерия имеются большие расхождения, которые можно
объяснить зависимостью его от вязкости жидкости, от продол-
жительности действия газового потока на каплю, а также дру-
гими факторами. Таким образом, число Вебера — не единствен-
ный критерий, определяющий устойчивость капли. В связи
с этим в последние годы больше внимания стали уделять ме-
ханизму процессов деформации и дробления капель.
Так, установлено, что капля начинает распадаться при по-
явлении отрывного течения в кормовой части. Расчеты [172],
проведенные по результатам .экспериментов в широком диапа-
зоне чисел Лапласа и при критическом значении числа Вебера
'NeKP~w2dp/2o> показывают, что критическое число ReKp для
всех случаев соответствует режиму обтекания сферы с отрывом
пограничного слоя по миделеву сечению. Таким образом, по-
стоянство критерия Вебера определяется, вероятно, постоянст-
вом коэффициента сопротивления для наблюдаемых ReKP, что
было отмечено еще в работе [29]. В общем случае для обтека-
ния сферы получена [172] критериальная зависимость числа
WeKP от параметра Г, названного критерием устойчивости кап-
ли, и от ReKP: -
WeKp = -J" Re\P V" Г (1.1)
к 2 \ Цж / Рг
где Г= р.2ж/<тржб/ = 1/Z.p.
Однако и эти параметры отражают далеко не все факторы,
обуславливающие распад капель. На характер разрушения
капли влияет вид приложенной нагрузки. Так, при статической
деформации критическое число Вебера WeKp=7—15, в то время
как при внезапно приложенной нагрузке для капель жидкости
с малой вязкостью значение WeKP вдвое меньше. Характер раз-
рушения и форма разрушающейся капли существенно зависят
и от того, происходит это явление при уменьшающихся или же
при увеличивающихся относительных скоростях. Показано
[105], что в широком диапазоне изменения физических свойств
жидкости число WeKP в первом случае в среднем на 40% мень-
ше, чем во втором.
При дроблении в условиях уменьшающейся скорости проис-
ходит выдувание капли в «сумку» вследствие того, что навет-
ренная сторона капли продавливается внутрь и образуется вы-
пуклая по направлению потока жидкая пленка. В дальнейшем
эта пленка лопается, образуя большое число мелких капелек
и тор, содержащий по крайней мере 70% массы первоначаль-
ной капли и распадающийся затем на множество крупных ка-
пель (рис. 1.10, а). При дроблении капли в условиях возрастаю-
щих относительных скоростей наблюдаются два вида деформа-
ции: для капель вязких жидкостей — описанный выше; в случае
маловязких жидкостей происходит выдувание капли в «сумку»,
при этом значительно уменьшается коэффициент сопротивления
и таким образом компенсируется воздействие возрастающего
динамического напора.
Если скорость газа намного превышает критическую ско-
рость, то распыление осуществляется путем срыва наветренного
поверхностного слоя жидкости с капли, имеющей форму диска.
При критической деформации капли диск перфорируется, и кап-
ля распадается на несколько мелких (рис. 1.10,б).
При воздействии на двухфазную среду мощных импульсов
давления и скорости (например, при детонации или при горе-
нии капель в сверхзвуковом потоке) может наступить взрывное
дробление, когда распад по всему объему происходит так бы-
стро, что срыв поверхностного слоя почти невиден (рис. 1.10, в).
Процесс взрывного распада рассмотрен в работе [13]. Там же
предложена удачная, на наш взгляд, классификация режимов
разрушения по спектру образующих капель:
20
0.3
НИШ
о © с © ° Л
° © ° ® о ©°©
ОО©°©О °
о
$
х о
o°o 2® °® °°-
©О ©. © © ©
о©о©° ©° © Рис. 1.10. Стадии дробления капли при
©0°о ©°^ различных скоростях обдувающего газа:
о О ©© о® ® О а — простое; б — со срывом поверхностного
© О © © слоя; в — взрывное.
а
первый режим, имеющий место при 4^WeKP^20 и 0,1
^We Re~°’5sg:0,8, объединяет простое деление (на 2—4 капли),
разрушение «сумки» и хаотическое дробление, при которых раз-
мер -вторичных капель близок (по порядку величины) к разме-
ру основных;
второй режим имеет границы: lO^We^lO4 и 0,5
^WeRe~'r>< 10; при этом происходит разрушение капель со
срывом поверхностного слоя, дающего очень мелкий распыл
наряду с крупными вторичными частицами, отделяющимися от
первоначальной капли;
третьему режиму дробления (при 103^We^l05 и
10^WeRe~°>5^ Ю2) соответствует взрывной распад, при кото-
ром размеры основной массы капель значительно меньше ис-
ходных.
т Таким образом, для оценки критического значения числа
“ебера можно воспользоваться уравнением (1.1). Если режим
Движения фаз нестационарный, то при уменьшающейся относи-
21
Рис. 1.11. Результат столкновения капель в зависимости от числа Вебера:
а — отскок (0,35<We<0,75); б — устойчивое слияние (l<We<7,5); в — временное слияние
(7,5<We<20); г — пробивание «мишени» (We>25); д — взрывное разрушение «мишени»
(We>50).
тельной скорости найденное значение WeKp следует умножить на
коэффициент 0,8, при увеличивающейся — на 1,2, при резком
изменении скорости — на 0,5.
Значения критериев, приведенные для трех режимов дробле-
ния капель, позволяют определить вид распада и, следователь-
но, в той или иной степени оценить поверхность контакта фаз.
Столкновение капель. Рассмотрим закономерности соударе-
ния капель в неподвижной среде. Мелкие капли при сближении
с более крупными могут сталкиваться с ними или огибать их,
попадая в поля обтекания последних газом. В некоторых рабо-
тах, например в работе [172], принимается, что все мелкие
капли, движущиеся в трубке тока, диаметр которой равен диа-
метру крупной капли, сталкиваются с этой каплей. В ряде ра-
бот [183, 192] вводится коэффициент захвата, учитывающий
эффективность столкновения частиц и равный отношению дей-
ствительного числа соприкасающихся частиц к числу соприка-
сающихся частиц при условии прямолинейности траекторий.
Исход соударений частиц оценить сложнее, чем их вероят-
ность. В зависимости от физических свойств жидкости, скорости
сближения капель и их размеров, в результате соударения ка-
пель может происходить взаимный отскок, слияние капель в од-
ну, слияние капель с последующим разрывом, объединение, со-
провождающееся разбрызгиванием жидкости и образованием
частиц, более мелких, чем исходные, и т. д.
Отскок капли-«снаряда» от «мишени»* наблюдался при
0,35^We^0,75 (рис. 1.11, а), т. е. в случае очень низких отно-
* «Мишенью» и «снарядом» принято называть взаимодействующие круп-
ную и мелкую капли, а капли, образовавшиеся в результате дробления, —
вторичными.
22
сительных скоростей сталкивающихся капель, недостаточных
иля преодоления сопротивления тонкой (т 1 мкм) воздушной
йпослойки между ними. В остальных случаях образуется жид-
кая перемычка за счет продавливания воздушной прослойки
микроволнами на примыкающих участках их поверхностей. При
этом результат столкновения зависит от кинетической энергии
разлетающихся капель и от работы разрыва перемычки. Так,
при скоростях, характерных для распыливания жидкостей, или
при большой вязкости жидкости, преобладает объединение ка-
пель (рис. 1.11,6) с увеличением их среднего размера (в слу-
чае центрального удара). Границы устойчивого слияния капель:
l^We^7,5 [105]. При этом капля-«мишень» подвергается силь-
ной деформации и вращению. Заметим, что в условиях действия
аэродинамических сил, явно недостаточных для дробления, та-
кая капля может легко разрушиться.
При We>7,5 наблюдалось временное слияние капель с
последующим разрушением образовавшейся капли (рис. 1.11,в).
Размеры разлетающихся капель примерно равны размерам ка-
пель до столкновения. Возможной причиной разрушения перво-
начально слившейся капли при нецентральном ударе можно
считать ее вращение.
При We>25 при центральном ударе происходило ([7] «про-
бивание» капли-«мишени», причем в момент слияния диаметр
мишени увеличивался на 10—15%. Размер «спутника» при
больших скоростях всегда оказывался соизмеримым с разме-
ром «снаряда», причем в месте разрыва перемычки часто обра-
зовывались «спутники», размер которых был существенно мень-
ше размера «снаряда» (рис. 1.11, г)-
Измерения, выполненные авторами работы [134], позволили
судить о длине и толщине перемычки и размере «спутников»,
которые составили соответственно 4dCH, 0,1 dCH и 0,2 dCH (где
dCn — диаметр «снаряда»).
При We>50 столкновение капель сопровождалось раздува-
нием капли-«мишени» в несколько раз, причем сферическая
фо'рма ее сохранялась, а на поверхности появлялись волнооб-
разные возмущения. Затем следовало взрывное разрушение
капли с образованием большого числа вторичных капель, ра-
диально разлетающихся из зоны взаимодействия (рис. 1.11,д).
. При экспериментальном исследовании поведения частиц пос-
ле столкновений наблюдалось несколько вариантов взаимодейст-
вия: кажущийся отскок, при котором отскочившая капля теряет
скорость на расстоянии порядка размера «снаряда» и возвра-
щается обратно к «мишени»; отскок с уменьшением массы
«снаряда» и резким изменением его траектории на расстоянии
порядка размера «снаряда»; вторичное столкновение отлетаю-
щей капли с поверхностью капли-«мишени» при резком измене-
нии траектории «снаряда».
В большинстве работ столкновение капель определяется в
основном следующими критериями: числом Рейнольдса для
23
«снаряда» ReCH, критерием устойчивости «мишени» Гм, отноше-
нием радиусов «мишени» и «снаряда» гм/гсн и углом столкнове-
ния капель. Изменение массы мишени в результате воздействия
«снарядов» определяется безразмерным коэффициентом эффек-
тивности соударений Ф, равным отношению изменения массы
«мишени» к общей массе попавших в нее «снарядов» [6]:
Ф = Лтм^^«сн (1-2)
В результате математической обработки экспериментальных
данных по взаимодействию свободно падающих крупных капель
(диаметром 2—4,8 мм) с движущимися в горизонтальной плос-
кости мелкими каплями (0,3—1,05 мм), параметры, которых
варьировались в диапазоне 35<ReCH<385; 5<: 1 /Гм^ 600;
2^гм/гсн^12 со среднеквадратичной ошибкой ГО,7%, получена
зависимость [157, 158]*:
Ф = 1 — 0,247ReCH0,«4r-M°’133 (гсн/Гм)"’273 (1.3)
Из уравнения (1.3) следует, что с ростом вязкости, поверх-
ностного натяжения и отношения r№lrCfl и с уменьшением плот-
ности и относительной скорости капель значение Ф увеличива-
ется, т. е. возрастает тенденция к объединению капель. В об-
ласти Re01434 -Г0’133 (гсн/^м)>4,05 значение Ф становится отри-
цательным, т. е. уменьшается масса «мишени» — преобладает
процесс дробления.
Для различных гидродинамических режимов справедливо
нормальное логарифмическое распределение, параметры которо-
го практически не зависят от определяющих критериев. Диффе-
ренциальная функция распределения имеет вид [157, 158]:
/ г— Г (In е — In (в))2 1
п (в) = (/2лв In a) exp I —---------I ' О-4)
где е — отношение размеров вторичных капель и снаряда (1п<8>=—0,83);
1па=0,598 — среднеквадратичное отклонение логарифма относительных раз-
меров частиц.
Используя полученную информацию о закономерностях
дробления (распределение осколков по массам, скоростям, тем-
пературам и уравнение для Ф), можно построить математичес-
кую модель движения двухфазной- среды при наличии коалес-
ценции и дробления. Решение этой или несколько упрощенной
задачи (например, учитывающей только коалесценцию) приве-
дено в ряде работ, например [6, 157].
Измерения показали, что проекция начальной-скорости вто-
ричных капель w0 на направление скорости «Снарядов» г^Сн мо-
жет быть как положительной, так и отрицательной- Установле-
но, что отношение этих скоростей в исследованном диапазоне
* В формулу ие входит угол столкновения капель, так как производи-
лось осреднение значений Ф по этому параметру за длительное время,
24
да зависит от’ параметров ReCH, rM/rcn и равно Що/^'сн« 0,014.
Таким образом, начальная скорость вторичной капли предпо-
лагается равной иУо = к'сн 0,014 (и.’м <С'сн) [6, 85 s].
В качестве критерия оценки влияния потока газа на дроб-
ление капель предложена [155] величина ф = Ф—Ф° (где
фо___коэффициент эффективности соударений в условиях дей-
ствия аэродинамических сил). Установлено, что с ростом ско-
рости набегающего потока и размера- «снаряда» влияние обду-
ва увеличивается, а с ростом вязкости жидкости и размера «ми-
шеней»— уменьшается. В результате обработки эксперимен-
тального материала получена зависимость:
<р = 0,18We0>67ReCH0,',r_()>12 (гм/гСн)~2>27 (1.5)
при ^5,25; 40 sj ReCH 480; 8 1/гм 930; 3 гмУси 9•
Обращает на себя внимание существенная зависимость кри-
терия <р от отношения размеров взаимодействующих капель.
Дробление капель при столкновениях заметно интенсифицирует-
ся также в условиях действия аэродинамических сил. При до-
статочно «жестких» гидродинамических режимах совместное
действие обоих факторов может привести к полному разруше-
нию «мишени», в то время как каждый из них порознь не при-
водит к ее дроблению. Спектр размеров осколков подчиняется
нормальному логарифмическому закону, причем средний раз-
мер вторичных капель оказался несколько больше, чем при от-
сутствии обдува.
Для практических целей кроме результата столкновения
капель необходимо знать и долю сталкивающихся капель, для
чего обычно используют различные статистические методы.
25
Вероятностный метод количественной оценки столкновения
капель в дисперсных потоках, образованных различными распы-
лителями, разработан А. И. Зайцевым [75]. Сущность метода
ра'счета относительной доли столкновений капель заключается
в использовании понятия вероятности Р свободного (без столк-
новений) пробега каплей одного потока некоторого расстоя-
ния I в среде капель другого потока.
Если потоки монодисперсны, то
i _ _
п Г То С (dK1 + rfK2)2 I Ш), — I n2
р = exp — — \---------------------- dl
I “ .) I w21
о
Если один из потоков полидисперсен, то
1 dmax _ _
(^к1 — dK2)2 | -w21 f (n2, dK2)
--------------------------d (dK2) dl
I w2 |
0 d
mm
где й7ь й72, dKi, dK2 — соответственно скорости и диаметры капель первого и
второго потоков; п2— концентрация капель второго потока; f(n2, <А2)—•
функция распределения капель по диаметрам для второго потока; и —ско-
рость относительного движения частиц.
Если оба потока полидисперсные, то один из них разбивают
на п фракций, каждая из которых содержит капли одного раз-
мера, и Р рассчитывают для каждой фракции.
Определив Р, рассчитывают число нестолкнувшихся капель
N't при их общем числе Nt:
Ni’=NiP (1.6)
где i=l, 2 — номер потока.
Относительная доля нестолкнувшихся капель представляет-
ся выражением
В работе [75] приводятся расчетные уравнения для М, А2
и т] применительно к различным случаям пересечения факелов
(рис. 1.12).
Следует отметить, что выполненный авторами анализ приме-
нительно к подавляющему большинству условий, возможных в
распылительных аппаратах, показал, во-первых, что вероят-
ность столкновения частиц чрезвычайно’ мала (Р<0,001) и, во-
вторых, что происходящие столкновения не могут привести к
заметному изменению дисперсного состава капель, так как диа-
пазон значений числа Вебера лежит в пределах 0,5—10.
Глава 2
ГИДРОДИНАМИКА ГАЗОЖИДКОСТНОГО
ФАКЕЛА РАСПЫЛЕННОЙ ЖИДКОСТИ
В первой главе был рассмотрен механизм формирования пото-
ка при диспергировании жидкости различными способами. Об-
разующаяся при этом двухфазная система по мере дальнейшего
развития и движения претерпевает существенные изменения.
В результате взаимодействия с окружающим газом капли в фа-
келе затормаживаются (или ускоряются), происходит эжекция
газа в полость факела, изменяется траектория капель и т. д.
Изменения гидродинамических параметров в значительной
. мере’ определяют протекание тепло-массообменных процессов
между каплями и газом. В данной главе рассмотрим эти явле-
ния и приведем уравнения, описывающие их. Поскольку ком-
плекс рассматриваемых процессов чрезвычайно сложен и стро-
гое описание его без привлечения эмпирических зависимостей
не представляется возможным, на отдельных этапах будет да-
на оценка точности получаемых моделей.
2.1. СОВРЕМЕННЫЙ ПОДХОД К ТЕОРЕТИЧЕСКОМУ
ОПИСАНИЮ ДИНАМИКИ ДВУХФАЗНЫХ СИСТЕМ
В, настоящее время закономерности гидродинамики дисперсных
сред изучают с помощью двух математических подходов — ста-
тистического и феноменологического.
• Первый, предложенный Максвеллом и Больцманом, заклю-
чается в исследовании физических явлений на основе молекуляр-
ного строения вещества. Переход к макроскопическому описа-
нию свойств и процессов производится с помощью функций рас-
пределения. Их введение позволяет представить свойства инди-
видуальных молекул (массу, количество движения, энергию
и т. д.) непрерывно меняющимися по всему пространству, за-
полненному дискретной средой. Таким образом, этот подход свя-
зан с-введением дополнительных гипотез о свойствах частиц и
их взаимодействии.
Современная статистическая теория гетерогенных систем
развивается в работах В. В. Струминского, В. А. Касьянова,
Ю. А. Буевича.
Феноменологический подход, ведущий свое начало от Ньюто-
на, основан на представлении о непрерывности движущегося
вещества и на полученных опытным путем закономерностях.
Основой его является гипотеза о сплошности (континуаль-
ности) каждой из фаз системы и среды в целом и привлечение
ДЛЯ их Изучения понятий и методов механики сплошной среды.
Однако в отличие от гомогенных смесей, каждая фаза такой
27
псевдосплошной гетерогенной смеси занимает лишь часть обще-
го объема. Поэтому существенным является предположение о
малости линейных и временных масштабов (микромасшта-
бов), характерных для частиц, по сравнению с соответствующи-
ми макромасштабами, на которых происходит значительное из-
менение осредненных макропеременных. (Например, изменение
осредненных скоростей фазы не должно быть существенным на
расстояниях порядка расстояний между каплями). Полученные
при этом уравненья конкретизируются введением гипотез о
структуре многофазной среды.
Современный феноменологический подход подробно разра-
ботан X. А. Рахматулиным [166] и развит в работах А. Н. Край-
ко, Р. И. Нигматулина и других авторов [88; 169, 203].
Факел распыленной жидкости будем рассматривать как от-
крытую для внешних воздействий систему движущихся и взаи-
модействующих капель (образованных распыливающим устрой-
ством) и сплошной среды.
Таким образом, в каждой точке пространства движение как
сплошной, так и дисперсной фаз зависит от внутренних причин
(межфазовое взаимодействие) и внешних (взаимодействие фа-
кела и внешней среды).
Получению уравнений, описывающих процессы в многофаз-
ных системах (дисперсную среду иногда удобно рассматривать
как совокупность нескольких фаз), посвящено много работ (на-
пример, [88]). Однако для практики требуются только некото-
рые средние суммарные (интегральные) величины, поскольку
проследить за процессами, происходящими с каждой отдельной
каплей, практически невозможно. Воспользовавшись статисти-
ческими методами и гипотезами, относящимися к отдельным
частицам, можно осреднить свойства частиц и рассматривать
таким образом вероятностные свойства. (Например, концентра-
цию капель можно оценить вероятностью пребывания дисперс-
ной фазы в данной точке). Статистический подход позволяет
изучать свойства процесса в целом как изображение свойств
«микропроцессов», происходящих с отдельными частицами, и яв-
ляется точным и строгим, если только точны использованные
гипотезы. Однако ввиду сложности математического аппарата
эффективность использования статистического подхода снижа-
ется. Поэтому при описании гидродинамики газожидкостного
факела распыленной жидкости воспользуемся феноменологичес-
ким (континуальным) подходом.
2.2. ЗАКОНОМЕРНОСТИ ГИДРОДИНАМИКИ
ГАЗОЖИДКОСТНОГО ПОТОКА
Заметим реальный факел на А+1 (где А^1) взаимопроникаю-
щих и взаимодействующих континуумов, которые будем назы-
вать фазами. Любая фаза с номером п является гомогенной
смесью /иn1 компонентов. Фаза с номером А+ 1 называется
28
сплошной (дисперсионной), остальные — дисперсными. Число N
фактически равно числу фракций, на которые мы разбиваем со-
вокупность капель данного распыла, и, таким образом, харак-
теризует степень однородности свойств данной фракции, а зна-
чит и точность расчета.
Для описания процессов, происходящих в факеле, введем
совокупность систем координат: инерциальную, связанную с
«неподвижным» наблюдателем (систему отсчета) Ох{х2х3, и
(#+1) систему координат O/inWsn, связанных с фазами. Фа-
зы движутся относительно системы отсчета, но каждая из них
неподвижна относительно своей, сопутствующей ей, системы
^координат. Удобно считать, что в начальный момент времени
все координаты совпадают- Пусть координаты некоторой точки
л-ой фазы в начальный момент времени будут /m = x°i, 1?п = х°2,
13п=х°з, или в общем виде: 1п = х°п. В последующие моменты
координаты In для фиксированной точки n-ой фазы, очевидно,
остаются неизменными, а координаты х в системе отсчета меня-
ются по закону движения n-ой фазы:
хп=хп(х,1п) (2.1)
Как известно, скорость точки / фазы п относительно системы
отсчета наблюдателя определяется частной производной по вре-
мени и при фиксированных значениях координат 1п выражается
зависимостью
, дхп(1п,х)
(tn, Т) = -fa-- (2.2)
’Скорость индивидуального объема V фазы п, т. е. объема,
содержащего одни и те же точки rt-ой фазы, называется ско-
ростью центра тяжести этого объема и определяется уравне-
нием:
(2-3)
/ По определению, скорость точки есть предел отношения ско-
рости индивидуального объема, когда последний стягивается
К-этой точке:
wn = Пти„(»)
v^-x„
п
(2-4)
Не будем определять отдельно скорость каждого компонен-
та, полагая, что внутрифазовую диффузию на данном этапе
Можно не учитывать. Кроме скорости в любой из областей фа-
кела, каждая фаза характеризуется объемом, который она зани-
жает в общем объеме гетерогенной системы, количеством веще-
ства и производительностью источников каждого из компонен-
29
тов, количеством движения и производительностью источников
(силами) количества движения и другими функциями.
Для каждой такой функции Ф, определенной в некоторой
области Q, найдем предел отношения Ф к объему V этой обла-
сти, когда последний стягивается к точке х:
Ф </Ф
lim чг == Ji/
V—>x V dV
Производную по объему от величины Ф в точке х принято на-
зывать плотностью Ф в точке х.
Среди функций Ф имеются такие, которые обладают способ-
ностью сохраняться в изолированном объеме, свободном от ис-
точников. Среди них нас будут интересовать в дальнейшем
только количества вещества и движения.
Пусть определенные таким образом плотность сохраняющей-
ся величины есть р, производительность (интенсивность) источ-
—>
ников ф, скорость переноса w.
Запишем уравнения закона сохранения для этих величин
(р рассматривается как скалярная величина, например для ко-
личества движения — его проекция). Для этого рассмотрим
произвольный объем, ограниченный замкнутой поверхностью S.
Пусть w* — скорость точек поверхности относительно наблюда-
теля. Изменение количества сохраняющейся величины Ф за вре-
мя т2—Ti определяется разностью интегралов [где р=р(х)]:
ДФ = I pdV I — VpdV (2.5)
♦J |Т=Т2 v I Tj
V V
Это изменение возникло в результате перетока (определяемого
величиной Ф) через границу области со скоростью w* — w - и
действия источников интенсивности ф, т. е.
*2
ДФ = J dx р (ш>* — ш) dS 4- (2.6)
ti s V
Приравнивая правые части уравнений (2.5) и (2.6), при ус-
ловии т2—^Ti получаем:
pdV = ф р (ш* — w) dS + У ApdV (2.7)
vs v
Для производной в левой части уравнения (2.7) получено
JpdV= J-|£-dT + j pw*dS . (2.8)
v V
Ограничимся установившимися относительно наблюдателя
(стационарными) процессами. Это означает, что все локальные
30
повзводные по времени равны нулю, и равенство (2.7) с уче-
(2.8) можно записать в виде:
JW
v
(2.9)
s
Таким образом, учет движения замыкающей поверхности с
произвольно задаваемой скоростью ш* не приводит к обобще-
нию поскольку члены, содержащие w* в явном виде, уничтожа-
ются, и выражение закона сохранения для любой скорости дви-
жения поверхности S представляется формулой, не зависящей
явно от этой скорости:
(2.10)
V
S
Пусть теперь V — объем произвольной струйки тока (вектор-
ной трубки) с малым нормальным сечением Sn — таким, что
можно принять все переменные, входящие в уравнение (2.10),
неизменными по сечению. Пусть также вдоль струйки тока
можно задать некоторый параметр X —такой, что переменные,
входящие в уравнение (2.10), можно считать функциями X (это
могут быть, например, некоторая длина вдоль струйки или вре-
мя движения со скоростью w*). Тогда в силу того, что поток
через боковую поверхность трубки тока равен нулю, а направ-
ления вектора dS = S на «торцевых» сечениях при неограничен-
ном их сближении противоположны, из выражения (2.10) по-
лучим:
dK №~S) = W (2.11)
Таким образом, величина pwS, содержащаяся между двумя
бесконечно близкими сечениями трубки тока, проведенными при
значениях параметра Л и X + dX, равна произведению функции
источников ф на объем трубки тока между этими двумя сече-
ниями. Такова интерпретация выражения (2.11) по Эйлеру. На
это выражение можно посмотреть и несколько иначе, а именно:
изменение величины pwS при переходе от параметра X к беско-
нечно близкому значению X + dX равно tydV. Если этот переход
совершается со скоростью w частиц вещества плотностью р, т. е.
прослеживаются изменения, происходящие с индивидуальным
объемом dV, то мы имеем дело с точкой зрения Лагранжа,
'-вязь между этими двумя точками зрения подробно описана
в литературе [173]. В частности, закон движения (2.1) записан
в «переменных Лагранжа».
Зависимость (2.11) назовем характеристической. Она мо-
ет служить основой для построения конкретных моделей.
31
Построить конкретную модель — это значит замкнуть урав-
нение (2.11), т- е. задать выражения для р и ф, условия на гра-
нице и недостающие соотношения. Следует также отметить, что
зависимость (2.11) является частной производной уравнения
(2.10), содержащей условия на границах.
Чтобы записать выражения для плотностей, определим до-
лю объема, занимаемого в точке х фазой п в объеме гетероген-
ной смеси:
Р„= lim(7„/V), п = 1,2,..., W+ 1 (2.12)
V^x
Объемную долю JV+1-й (сплошной) фазы обозначим е и бу-
дем называть порозностью. С учетом аддитивности объемов фаз
плотность количества вещества n-й фазы определится произве-
дением fJnpn, где р„— плотность вещества n-ой фазы при р„= 1,
т. е. когда вся система состоит только из фазы с номером п,
причем
ГП„
п
Рп = Ртп (2.13)
m=I
где ртп — массовая концентрация (плотность) т-го компонента в n-й фазе.
Поскольку рассмотрение особенностей массопереноса выхо-
дит за рамки настоящего раздела, принимаем предположение
об идеальном перемешивании компонентов внутри фаз. Объем-
ные доли фаз в гетерогенных системах связаны соотношением
8 = 1-2 ₽П (2-8 * * * * * 14)
П=1
По аналогии с плотностью фазы плотность количества дви-
жения выражается зависимостью фпрп^п. Если энергия фаз яв-
ляется суммой кинетической и внутренней энергий, а послед-
няя— функция теплоемкости и температуры, то для изотерми-
ческих процессов закон сохранения энергии есть просто следст-
вие законов сохранения вещества и количества движения (тео-
рема «живых сил»).
Фазы будем считать несжимаемыми, что для инженерного
расчета справедливо при скоростях w~0,2C (где С — скорость
звука), поэтому плотность фазы р,г является только функцией
концентраций компонентов, составляющих данную фазу. В слу-
чае, когда меняются температуры и давление, будем привлекать
уравнения состояния фазы.
Рассмотрим выражения для интенсивностей источников ф-
В уравнении сохранения вещества ф представляет собой ско-
рость испарения (конденсации) или скорость химической реак-
ции и т. п. Будем полагать, что межфазные переходы отсутст-
вуют. Тогда правая часть соотношений (2.11) равна нулю. Сле-
довательно, дифференциал в левой части берется от постоян-
ных вдоль линий тока величин:
> >
= Qn — const (2.15)
В уравнении закона сохранения количества движения вели-
чина ф представляет собой объемную плотность внешних по от-
ношению к данной фазе сил или проекцией сил (если закон
сохранения записан в проекциях). Поэтому вместо ф будем ис-
-пользовать общепринятое обозначение fz для проекции силы на
вертикальную ось (принимаем направленной вниз) и fr — для
’ радиальной составляющей. Каждая нз них является функцией
двух независимых переменных: гиг; кроме радиуса г будет
использоваться также S — площадь круга радиуса г. Если без-
различно, какая именно проекция участвует в рассуждениях,
будем писать fi. Задача записи выражений для правых частей
'законов сохранения (2.10) является гораздо более сложной,
чем запись самих законов (2.10). Поэтому решения часто во
многом основываются на опытных фактах и не являются столь
точными, как сами уравнения (2.10). Конкретизация при запи-
си правых частей уравнения связывает абстрактные построения
с физической реальностью. При этом отображении реальной
действительности, с одной стороны, достигается определенное
•согласование теории и эксперимента (что делает предваритель-
ный выбор континуального подхода в некоторой мере услов-
ным), а с другой стороны, вносится некоторая неустранимая по-
грешность, так как невозможен полный и строгий учет всех
факторов, влияющих на движение.
* На практике всегда можно выделить главные воздействия;
последовательный учет остальных будет давать все более точ-
ное решение.
Разложим величины на составляющие: общая сила равна
сумме сил сопротивления f,c, давления fip, тяжести fig и так да-
•лее. Тогда учет нового эффекта сводится к добавлению очеред-
ного слагаемого в правую часть уравнения (2.10)- Все силы в
этом уравнении предполагаются заданными в виде объемных
• плотностей. Однако некоторые из них иногда удобно рассмат-
ривать как поверхностные. Основанием для этого служит связь
между значениями функции в объеме и на замкнутой границе,
ограничивающей данный объем (существующая для достаточно
• «хороших» в математическом отношении функций). Соответст-
вующая математическая теория, часто называемая «теорией
поля», изложена в работе [203]. Пусть каждой точке области Q
соответствует вектор w, т. е. задано векторное поле w=w (xit
*2, Хз). Предположим, что производные dwi/dxt существуют и
непрерывны. Определим дивергенцию (расходимость) поля фор-
мулой
, f£sa<lS
div№=lim^—jp— (2.16)
32
3—161
33
Тогда для любой кусочно-гладкой поверхности S, ограничи-
вающей замкнутый объем V из области Q, справедлива форму-
ла Остроградского — Гаусса:
fdiv^V= ф^7$ (2.17)
V s
Для скалярного поля Р имеется следующий вариант форму-
лы Остроградского — Г аусса:
grad PdV = ф PdS (2.18)
V S
Применяя соотношение (2.17) к (2.10) и учитывая произ-
вольность объема, получим уравнение, описывающее в диффе-
ренциальной форме систему законов сохранения, эквивалентную
системе (2.10) всюду внутри области, ограниченной поверхно-
стью S:
div pte; = 'I’ (2.19)
С учетом сделанных допущений запишем объемную плот-
ность проекции силы для основных эффектов, влияющих на
движение фаз. К их числу отнесем пока только силы, обуслов-
ленные статическим давлением, сопротивлением относительному
движению фаз и массовые.
Силы, обусловленные статическим давлением. Известно, что
при отсутствии частиц объемная плотность сил, вызванных дав-
лением, равна его градиенту, взятому с обратным знаком:
fp=— grad Р (2.20)
Другими словами, в точках, свободных от дисперсной фазы,
справедливо уравнение (2.20); в точках, где находится дисперс-
ная фаза, сила на сплошную фазу не действует, так как
сплошной фазы там нет. Таким образом, общая сила давления,
действующая на сплошную фазу в объеме пространства V, рав-
на ^dV= f (—grad Р) dV (где интеграл берется по объему
С'е
цЕ, занятому только сплошной фазой), а средняя объемная
плотность силы получается после деления силы на рассматри-
ваемый пространственный объем V:
= j(-gradP)dV/V (2.21)
vi У г
Деля и умножая последнее равенство на Ve и имея в виду,
что e=lim(VE/V), получаем fp =—egradP. Аналогично можно
поступить и с уравнением (2.20), учитывая, что объему Vn, за-
нятому «-й фазой, соответствует ограничивающая п-ю фазу
34
внешняя по отношению к объему V поверхность Sn=^nS. Таким
образом, Для любого п имеем: •
/pn=~₽ngradP (2.22)
Массовые силы. Плотность массовых сил записывается в
виде:
/g=Pn(Pn P-V+i) ё (2.23)
где*^ —вектор ускорения свободного падения.
Силы сопротивления. Наиболее важен точный учет сил
межфазового взаимодействия, вызванного разностью скоростей
дисперсной и дисперсионной фаз, поскольку в большинстве слу-
чаев действие силы сопротивления является решающим. Сила
сопротивления выражается уравнением
и зависит от относительной скорости движения фаз wq и w и от
коэффициента гидродинамического сопротивления Ск. Поэтому
точность математических моделей в значительной степени оп-
ределяется правильностью выбора уравнения для расчета ко-
эффициента сопротивления, о чем будет сказано ниже.
Предполагая, что выражение для слагаемых в правых ча-
стях системы (2.19) имеет явный вид, проинтегрируем его по
бесконечно малому объему элемента трубки тока сечением S и
протяженностью dn. В этом случае входящие в уравнения вели-
чины в пределах выделенного объема можно считать неизмен-
ным. Для правых частей это сведется к умножению на величи-
ну объема dV=Sdn:
lim I ip(Sdn) (2.25)
diam Vz^*0 J
V
Используя для левых частей уравнения (2.17) теорему
Остроградского — Гаусса, перейдем от объемных интегралов к
поверхностным и запишем каждый из них в виде суммы трех
^интегралов по поверхностям Scon, Si, Ss, составляющим полную
"Поверхность трубки тока:
J divptt>dV = ф pwdS = Jp^dS*4- Jptt^S*+ J pwdS (2.26)
v s S6OK si S2
в реальных процессах движение сплошной фазы определя-
ется движением дисперсной в результате обмена количеством
вижения. Поэтому заранее задать закон изменения скорости
лошной фазы вдоль траектории движения частиц дисперсной
фдзы не представляется возможным. В связи с этим появилась
льшая- группа моделей, где движение сплошной фазы задано
3*
35
не полностью, а частично, например только направлением поля
скоростей.
Система уравнений для определения скоростей фаз (2.19)
есть система уравнений в частных производных, поскольку каж-
дое уравнение можно рассматривать как обыкновенное диффе-
ренциальное лишь вдоль траектории движения той фазы, для
которой оно записано. Чтобы рассматривать эти выражения как
обыкновенные дифференциальные уравнения, нужно сделать до-
пущения о поле скоростей сплошной фазы. Простейшее из них
заключается в том, что направления движения фаз совпадают.
Примем, что векторы w для различных фаз коллинеарны.
В этом случае переток всех сохраняющихся величин через бо-
ковую поверхность трубки тока отсутствует, и неограниченно
приближая сечения Si и S2 — так, что максимальный размер
объема diam V стремится к нулю, получаем:
lim ( С f pwdS ) = (pw)sД -ф (p»)sX (2.27)
diam V-*0 \ J J /
Si S2
Индексы Si и S2 показывают значение pw на поверхностях Ss
и S2- Воспользовавшись гладкостью функций риУ и малостью
|d/i|, получим:
(рй^зА = (P^s252 =
= (ЙхА + [— (P^isA + d WsA Ч------1 = d (Р^)5 Ч- (2.28)
Для слагаемых вида (2.22) также можно воспользоваться
соответствующей интегральной теоремой (2.18). В частности,
для того же объема V запишем:
lim (—f рVpdV I = — psdp 4- • • • (2.29)
diam V—*0 \ J / **
V
Приравнивая правую часть уравнения (2.22) сумме правых
частей уравнений (2.25) и (2.29) и деля на dr, с точностью до
членов второго порядка малости имеем:
(2.3»)
ат ат
где ьуп= —скорость частиц Л'й фазы (л=1, 2, N).
ат
Предположим, что силами, обусловленными градиентом дав-
ления, на расчетном участке можно пренебречь. О малости гра-
диента давления в основном участке факела свидетельствуют
многочисленные эксперименты по измерению давления в затоп-
ленных турбулентных струях [21], характер движения в кото-
рых аналогичен характеру7 движения в факеле [178]. В этом
случае законы сохранения запишутся в виде:
d[Pp(Jsi] —*
---------= Ч', (и S) (2.31)
В силу ранее принятого предположения об отсутствии меж-
фазовых переходов уравнение (2.31) примет вид (2.33). Подста-
вив соотношение (2.33) в (2.32), получим обычную форму урав-
нения движения (2.34):
РпРп (оу S) = const (л = 1,2,..., ЛГ + 1) (2.33)
—>
dw,
= A (2.34)
Прежде чем перейти к моделированию процессов, протекаю-
щих в распылах, необходимо, во-первых, наряду с силами,
обусловленными статическим давлением, гравитацией и сопро-
тивлением, оценить вклад других эффектов и, во-вторых, выб-
рать уравнение для расчета коэффициента сопротивления.
2.3. ОЦЕНКА ДЕЙСТВИЯ СИЛ,
ОБУСЛОВЛЕННЫХ РАЗЛИЧНЫМИ ЭФФЕКТАМИ
Эффект присоединенной массы отражает динамический напор
среды на частицу и означает увеличение ее расчетной массы.
Влияние присоединенной массы может сказываться лишь на
участке резкого торможения капель, т, е. в корне факела, где
газ практически отсутствует.
Ее можно выразить зависимостью:
-> 1 d ->
fn= [2 яД;3рг (шОтн)
Тогда сравнение с силой сопротивления дает: /с/АгЗ>103
(~105), т. е. влиянием этого эффекта можно пренебречь.
Соотношение массовых сил и силы сопротивления можно
представить в виде:
f с ЗскргЕУ20Т
fmn 2л4Рж£(1 — Рг/Рж)
Если распыливается вода в воздухе при даотн~0,1 м/с и
“к ^0,1 мм,'то приведенное отношение будет иметь порядок
единиц, а следовательно fc и fmn соизмеримы между собой.
36
37
Силы Бассе — Буссинеска учитывают отклонение течения от
установившегося и выражают мгновенное гидродинамическое
сопротивление
3 Р ^Й^отн/
/в = (лРгНг)0’5 ( dr
*р
Показано, что для стоксовского режима течения ошибка,
вносимая пренебрежением этими силами, не превышает 4°/о- При-
соединенную массу и силы Бассе необходимо учитывать лишь
"в том случае, когда плотность сплошной фазы того же поряд-
ка, что и плотность дисперсных частиц, или превосходит ее.
Силы Бернулли обусловливаются мгновенными разностями
скоростей, связанными с турбулентными пульсациями. Они мо-
гут существенно влиять лишь на пульсационные составляющие
скоростей частиц, взвешенных в турбулентном потоке.
Учет вторичного дробления капель и их коалесценции мо-
жет в ряде случаев значительно повысить точность расчетов
процессов, протекающих в распылительных аппаратах.
Так как при определении дисперсных характеристик распи-
ливающих устройств отбор проб осуществляется на значитель-
ном расстоянии от распылителя, то полученные результаты (в
том числе и полученные эмпирические уравнения) уже учитыва-
ют распад первичных капель, обусловленный воздействием
окружающего газа в непосредственной близости от места вво-
да жидкости. Если сечение аппарата неизменно, т. е. скорость
газа не меняется, то необходимость учета вторичного дробления
капель отпадает.
В аппаратах переменного сечения, например, с профилем
расходомерной трубы Вентури, скорость газовой фазы изменя-
ется в широких пределах: в конфузоре она быстро нарастает,
а в диффузоре' падает, т. е. могут создаться условия для вто-
ричного дробления крупных капель. Воспользовавшись, напри-
мер, уравнением (1.1), можно в моделях гидродинамики оцени-
вать граничное значение диаметра капли. В том случае, когда
darp станет равным диаметру капель самой крупной фракции,
приняв какую-либо гипотезу о характере дробления (например,
предположив с достаточной точностью, что неустойчивые капли
дробятся пополам), можно выполнить пересчет дисперсных
характеристик распыла.
В большинстве случаев в распылительных аппаратах коалес-
ценция капель не может заметно проявиться, так как вероят-
ность их столкновения сравнительно мала: во-первых, в непо-
средственной близости от распылителя отличие в скоростях от-
дельных капель весьма незначительно; во-вторых, при удалении
от места вылета концентрация капель резко падает, и уже на
расстоянии нескольких сантиметров приближается к нулю. Ис-
ключение может быть лишь в случае параллельной работы не-
скольких распылителей. Однако несложная оценка позволяет
установить, что и в этом случае заметное число столкновений
наблюдается лишь при очень плотной установке распиливаю-
щих устройств, что применяется крайне редко. Проведенные ав-
торами опыты подтверждают указанные предположения. Факе-
лы двух центробежно-струйных форсунок, установленных на
расстоянии 150 мм, оказались «прозрачными» друг для друга.
В заключение следует указать, что некоторые основные эф-
фекты в какой-то степени учитываются другими параметрами.
Так, первые четыре" эффекта частично или полностью учитыва-
ются в ряде формул для расчета коэффициента сопротивления.
Примеры таких формул приведены в работе [42]. Влияние по-
лидисперсности ансамбля капель, их слияния и дробления учи-
тывается при определении среднего диаметра капель.
2.4. УРАВНЕНИЯ ДЛЯ РАСЧЕТА
КОЭФФИЦИЕНТА СОПРОТИВЛЕНИЯ
Как уже отмечалось, точность теоретического описания дина-
мики движения двухфазных газожидкостных потоков в значи-
тельной мере определяется правильностью выбора уравнения
для расчета коэффициента сопротивления Ск. Так, Хогланд
[195] отмечает, что ошибка на порядок при расчете коэффи-
циента сопротивления эквивалентна изменению размера частиц
примерно втрое.
При выводе расчетных уравнений часто основываются на
так называемой стандартной кривой сопротивления CK = /(Re),
полученной в опытах по обтеканию шара несжимаемым изотер-
мическим газовым потоком бесконечной протяженности. Многие
известные уравнения являются аппроксимациями стандартной
кривой с различными дополнительными членами, учитывающи-
ми реальные условия.
Рассмотрим эти условия. При равных значениях числа Re
коэффициент сопротивления в неустановившемся потоке может
быть значительно выше, чем в установившемся [79, 182].
Ускорение потока предложено [172] учитывать дополнитель-
ным коэффициентом:
.______dK dwK
с— (шг—шк)2 ’ dr (2.35)
Введение этого коэффициента, по-видимому, компенсирует
Иеучет в уравнении суммарной плотности сил членов, вызываю-
щих ускорение, и перенесение их роли на силу сопротивления.
"~т° предположение подтверждается тем, что при существенно
•веустановившемся характере обтекания частиц критерии Re
УскорУЖе Не являются опРеДеляющими критериями процесса их
Существенное влияние на коэффициент сопротивления ока-
1гВает турбулентность потока, причем в случае высокой кон-
.^Итрации частиц они сами начинают выступать как эффектив-
оо
39
ная турбулизующая решетка. При этом масштаб турбулентно-
сти становится сравним с размером частиц. Рассматривая влия-
ние турбулентности, в работе [195] отмечали снижение Ск с ро-
стом числа Re.
При достаточно высокой концентрации частиц (р) области
возмущенного движения сплошной среды, обтекающие соседние
частицы, могут перекрываться. В этом случае коэффициент со-
противления значительно отличается от коэффициента сопротив-
ления одиночной частицы. В работе [53] граничное значение р
ориентировочно принято равным 0,015. При р^>0,015 поток ча-
стиц можно представить в виде решетки, сквозь которую газ
фильтруется с заметным сопротивлением, а при $<0,015 части-
цы следует рассматривать как одиночные. Близкие результаты
приводит Горбис {50], отмечая дополнительно, что влияние
стесненности более существенно в ламинарной области обтека-
ния.
Для расчета коэффициента сопротивления в условиях стес-
ненного движения предлагается {50, 178] общее выражение
представлять в виде произведения двух функций, одна из кото-
рых определяет Ск одиночной частицы, а другая (Др) зависит
от объемной концентрации частиц- Таковы, например, эмпири-
ческие зависимости Ричардсона — Заки и Тодеса, полученные в
опытах по гидродинамике псевдоожиженного слоя и имеющие
вид:
Ер =(!-₽)-« (2.36)
В первом случае п = 4,65, во втором — 4,75. В работе {186] от-
мечается зависимость п от режима обтекания, выражаемая
уравнением
1 4-O.15Reo.e87
л — 4>7 1 4-0,253Re°.687 (2.37)
При испарении и горении частиц коэффициент сопротивле-
ния уменьшается и может быть рассчитан по уравнению [210]:
Ск = 27Re-o,8«
(2.38)
При увеличении размера капель характер их обтекания за-
метно отличается от характера обтекания твердых частиц, по-
скольку наряду с уже рассмотренными начинают проявляться и
другие эффекты (пульсации формы капли вследствие подвиж-
ности поверхности раздела и неравномерного распределения
давления на ней; внутренняя циркуляция жидкости; дробление
и т. д.).
Критический диаметр капель dKp, соответствующий условной
границе, можно определить по критериальному уравнению, по-
лученному при исследовании абсорбции на каплях различных
диаметров [156]:
а
4крУж
I ШотМ-г \°>,в / СТ3Р.2 \°.42
1,25-Ю-з
\ ° / \ 11г*7ж /
(2.39)
40
Диаметру dKp соответствует критическое значение числа Re,
определяемого по уравнению
(например, для воды ReKP=1000). При Re^ReKp значение Ск
возрастает.
Пульсации формы Раушенбах предлагает [165] учитывать
введением поправочного коэффициента. Очень удобно было бы
учитывать подобным образом и другие факторы, обусловлен-
ные жидкостной структурой капель. Однако возможность тако-
го представления достаточно сложна, поскольку не всегда для
какой-либо функции f(x, у) существуют такие значения ср(х)
В ф(у), для которых f (х, у) =<р(х)ф(г/). Поэтому чаще всего
используют зависимости для ОТв. ч (где Ск, Отв. ч - коэф-
фициент сопротивления соответственно капель и твердых ча-
стиц).
Анализ и количественное сравнение уравнений для расчета
коэффициента сопротивления приведен в литературе [42]. По-
казано, что большинство уравнений, полученных в опытах с
твердыми частицами и с каплями, дает близкие результаты, ле-
жащие в окрестности стандартной кривой. Выбор той или иной
зависимости должен определяться конкретным режимом тече-
ния.
Для рассматриваемого случая наиболее обоснованным сле-
дует считать уравнение Ривкинда и Рыскина >[167], которое и
яспользовано при составлении модели гидродинамики газожид-
костного факела.
2.5. ГИДРОДИНАМИКА ОДИНОЧНОГО
СВОБОДНОГО ФАКЕЛА
Свободным будем называть факел, движущийся в пространстве
при отсутствии стенок аппарата или значительном удалении от
них.
Чтобы выделить конкретную модель из класса, описываемо-
го соотношениями (2.33) и (2.34), необходимо задать выраже-
ния для расчета fc и fg, методику перехода от сечения элемен-
тарной струйки S к сечению факела 5Ф.
В наиболее общем случае совокупность дисперсных частиц,
излучаемых точечным источником (распылителем), распростра-
няется внутри объема искривленного конуса, как показано на
Рис. 2.1, а. Элементарную струйку, которая в начальный момент
времени делит корневой угол пополам, назовем центральной
(линия ON2). Рассмотрим объем факела, заключенный, между
Двумя близкими плоскостями, для каждой из которых централь-
линия тока является нормалью. Предположим, что сечение
-факела нормальной плоскостью является кругом. Тогда объем
41
Рис. 2.1. Расчетная схема свободного факела:
а—определение габаритов факела; б—разбивка сечеиия факела на кольцевые струйки
тока (1,..., /—1; /4-1,... — границы струек).
«среза» факела между двумя плоскостями может быть вычис-
лен как объем элементарного цилиндра dV=Sdn (где dn рас-
стояние между центрами кругов).
Сечение факела удобно определить как совокупность точек
жидкой фазы, одновременно и с одинаковой скоростью поки-
нувших распылитель. С достаточной для практики точностью
площадь этого сечения можно рассчитать как площадь некото-
рого эквивалентного круга. Зная одновременные координаты
точек 1, 2, 3 (рис. 2.1, а), определяем S:
S = л (Rt + R2)2/4 (2.41)
где Rj = уС(Xj х2)2 (zi z2)2’
R2= /(^3-^)2 + (z3-z2)2-
Соответствующее скалярное произведение Sw представляем как
ЗауЖ2 (где щЖ2 — проекция скорости жидкой фазы центральной
струйки на направление движения жидкости). Объемная плот-
ность массовой силы, действующей на жидкую фазу, равна
₽(рж —Pr)g, а сила сопротивления относительному движению
фаз — fc, для ее расчета можно использовать уравнение вида
(2.24). Тогда при достаточно равномерном распределении жид-
кости по сечению из уравнения (2.33) для произвольного мо-
мента времени получаем
Р= P°^.o=-G^
• р wS wS v
Выражение (2.34) в записи для дисперсной фазы имеет вид:
(2.43)
Уравнение (2.43) в записи для сплошной фазы позволяет
косвенным путем оценить траектории газа внутри факела. Если
в некоторый момент площадь сечения факела равна S*, а рас-
ход газа через S* равен Gr*> то можно записать:
e*prw1*S* = ергшг5г = PfGr* (2.44)
Откуда
5r = Gr*/ea,r = лгг2 (2.45)
гг = V Gr*/(nnwc)
Введем обозначения для каждой /-той струйки тока проек-
ции импульса газовой фазы на i-тую ось координат (iex, z),
т. е. проекции вектора, стоящего под знаком дифференциала
в уравнении (2.33), записанном для газовой фазы:
sprWrijWrjS ~ Grij
Если величины Gri/ известны (сначала из начальных условий,
затем — в результате предыдущего шага вычислений), то легко
найти скорости газа для любой из струек:
(ep^r^rjS)2 + (ергшгг>шг>5)2 = (eprS)Vr; = G2„; 4- G2r2> (2.46)
откуда
wn = y^/G2^. 4- G2i2j-^-
Для каждой /-той струйки находим значения проектной wrxj
и wrzi:
Grxj Grzj
wrxj — epSwr]- wrzj— epSwrj (2-47)
Чтобы вычислить коэффициент сопротивления, находим мо-
дуль относительной скорости для каждой из / струек:
Woxj = К'жху — Wrxj; Wozj = wxzj — wrzj;
woj— Уw20Xjw20zj (2.48) •
Далее подсчитываем коэффициент сопротивления и объем-
ные плотности сил, действующие на фазы: >.
’ wOXj
fzxj = fzj c os (^жх/А^Ж j) = fzj ' Wt).
fxxj = —fzxj> f».zj = —fzxj + /g; frij = fcij (2.49)
Уравнение сохранения количества движения для газовой фа-
зы имеет вид:
dGrZjI
~^ = /с0- (2.50)
Интегрируя шесть уравнений (2.50), записанных для двух про-
.екций каждой из трех струек, получим значения Огц для следу-
ющего шага вычислений.
4а.
Чтобы определить скорости жидкой фазы, записываем урав-
нение (2.43) для каждой проекции:
d^'Kxj fcxj dwxzj (-fczj-rfg)
ЦТ dx - ₽Рж (2-01’
Наконец, по известным проекциям скоростей жидкости интегри-
рованием уравнений
Цду- dzj
= и (2.52)
находим координаты точек траекторий всех струек.
Таким образом, уравнения (2.41), (2.42), (2.44) —(2.52)
представляют модель динамики дисперсной системы в рассмат-
риваемом случае.
Начальные условия для расчета по полученной системе урав-
нений следующие:
1. При т=0 жидкая фаза покидает распылитель.
2. р(0) = 1, е(0)=0; следовательно, при любом, принятом
значении wr/(0), <7ri;(0) =0.
3. Вершина корневого угла факела помещена в начале ко-
ординат. Тогда начальные координаты каждой из струек опре-
деляются соотношениями
х>(0) = Zocos(a + 0jY) гу(0)=/osin(a + 0jY) (2.53)
где
' —1 при / = 1
О при /= 2
1 при j = 3
(2.54)
a — угол между осью х и осью форсунки; у —половина корневого угла фа-
кела; 10 — расстояние от «вершины» факела до поверхности, за пределами
которой сплошная струя начинает диспергироваться.
За 1о принимаем длину образующей конуса, вписанного в со-
пловой канал, с вершиной, совпадающей с вершиной факела;
рассчитываем ее по формуле
/0 = dc/(2 sin у) (2.55)
При решении уравнений движения сплошной фазы (при
т = 0) численное интегрирование необходимо производить с не-
которого малого времени ть обусловливающего начало распада
струи:
Ti = (G 1о)/шж (0) (2.56)
Это требует соответствующей корректировки начальных усло-
вий.
Скорость жидкости до момента п полагаем неизменной. Рас-
стояние l=li—10 выбираем из условия существования факела,
состоящего из капель жидкости и соответствующего плотной
укладке шаров, т. е. р = 0,4. Здесь
1 ( \
S (!) =-jj-nd2 (1 -cosy); d = 2 (I —- l0) = 2 / +
X. 1 X» О 111 if /
Тогда
. ₽(0= 1+ (* —COSV)1 и ₽ (0) = (sin2 y)/[2 (1 — cos y)J
Из соотношения ₽ = ₽(/)/Р(0) получаем:
/= (dc/2 siny)(Ki7₽-l)
Тогда ___
/1= /о + ^= 2 Sin у + 2 sin у (X"т~ 0= 2 sin у "fT (2'57)
Для р = 0,4 Zi = 0,79dc/sin у.
4. Расход жидкости определяется по начальной скорости:
Сж = л (dc/2)2 шжо (2,58)
На срезе сопла площадь живого сечения потока dS больше,
чем площадь нормального сечения сопла; в этом случае wK на
границе распыливания должна быть меньше дажо, а именно:
лг02 I sin3 у ””
WX (!) = шж (0) 2п + Г)2 (1 _ cos v) |^0 = (0) 2(1 _cos?)
Таким образом
= (I + cos у) шж (0)/2 (2.59)
Скорость газа можно рассчитать следующим образом. Поток
Импульса газа yr=sp®2rS через сечение факела S в окрестно-
. сти точки 1 — 0 запишем в виде:
Отбрасывая вследствие линейности q(l) члены порядка выше
первого и учитывая, что q(0)—0, получим:
eprtc>r2S = q' (0) /
Заменяя е на 1 — б/[рждаж (0)S], считая скорость жидкости
Неизменной на отрезке I и учитывая, что на малых расстояниях
от распылителя площадь сечения факела пропорциональна
Квадрату расстояния до вершины, из (2.58) получим:
шг (!) = Vk/q + 2!0)
'Константу k найдем из условия
lim = а>ж (0)
/-.о
45
Тогда
К>Г (0 — К’ж (0) "j/* 1_^210 — dz 4- Z sin 7 (2.60)
5. Радиус факела г на расстоянии I от среза сопла находим
из соотношения
г/г* = G +/0)А0. гДе г* = 2Z0 sin (т,2)
Он равен
г = (dc/2 + I Sin Y)/cos (у/2)
х/ = (i0 + l') c°s (« + 0;Y)
Z; = (i0 + 0 sin (a + 0j-y)
Остальные начальные условия — диаметр капель, их началь-
ную скорость шж(0), коэффициент расхода, корневой угол фа-
кела— рассчитывают по эмпирическим уравнениям для выбран-
ного распылителя.
Рис. 2.2. Оценка погрешности расчета гидродинамических параметров сво-
бодного факела:
а — по скорости газа в факеле, определенной: 1 — по суммарному расходу газа в не-
скольких сечениях факела; 2 —с помощью термоанемометра; 3 — с помощью трубки
Пито;
б — по скорости газа через боковую поверхность факела на различном расстоянии от
форсунки г: 1—4 — перепад давления жидкости на форсунке соответственно 196, 170, 9*
и 32 кПа;
в — по скорости капель при различном расстоянии от форсунки z;
г — по траектории центральных капель: 1 — без учета реального распределения жидкости'
в факеле; 2 — с учетом реального распределения; сплошными линиями обозначены рас-
четные данные.
46
Оценка точности предложенной методики расчета подроб-
но дана в литературе [43] и приведена на-рис. 2.2.
И Рис. 2.2, а иллюстрирует согласование расчетных и экспери-
ментальных значений скоростей газа, замеренных различными
методами и в различных сечениях факела. На рис. 2.2,6 при-
ведены расчетные зависимости скорости газа через боковую по-
верхность факела от расстояния до форсунки и нанесены экспе-
риментальные точки. На рис- 2.2, в показано изменение скорости
капель по длине факела (точками обозначены эксперименталь-
ные значения, полученные методом скоростной киносъемки). На
пис. 2.2, г нанесены расчетные и экспериментальные траектории
нейтральной струйки.
В подавляющем большинстве случаев погрешность расчета
параметров как жидкой, так и газовой фаз не превышает 20%,
И во многих опытах остается в пределах 10%.
•2.6. ГИДРОДИНАМИКА ГАЗОЖИДКОСТНОГО ФАКЕЛА
ПРИ НАЛИЧИИ ОГРАНИЧИВАЮЩИХ СТЕНОК
Ограничивающие стенки могут иметь различную форму — пря-
мую, сужающуюся, расширяющуюся и т. п., а их наличие на-
кладывает ряд особенностей на течение двухфазной газожидко-
стной смеси: часть жидкости, достигая стенок, выпадает на них
и в дальнейшем в передаче импульса не участвует. При нали-
чии стенок газ может перемещаться в аппарате не только за
счет эжекции, но и принудительно, от внешнего источника.
При описании движения двухфазной смеси при наличии ог-
; раничивающих стенок выбран самый общий и сложный случай,
когда стенки имеют профиль трубки Вентури. Это позволяет
легко переходить к более простым вариантам.
- Для учета выпадения жидкости на стенки факел разбивали
на ряд кольцевых струек, как показано на рис. 2.1.6. При дос-
тижении струйкой ограничивающей стенки она вначале частич-
но, а затем (при попадании на стенку внутренней границы
^струйки) и полностью исключается из расчета.
Использование указанного приема позволяет также сравни-
тельно просто учитывать, и неравномерность распределения
жидкости по сечению факела, о чем будет сказано ниже.
Газожидкостной факел, инициированный распыливающим
-устройством, вызывает движение газа и вне его, т. е. между
факелом и стенками аппарата (назовем этот газовый поток
Вериферийным). Экспериментальные исследования [134а] пока-
зали, что скорость периферийного потока (wrn) по мере при-
ближения к сечению смачивания уменьшается. Это объясняется
интенсивным перетоком газа внутрь факела, где формирующая;
'«я газовая струя последовательно приобретает и накапливает
Количество движения от теряющего его капельного потока. При
^Раничении Расхода газа внешним сопротивлением возможно,
0 йа некотором расстоянии от форсунки скорость периферий-
47
Рис. 2.3. Характерные зоны течения газожид-
костного факела, ...
парата:
1 — зона свободного
3 — зона стесненного
ограниченного стенками ап-
течения; 2—зона циркуляци
течения.
достигнет нуля. По-
передачи импульса
факел
нота потока
скольку процесс
при этом не прекращается, а
еще не достиг стенок, новые порции
приобретенной газом энергии будут
затрачиваться на разворот некоторой
его части, т. е. возникает циркуляция
газа.
Итак, весь факел, ограниченный
стенками, можно разбить по длине на
три зоны, как показано на рис. 2.3.
Первая зона начинается от среза сопла и заканчивается либо
в сечении смачивания, когда скорость периферийного газового
потока положительна (тогда вторая зона отсутствует), либо в
сечении, где эта скорость становится равной нулю. Назовем
первую зону зоной свободного течения. Вторая зона (циркуля-,
ции) заканчивается в сечении смачивания. Ниже лежит третья
зона— стесненного движения. Она характеризуется отсутстви-
ем периферийного газового потока, т. е. эжекции.
Ввиду особенностей течения газожидкостного потока в ука-
занных зонах требуется раздельная запись систем дифференци-
альных уравнений для каждой из них. Дополнительно по отно-
шению к свободному факелу предположим: ограничивающие
стенки и факел имеют аксиальную симметрию; градиент ско-
рости газа в поперечном сечении как внутри факела, так и в
периферийной зоне (между факелом и стенками) равен нулю.
Система уравнений зоны свободного течения включает:
уравнение баланса площадей факела /ф и периферийного по-
тока /п-‘
/ = /ф+ /п
уравнение, учитывающее форму аппарата:
df
йзменения сечения факела:
4/ф .— ^'ж/
— = 2^ф^7
сохранения импульса:
m
dwTn , , аи»гф , х? awxzi , t dp
dz Ч-РгфО’гф/ф dz +^Ож( dz +l dz -
уравнение
уравнение
РгпИ’гп/п
у СЖ; COS (Pf/2)
wxzi
48
(2.61)
(2.62)
(2.63)
(2,64)
уравнение
уравнение
'уравнения
i —1
сохранения расхода газа:
d
dz (Ргф^гф/ф + Ргп^'гп/п) = О
изменения статического давления:
dp dmrn
~dT = ~Ргпи'гп dz
[ изменения скорости жидкости по
номер струйки):
Л^'жг1
dz
п 0,75ргф И'01-(шЖ21-—и'гф)
— —Ьк/
Рж^кС
&&жУс _ „ 0,7"ргф
dz =~CKf рнА. •

(2.65)
(2.66)
осям
z
и у (где
g
и-'жгС
(2.67)
В качестве начальных условий задают скорость газа на уров-
не распылителя даг, средний объемно-поверхностный диаметр
капель dK, расход жидкости Gx, скорость истечения жидкости
дож, корневой угол факела р и функции распределения плотно-
сти орошения.
Когда скорость периферийного газового потока достигает ну-
ля, осуществляется переход ко второй зоне. Здесь образуется
Граница между основным и циркулирующим газовыми потока-
ми, расположенная внутри факела. Так как суммарный вектор
скорости газа в зоне циркуляции равен нулю, система уравне-
ний второй зоны’ относится только к области, расположенной
внутри факела. Она включает уравнение баланса площадей ос-
новного fa и циркулирующего /ц потоков
/ф = /ц + fo
а также уравнения сохранения импульса и расхода газа, анало-
гичные выражениям (2.64) й (2.65), но при условии гогп = 0. За-
мыкают систему уравнения (2.62) и (2.67), которые остаются
без изменения.
При переходе к зоне стесненного движения учитывается
скачкообразное изменение давления. Скачок давления должен
Уравновешивать усилие, затрачиваемое на разворот части газо-
вого потока внутри факела, движущегося со скоростью щГф и
занимающего площадь /ц:
ДР/ = Рг^гф/ц
При этом основной газовый поток внутри факела расширяет-
ся До площади сечения аппарата на границе второй и третьей
308 (fo=f). Из уравнения (2.68), уравнения сохранения расхо-
да газа
(2.68)
d ,
(рг^гф/о) — О
>-161
49
Рис. 2.4. Оценка точности модельного описания гидродинамики газожидко-
стного факела, ограниченного стенками аппарата;
а — по коэффициенту эжекции: /—стенка цилиндрическая (диаметр 25 и 50 мм [53] >;
2 — стенка цилиндрическая (диаметр 700 мм); 3 — стенка с профилем трубы Вентури
(диаметр сужения 270 мм); 4 — стенка с профилем трубы Вентури (диаметр сужения
50 мм [126]); б — по статическому давлению: 1, 2 —с учетом реального распределения
жидкости по’сечению факела; 3 — распределение жидкости в факеле принято идеально
равномерным; / — Рж=0,6 МПа; 3 = 25°; 2 — Гж = 1,0 МПа; 3 = 48'; 3 — Гж=0,6 МПа;
3 = 25°.
и записанного выше соотношения получаем граничное условие
для изменения давления:
др = ргш2 (ш2 — ш3) (2.69)
где w2, шз — скорость газа во второй и третьей зонах (на границе) соответ-
ственно.
Уравнения этой зоны соответствуют уравнениям (2.61) —
(2.67) с введением условия а/Гп = 0. Дополнительным уравнени-
ем является функция выпадения капель на стенки корпуса
т = ф(г).
Для оценки точности полученной модели использованы дан-
ные по коэффициенту эжекции, полученные различными авто-
рами на аппаратах различной формы и размеров (рис. 2.4, а),
а также результаты измерения статического давления по высо-
те аппарата в виде трубы Вентури с диаметром сужения
126 мм (рис. 2.4, б)
При расчете коэффициента эжекции погрешность в большин-
стве случаев лежит в пределах ±12% и не превышает 20%
в диапазоне изменения Uo от 1,4 до 3500 (рис. 2.4, а).
Изменение статического давления по длине газохода пока-
зано на рис. 2.4,6, где точками отмечены экспериментальные
значения. Кривые 1 и 2 отличаются значением начальной ско-
рости жидкости. Модель хорошо отражает реально существую-
щий скачок давления, а средняя погрешность при расчете давле-
ния составляет 8,3%. Кривая 3 иллюстрирует тот факт, что вво-
димое многими исследователями допущение о равномерном рас-
пределении жидкости по сечению факела может привести к су-
щественной ошибке при определении статического давления,,
возрастающей с увеличением длины третьей зоны.
2.7. ОЦЕНКА УПРОЩАЮЩИХ ДОПУЩЕНИЙ
сборников (подробно
Неравномерность плотности орошения. В реальных распылах
распределение плотности орошения никогда не бывает идеально
равномерным. В предыдущем разделе было показано, к каким
погрешностям в расчете статического давления может привести
отступление от реального распределения (рис. 2.4,6). Другой
иллюстрацией являются кривые 1 на графиках траекторий ка-
пель жидкости (рис. 2.2,г).
Таким образом, когда распределение плотности орошения
в факеле распыла заметно отличается от равномерного, это не-
обходимо учитывать. Технически осуществить это сравнительно
несложно, достаточно лишь для каждой кольцевой струйки за-
дать свой расход жидкости. Очевидно, чем на большее число
струек мы разбиваем факел, тем с большой точностью можно
интерпретировать реальное распределение.
Распределение жидкости в распылах находят эксперимен-
тальным путем, измеряя на некотором (достаточно большом)
расстоянии Я от распылителя поле удельных потоков (рис. 2.5,.
нижний график) с помощью различных
методики и устройства приведены в
работе [127]). Ясно, что полученное
-таким образом распределение не мо-
жет быть просто экстраполировано на
срез распылителя. В работе [3] рас-
сматривается подобие распределения
плотности орошения в различных се-
чениях факела.
Напомним,
Ния это количество жидкости,
шающее единичную площадь в
ницу Времени (q = G/S). Введем
значения:
Г/Гф == г;
ИИя q 5' СхеМа 0ПРелеления плотности ороше-
что плотность ороше-
оро-
еди-
обо-
G/S = q; q/q= ф
4*
50
51
Так как
1 1
G = 2ллф2<7 tfrdr = 2G
О о
следовательно, функция относительной плотности орошения
нормирована в любом сечении факела: f tyrdr = 0,5. Переходя
к конечным разностям, получим:
4‘i (~)Ж (г) = lim (AGj/AGa) = 1
Таким образом, функция ф(г) универсальна в области прямо-
линейного движения капель.
Показано [3], что при значениях Н до 1 м (обычных для
практики) и на режимах, характерных для большинства распы-
лителей, условие прямолинейности траекторий выполняется с
достаточной точностью.
В экспериментах измеряемая функция распределения стано-
вится дискретной (жидкость собирается в конечное число коль-
цевых камер сборника, рис. 2.5). Если число колец п, а / — по-
рядковый номер кольца, то
п
G=^G}S^
j
Обозначив S//S = S/ и q{jq =ф/, получаем условие нормировки:
/ ,, ,
Кривую распределения, снятую на расстоянии п, разбиваем
по радиусу на п частей в полном соответствии с разбивкой
струи на выходе из распылителя на кольцевые струйки тока.
Для каждого участка находим функцию распределения ф/. Тог-
да расход через г-тую струйку определится из соотношения
С(=ф(С$(- (2.70)
Необходимо также отметить, что каждой струйке тока может
быть присвоен не только свой расход, но и своя начальная ско-
рость. Это имеет значение в тех случаях, когда распределение
скорости существенно неоднородно, например, у комбинирован-
ных гидравлических форсунок-
Неоднородность» распыла. Все приведенные выше рассужде-
ния и выводы выполнены исходя из предположения, что капель-
ный состав факела монодисперсен и однороден по всему сече-
нию. Реальный распыл заметно отличается от принятого идеаль-
ного: он может быть, во-первых, существенно полидисперсным
и, во-вторых, неоднородным по сечению, т. е. средние диаметры
цапель в различных зонах факела, взятых по радиусу, могут
’ заметно отличаться.
При наличии полной информации о дисперсных характери-
стиках факела учет радиальных неоднородностей дисперсного
состава капель не представляет трудностей и не приводит к ус-
ложнению модели. Для этого достаточно для каждой кольцевой
струйки наряду с расходом и начальной скоростью задать сред-
ний диаметр частиц.
Для учета полидисперсности был использован следующий
Прием. Ансамбль капель разбивали на ряд фракций со своим
определяющим размером и своим расходом, пропорциональным
ИХ массовой доле. Такую разбивку выполняли для каждой
струйки, т. е. при этом учитывалась и радиальная неоднород-
ность.
Следует отметить, что учет полидисперсности связан с уве-
дичением числа основных дифференциальных уравнений про-
порционально принятому числу фракций. Соответственно увели-
чивается длительность счета, т. е. требуется машина более вы-
сокого класса.
Расчет процесса пылеулавливания показал, что учет поли-
дисперсности при улавливании субмикронных пылей приводит
к значительному увеличению точности.
Наложение факелов. При параллельной работе нескольких
распылителей факелы их могут пересекаться. При этом воз-
можно изменение дисперсного состава капель вследствие их
столкновений, изменение концентрации частиц и уменьшение
площади совокупного факела по сравнению с суммой площадей
отдельных факелов на том же уровне.
Как отмечалось ранее, уже при сравнительно небольшом
расстоянии распылителей друг от друга факелы становятся вза-
имно прозрачными, и вероятность столкновения отдельных ча-
стиц близка к нулю. При удалении от распылителя порозность
факелов быстро возрастает, и еще задолго до их пересечения
становится практически равной единице. Поэтому при наложе-
нии факелов коэффициент порозности изменяется только в
третьей-четвертой значащей цифре, и не может заметно по-
влиять на гидродинамику.
Таким образом, параллельную работу нескольких распыли-
телей следует учитывать в уравнениях (2.61) и (2.63). Считает-
ся» что до пересечения каждый факел работает независимо и
Ограничен площадью f$. После точки пересечения на каждом
Чаге интегрирования из площади f$, рассчитанной по уравне-
вЯю (2.63), вычитается площадь соответствующего сегмента или
^гментов (рис. 2.6, б,в, сегменты заштрихованы), и в уравне-
~*е баланса площадей (2.61) подставляется уже новая пло-
Ф- В площадь вносится также поправка при достижении
-«ерцферийными факелами стенки аппарата.
Чв ' ПИсанный прием несколько условен, однако позволяет зна-
тельно приблизиться к реальной картине.
52
53
Рис. 2.6. Расчетные схемы размещения распылителей для образования сово-
купного факела при различной форме сечения ограничивающих стенок:
а — кольцевая: б — щелевидная; в — круглая с расстановкой распылителей по одному
кольцу; г —круглая с расстановкой распылителей по двум концентрическим кольцам;
д— прямоугольная расстановка; е — шахматная расстановка.
2.8. РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНОЙ РАССТАНОВКИ
РАСПЫЛИТЕЛЕЙ
В многотоннажных аппаратах приходится устанавливать десят-
ки, сотни, а иногда и тысячи параллельно работающих распы-
лителей. При проектировании такой сложной оросительной си-
стемы возникает задача размещения распылителей таким обра-
зом, чтобы добиться максимальной эффективности их работы.
Многочисленные экспериментальные данные показывают, что
распределение газовой фазы в полых и насадочных тепло-мас-
сообменных аппаратах во многих случаях имеет существенные
неоднородности. Оптимизация систем орошения таких аппара-
тов связана с учетом этого факта.
Распределение удельных потоков газовой фазы обусловли-
вается конструкцией аппарата, его размерами, а в насадоч-
ных— типом, размером и способом укладки насадки. Примене-
ние различного рода усложнений конструкции аппарата, на-
правленных на выравнивание поля скоростей газа, зачастую не
дает желаемого результата. Поэтому представляется неоправ-
данным встречающееся обычно стремление к обеспечению во
всех случаях равномерного распределения удельных потоков
жидкой фазы.
Распределение жидкости при ее движении в аппарате пре-
терпевает значительно меньшие деформации, т. е. управление
жидкостным потоком является более надежным. Это откры-
вает весьма перспективный путь повышения эффективности как
действующего, так и проектируемого оборудования.*
Таким образом, каждому конкретному профилю удельных
потоков газовой фазы соответствует вполне определенное рас-
пределение удельных потоков орошающей жидкости, и только
в случае равномерного распределения газа жидкость должна
также распределяться равномерно.
Пусть необходимо обеспечить равномерное орошение ка-
кой-либо поверхности, например поверхности насадки в наса-
дочном аппарате. В этом случае максимальная равномерность
будет достигаться при выполнении следующих условий: вся за-
данная поверхность смачивается жидкостью, т. е. перекрывается
факелами; взаимное наложение факелов на уровне орошаемой
поверхности минимально; количество жидкости, выпадающее на
стенки аппарата, минимально.
Эти условия соответствуют минимальному значению введен-
ного нами коэффициента избыточного орошения /, представля-
ющего отношение суммарной площади факелов всех распылите-
ли 5Ф к площади сечения аппарата на уровне орошаемой по-
верхности За : / = Зф/За.
Независимо от выбранного типа распылителей (которые
Редполагаем идентичными) решение будет определяться фор-
”°и орошаемой поверхности, т.'е. формой сечения контактной
ны аппарата. По этому признаку все известные варианты
55
можно свести к трем: кольцевое сечение, круглое и прямоуголь-
ное (рис. 2.6).
Кольцевое сечение. При установке форсунок на одной ок-
ружности единственно возможной является схема, когда точки
пересечения отдельных факелов на уровне орошаемой поверх-
ности лежат на ограничивающих стенках (рис. 2.6,а). При
этом, учитывая угол взаимного расположения форсунок <р = 2л/п,
коэффициент избыточного орошения определяют из уравнения:
, ПГф3 П / ГН/ГВН— 1 П Гн/Гвн + 1 \ ,9 ...
гн2-гввз; = ^~( гн/Гвн+1 +tg п • rH/rBH —I )
где Гф — радиус факела одного распылителя; гв, гва — наружный и внутрен-
ний радиусы контактной зоны на заданном уровне.
Из условия минимума соотношения (2.71) определяется оп-
тимальное число распылителей п и радиус окружности (коль-
цевого коллектора) гк, на которой они устанавливаются:
гк — (гв + гВн)/2 cos (п/п) (2.72)
Наименьшая перекрываемая площадь обеспечивается при
радиусе факела Гф = (г2к— ГнГвн). Отсюда при заданном расстоя-
нии Н от распылителей до орошаемой поверхности можно най-
ти требуемый угол факела:
0 = 2arctg г/Я (2.73)
Из выражения (2.71) следует, что абсолютное значение ко-
эффициента избыточного орошения зависит от числа форсунок
и отношения Эти зависимости представлены на рис. 2.7, a
(кривые 1—6), откуда видно, что Для каждого значения гн/гвн
кривая J=f(n) проходит через минимум, а линия, соединяющая
эти наименьшие значения, с уменьшением гн/гви асимптотически
приближается к прямой 7=л/2, соответствующей оптимальной
Рис. 2.7. Параметры качества орошения:
a — зависимость коэффициента избыточного орошения от числа распылителей; 1 о
кольцевое сечение (/ - г„/гвн = 1,25; 2—1,5; 3-2- 4 — 3; 5-4; 5-5); 7, 5 - круглое
сечение с расстановкой распылителей по одному н двум кольцевым коллекторам соот
ветствеиио; б — зависимость доли отсекаемого стенкой радиуса факела у/гф от доли
жидкости, выпадающей на стенку.
Расстановке распылителей для орошения прямолинейного щеле-
Сечеиия (рис. 2.6,6). Действительно, для щелевого сече-
ggg 7=n/(4sin czcos а) минимально и равно л/2 при а=л/4, т. е.
пои ширине щели х распылители размещаются на коллекторе
посередине щели на расстоянии х друг от друга при радиусе
ф?ке.ла в этом сечении Гф = 0,707х.
™ Круглое сечение. Когда площадь сечения сравнительно не-
вояика. распылители целесообразно устанавливать на одном
нлЯ нескольких концентрических коллекторах вокруг централь-
в0& форсунки. При одном коллекторе (рис. 2.6, в)
Л = (п-i + l)/[4 cos2 (л/nJ— I]2 (2-74)
Выражение (2.74) имеет минимум при И] = 8 (рис. 2.7, а, кри-
доя 7). При этом Гф = 0,414гн; гк= 1,848Гф; n = «i + l=9.
'Схема на рис. 2.6, г отражает размещение форсунок по двум
концентр и чески м окружностям. Для этого случая коэффициент
убыточного орошения, выраженный через число форсунок на
первом коллекторе, определится из соотношения
3«i + l „
= 1--------------------------------7=Д= (2.7о)
2 {4 cos2 (л//?!) cos (л/2/i!) + У 1 — [4 cos2 (л/гц) sin (зг/Э/гД]3}
- Минимальное значение /2, как следует из кривой (рис. 2.7, а),
обеспечивается при «1 = 7. При этом Гф = 0,26гн; Гк1 = 0,468гн;
0,844 rH; /r = /ri4-/T2+l = 7+14 + l = 22.
. Последняя схема несколько экономичней предыдущей
однако дальнейшее усложнение системы орошения пу-
гем увеличения числа коллекторов не дает ощутимого эффекта.
Вместе с тем увеличение числа распылителей приводит к сни-
жению надежности-всей системы орошения.
, Для аппаратов больших размеров, независимо от формы их
Сечения, возможны два простых способа расстановки распыли-
телей (рис. 2.6, д, е): в узлах прямоугольной сетки со сторонами
cosep; b = 2 Гф sin ф и в вершинах равнобедренных тре-
угольников с основанием с/ = 2гфз!пср и высотой й = 2гф cos 2 (ср/2) •
В первом случае 7Пр=x/(4sin ср cos ср) будет минимальной
ори <р = п/4 (/npmin= 1,57), когда сетка превращается в квадрат-
ную. Во втором случае ZKoc = n/(2sin cp + sin 2ср). Эта функция
имеет минимум при ср=и/3 и равна 1,21.
> Из сравнения видно, что при косоугольной расстановке доля
-ОДИократно орошаемой поверхности выше. При таком размеще-
но ^ = с = Гф]/3; /г = 3/2гф, т. е. распылитель устанавливают в
Н^Шинах равносторонних треугольников; такую расстановку
называют шахматной.
-° обоих случаях связь размера сечения аппарата (пусть
вт° ширина сечения На) с радиусом факела имеет вид:
Яа = (У-1)й + 2гф(1-у/Гф) (2.76)
число рядов распылителей; у—часть радиуса факела, отсекаемая
56
57
При полном перекрытии сечения у/гф = 0,5. Если с целью
уменьшения количества жидкости, выпадающей на стенки, до-
пустить существование около нее неорошаемых зон, то указан-
ное отношение можно представить в следующем виде:
arccos (1 — у гф) — (1 — у гф) /I — (1 — у гф)-= д.л (2.77)
где 6 — доля факела, соответствующая жидкости, выпадающей на стенки на
уровне заданного сечения.
Для удобства вычисления #/Гф = /\6) выражение (2.77) пред-
ставлено в виде графика (рис. 2.7,6).
Задаваясь значением б, по графику или по уравнению (2.77)
определяют отношение у/г$, и из выражения (2.76) находят
радиус факела гф. Требуемое число форсунок п определяют
с учетом числа рядов N и второго линейного размера аппарата
(длина L в случае прямоугольного сечения).
Если распределение жидкости должно отличаться от равно-
мерного, то в случае орошения заданной поверхности единич-
ным распылителем это можно обеспечить выбором таких его
геометрических размеров, при которых достигается заданный
профиль удельных потоков в факеле (применительно к центро-
бежно-струйным форсункам речь об этом пойдет в главе 5).
При многофорсуночном орошении заданное сечение аппара-
та разбивается на зоны, в пределах которых требуемое распре-
деление жидкости можно считать равномерным,- а ее расход —
пропорциональным доле расхода газа. Для каждой такой зоны
осуществляется, расчет размещения распылителей в соответст-
вии с одним из рассмотренных случаев.
Глава 3
ТЕПЛО МАССООБМЕН МЕЖДУ КАПЛЯМИ
РАСПЫЛЕННОЙ ЖИДКОСТИ И ГАЗОМ
3.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Тепло-массоперенос в распылах осуществляется на поверхности
капель. При этом переносимое тепло (масса) из ядра газового
потока (или из капли) вследствие конвективной диффузии под-
водится к пограничному слою, окружающему каплю, а оттуда
переносится внутрь капли (или в ядро газового потока).
Основные принципы тепло-массопереноса хорошо разработа-
ны и подробно освещены в многочисленных литературных источ-
никах, поэтому здесь мы их не рассматриваем.
Особенность капельной структуры жидкостного потока мо-
жет проявляться в так называемых концевых эффектах (обус-
ловленных формированием капель при истечении из распылите-
ля
ля и их дроблением при встрече с преградой), а также во
внутрикацельной циркуляции жидкости.
развитие циркуляции жидкости внутри капли способствует
увеличению коэффициентов тепло- и массоотдачи в жидкой фа-
зе. Циркуляция усиливается с увеличением диаметра капли.
Вместе с тем с уменьшением-размера капель увеличивается их
удельная поверхность. Очевидно, должен существовать крити-
ческий размер частиц, при котором тепло- и массоотдача внутри
-капель минимальны. Уравнение (2.39), полученное И- Г. Пли-
том [156], позволяет найти этот размер. Значение <7Кр зависит
от физических свойств фаз и относительной скорости капель:
если в процессе движения щот будет, например, уменьшаться,
то капли из области большого диаметра могут перейти в об-
ласть малого диаметра и развитая вначале циркуляция затух-
нет.
Применение распыливания как средства создания развитой
поверхности контакта оправдано главным образом в случае
прямоточной организации движения фаз. При противотоке на-
кладываются столь жесткие ограничения на скорость газовой
фазы, что он целесообразен в аппаратах других классов — на-
садочных, тарельчатых и т. д., хотя и используется иногда, на-
пример в распылительных сушилках.
Однонаправленное движение жидкости и газа определяет
рамки целесообразного использования прямоточных распыли-
тельных аппаратов. Очевидно, они имеют существенные преиму-
щества перед противоточными аппаратами в тех процессах, при
проведении которых преимущества противотока в отношении
движущей силы несущественны, а для завершения, например,
Процесса абсорбции достаточно одной теоретической ступени
контакта.
Следовательно, среди рекомендуемых областей применения
распылительных аппаратов могут быть выделены процессы, про-
текающие с изменением фазового состояния: конденсация па-
ра; испарительное охлаждение нагретых жидкостей (например,
оборотной воды) при контакте с охлаждающим газом; охлаж-
дение высокотемпературных газов (закалка) при испарении
распыленной в них жидкости; испарение криогенных жидкостей;
абсорбция хорошо растворимых газов (например, аммиака) и
Десорбция труднорастворимых газов (например, диоксида уг-
лерода и кислорода); хемосорбция; пылеулавливание; распыли-
тельная сушка.
Следует отметить, что при моделировании очень важно иметь
в виду наложение процессов. В практике трудно выделить слу-
чаи «чистого» массопереноса или «чистого» теплообмена.
Обычно наряду, например, с абсорбцией происходит изменение
температур обеих фаз, т. е. массообмен осложнен теплопереда-
чи, а в газоочистке нередки случаи, когда указанный ослож-
ненный массоперенос сопровождается еще и осаждением на
каплях пыли.
59
3.2. ОСНОВНЫЕ ПРЕДПОСЫЛКИ
ДЛЯ МАТЕМАТИЧЕСКОГО ОПИСАНИЯ
Выбор кинетических уравнений. Зависимость скорости переноса
распределяемого компонента (коэффициента тепло- или массо-
передачи) от физико-химических свойств фаз и режимных па-
раметров принято представлять в виде критериальных уравне-
ний. Теоретическое обоснование выбираемых критериев и вида
уравнения подробно изложено в литературе, например [108,
208].
Из всего многообразия рассмотрим только уравнения, полу-.
ченные различными авторами на основе экспериментов с оди- ,
ночными каплями, ансамблем капель и с распылительными ап- '
паратами. Для удобства анализа эти уравнения сведены "
в табл. 1. ;
Как можно видеть, независимо от условий экспериментов,;
природы жидкости и физических свойств газа, все уравнения
дают довольно близкие результаты. Поэтому для расчета коэф-
фициентов массопередачи выбрано уравнение Фреслинга (урав-
нение 3 в табл. 1), как экспериментально проверенное в более
широком диапазоне изменения определяющих критериев, а для
расчета коэффициента теплопередачи — уравнение Дрейка’
Таблица 1. Уравнения передачи массы (1—5) и тепла (6—16), полученные различными авторами
№ Уравнение Диапазон изменения критериев Автор Лите- ратура
1 Sh=2 + 0,347 Re°'6Sc°’33 Sc=l— 7-104 Штейнберг, [223J Re=10—104 Трейбал 2 Sh=2 + 0,45 Re°’5Sc°-'!3+ Sc=l Кинард [27] + 0,0048 Re0’25 + Sc»-33 Re=(l—16) 103 3 Sh=2+0 552 Re°’5Sc°.33 Sc=0,6—4-Ю2 Фреслинг [212] Re- (1-7)104 4 Sh=2+0,57 Re°.5Sc0'33 Sc=l Кинцер и Ган [216] Re=l—2,5-103 5 Sh = 2+0,6 Re°'5Sc0’33 Re=l—20 Манинг, Гаувин [219] 6 Nu = 2 + 0,6 Re°’5Pr°'33 Re = 0—2-102 Ранц, Маршалл [221] 7 Nu=0,16 Re0’66 Re=0,7—2-102 Сокольский [I'M 8 Nu = 2 +0,65 Re°'5Pr0’33 Кадаки [21o] 9 Nu = l,09 Re0'43 Re= (0,5—25)102 Борисенко [F] 10 Nu = 0,714 Re°'5Pr0’33 Re>200 Джонстон [12 ч 11 Nu = 0,62 Re0’5 Re=(0,15—30)103 Ляховский [1]U 12 Nu = 0,54 Re0’5 Re= (0,2—3) IO3 Вырубов [27] 13 Nu = 2 + 0,028 Re°'54+ Re = 5—104 Кацнельсон [80] + 0 31 Re0-58 14 Nu = 0,33Re0’6 Re= (0,02—15) 103 Эккерт [208J 15 Nu = 0,37Re0'6 Re=17—7 -104 Мак-Адамс [1121 16 Nu=2+0,459 Re°’5Pr0'33 Re = 5—5-103 Дрейк [l'»J Примечание. Sh = gdK/D — критерий Шервуда; ,Re = ®dp/n — критерий Рейнольдса- Se = v/£) — критерий Шмидта; Рг = цс/Л — критерий Прандтля.
^уравнение 16 в табл. 1) как наиболее теоретически обоснован-
ное-
Уравнения, приведенные в табл. 1, отражают случаи, когда
Основное сопротивление массопередаче сосредоточено в газовой
фазе. При десорбции из капель труднорастворимых газов не-
обходимо рассчитывать скорость массопереноса в жидкой фазе.
Данные по массоотдаче из капель жидкости весьма скудные,,
поэтому для составления модели нами было выбрано уравнение,
предложенное Раммом для распылительных аппаратов [179]:
Sh= 1,13 (Реж')0,5 при Fo 0,0293; Sh = 6,6 при Fo 0,0293 ( 3.1)
где Ре' = wж^к/Dж—критерий Пекле; Ро=ДжТа/1/к2— критерий Фурье; т, —
время пребывания капли в зоне контакта; Dx — коэффициент диффузии жид-
кости; Sh=pdK/H — критерий Шервуда; [1— коэффициент массоотдачи.
Вид критериального уравнения для определения эффектив-
ности пылеулавливания зависит от механизма осаждения пыли
на каплях. В распылительных аппаратах решающую роль иг-
рает инерционное осаждение, опыты по которому обобщены
Ленгмюром в виде зависимости [218] эффективности Е от чис-
ла Стокса (St=-P,4^OT ):
£= St2/(St + 0,5)2 - (3.2>
Применимость формулы (3.2) зависит от числа St и относи-
тельных размеров частиц. Так, в работе [99] показано, что
При St^l/12 мелкие пылинки, согласно (3.2), не должны осаж-
даться на каплях. Вместе с тем в опытах осаждение таких ча-
стиц происходит. Здесь вступает в действие другой механизм —
зацепления, на который впервые обратил внимание Фукс [192].
Оба механизма учитываются обобщающей формулой (3.3), в-
которой d4 — диаметр пылевой частицы:
St2 _ d4
Е~ (St+ 0,5)2 +2,5 (3.3)
*
Расчет температуры поверхности капли. При малом диамет-
ре капель, т. е. при слабой внутрикапельной циркуляции, а
также при больших числах Re температура на поверхности
Капли Т'ж может значительно отличаться от средних значений,
'ж.
- Ниже приводится вывод уравнения для расчета Т'ж. Неко- •
упрощения сделаны специально для того, чтобы не вво-
Дополнительных дифференциальных уравнений, которые
рачительно усложнили бы процесс расчета (в случае малых
Разводных, т. е. когда зависимость слабая, время интегриро-
““Ия значительно увеличивается).
61
Из уравнения равенства теплового потока, направленного к
поверхности капель, и теплового потока от поверхности к их
центру следует:
>-г (Тг—Тж') Хц -у- LD (р,-/— рп ) Sh = 2/.ж (Тж' — Тж.-} (3.4)
где 7.— теплопроводность; L—удельная теплота испарения (конденсации);
р'п — реальное массовое содержание пара; D — коэффициент диффузии пара
в газе: Т'х— температура поверхности капли; Тжц — температура в центре :
капли; р"п — содержание пара, соответствующее точке росы при температу-
ре газового потока.
Реальная плотность паров в соответствии с уравнением со- '
стояния газа выражается зависимостью: [
____ /п Тто , „ -
Рп~ /ф~/ц Рпо Тг (3'П) ‘
где /п, [ф, К— площади, занимаемые фазами.
Изменение плотности паров в газовом потоке можно учиты-
вать, пользуясь уравнением Клаузиуса — Клапейрона:
3050 .7
1g рп" = 25,6 — —— 6,87 1g Тж (3.6)
1 ж
В данном случае логарифмическую функцию удобнее заме-
нить линейной, разделив ее на отдельные участки:
Рп' = О -(- ктж При T'min Тж' <4 Т'гпах (3.7)
Для того, чтобы из уравнения (3.4) исключить температуру
центра капли, в первом приближении достаточно воспользо-
ваться следующим усреднением:
2ТЖ = Тж’ (3.8)
Решая совместно уравнения (3.4) и (3.8), получаем уравне-
ние, связывающее температуру поверхности капли с температу-
рой газа и средней температурой капли:
7-r Nu Т г + 4ХЖТЖ - LDa Sh + LDpno
T*' = 47.ж + 7.ж Nu + LDk Sh (3 ’9’
Расчет физико-химических свойств фаз. Зависимость вязко-
сти газа от температуры выражается уравнением Сезерлен-
да [179]:
Т0 + а ( Т хЗ/2
Рг — Ро т -\-а \ То ) (3- °'
Зависимость теплопроводности газов от температуры выра-
. жается линейным уравнением [180]:
Xr=t> + feT (З.Н)
Ниже приведены значения цо. b, k, а при нормальных усло-
виях для наиболее распространенных газов:
Но- 106 кг (м-с) □ Ь-103 к 103
Азот 17.0 114 —
Воздух 17.3 124 6 6 6
Водяной пар 16.0 961 —1.6 8 3
Диоксид углерода 13.7 254 — 1.7 9.1
Вязкость жидкости определяется уравнением
рж= {2,2-10-12 [(Гж — 2,81 • 102) ф- /8-Ю3- (Тж - 2,81 • 102)2 — 1,2})'‘
(3.12)
Для воды эта зависимость аппроксимирована двумя пря-
мыми:
при 273 <Гж<304 К рж= 1,08-10-2— 0,3-10-1 Гж
(3.13)
при 304 < Тж < 373 К цж= 2,56-1С-3 —0,62-10-5 7-ж
Удельная теплота испарения (конденсации) с увеличением
температуры несколько уменьшается и практически точно описы-
вается уравнением прямой, которое для воды имеет вид:
L = 3,3-10s — 2,75-103 Тж (3.14)
Для определения коэффициента диффузии в жидкости мож-
но воспользоваться формулой, приведенной в работе [154]:
Dxux/Tx= 7,4- 10-8(c44)0,W0M (3.15)
где с — константа, зависящая от природы жидкости (для воды с=2,6); М —
молекулярная масса сорбируемого компонента (Л4со2=44; Л4ог=32); Vo —
удельный объем (V0Co2 = 34; Va о2 = 25,6).
Коэффициент диффузии в газе можно рассчитать по уравне-
нию
Тг3-'2 Г~\ Г"
Dr=4,3-10-3-------------- м—м- (3.16>
Р (УД3-)-)/;,1'3)2 У Л1
где У;, у2 — удельные объемы газовой фазы и распределяемого компонента.
После подстановки постоянных для кислорода и диоксида
Углерода имеем:
Огсо2 = 3,4-Ю-’Тгз/2/Р; Dr q2 = 4-10~3 Т^/Р
Общая зависимость коэффициента диффузии от температу-
ры приведена в работе [168]:
О/О0 = (ТДо)3-'2 (3.17)
3.3. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ТЕПЛО МАССООБМЕНА
рассмотрим процессы в факеле, ограниченном стенками аппа-
та, с учетом принятого во второй главе разделения на зоны
^ения (см. рис. 2.4).
63
Для первой зоны расчета дополнительно к уравнению (2.62)
запишем следующие уравнения. Уравнение баланса эквивалент-
ных площадей, занимаемых газовой фазой и паром в ней:
(3.181
/ф = /гф 4" /пф
Уравнение сохранения количества движения вместо (2.64)
примет вид:
Ст \
Ргп^гп/п + Ргфш2гф/гф + Рпф^гф/пф + ^xiwxzi I =
^Ожгсоз(₽./2) с dP
= —п—---------f~dT (ЗЛ9)
Wxzi а£
Г
Уравнение сохранения энергии:
Ргпсгп^гпшгп/гп 4" Ргф^гфСр^гфЛ-ф 4" сж 4"
i
4" Рпф^гф/пф (сДгф “ СпР$ф 4" ^Ф 4" зф) — const
Далее записывают уравнение сохранения расхода
(2.65). Уравнение сохранения парожидкостного потока
ставляется в виде:
/ т \
I Ргп^гп/пп 4" Рпф®гф/пф + бЖ£ I
(3.20)
газа
пред-
(3.21)
Уравнение сохранения пылесодержания:
dz (НфШгф/:ф4-пп®гп/п)4-2- Рж4®жгг
i
Уравнение состояния пара и газа:
Р ~ РпРпРп — Рг^г^г
Затем записывают уравнение Бернулли для периферийного
тазового потока и уравнения изменения скорости жидкости по
осям х и у (2.66), (2.51) и (2.67).
Уравнение изменения концентрации распределяемого компо-
нента в жидкости:
deux __ 6Кг (Скг — Скж^с)
dz ~ dKWxz
(3.24)
тде j(r _ коэффициент массопередачи, отнесенный к газовой фазе; т — ков-
стаита Генри для распределяемого компонента.
Уравнение изменения концентрации распределяемого компо-
нента в газе:
</СКгф у, dcKHt / <&гф , dfгф \
dz ~ dz ас'^ \ I гф dz ~ ~ГФ dz )
f dfn ,
— Скгп (t'rn dz 1 /л dz
(К'гф/гф)
(3.25)
Уравнение изменения температуры капель:
dTж; 6ХГ (Тгф — Т Ж1) , 3L d (di<j)
dz СжРя^~к№жЛ 1 dz
Уравнение изменения размере капель:
d (dKj) 2D- (р'пф P пж)
dz d^dz'KziPsK
(3.27)
Уравнение, описывающее изменение размера пылевых час-
тиц в результате конденсации влаги на их поверхности:
d (d4) _ 4ОЧ (р'пф Р пф) ,g 2§ \
dz — ^ч^гфРж ' t 1
Уравнение изменения температуры пылевых частиц в ре-
зультате теплообмена и конденсации на них паров влаги:
dT4 = г_________12Xd4 (Тгф — 7~ч)_____
dz ( Г0гф [рчк^ч^чк3 4" Ржсж (d°4K d34)]
, __________Зрж^ч27_________1 d (d4)
4* p4Kc4d34K + Ржсж I d\ — d34K I J dz J
где d4K — диаметр частицы с конденсатом на поверхности.
Для второй расчетной зоны уравнение (3.18) заменяют урав-
нением, учитывающим циркуляцию:
/ф =/ц 4*/гф 4*/пф (3.30)
Несколько иной вид приобретает и уравнение сохранения ко-
личества движения:
dz I Ргщ2гф/гф 4* Рп^2гф/пф 4“ бж^а’жг(-1 —
\ ' m = max
"Vi cos (Pi72) dwyф
~ 8 —Ргп/ц»гф dz (3.31)
X i
Далее записывают уравнение (2.69), а остальные преобра-
зуют из условия Ы,'гп = 0.
Для третьей зоны вводят функцию выпадения струек на
^енки m=<p(z), а приведенные выше уравнения записывают из
-Условия югп = 0; /гп = 0.
' ^161 65
3.4. НАЧАЛЬНЫЕ II ГРАНИЧНЫЕ УСЛОВИЯ
Исходные данные для расчета по модели можно разделить на
три группы: описывающие геометрические размеры конкретного
аппарата; характеризующие размещение распылителей в аппа-
рате и описывающие режимные параметры процесса.
Если аппарат имеет профиль Вентури, задают диаметры и
углы конфузора и диффузора и их длину, что позволяет найти
диаметр аппарата в любом сечении. Для аппарата с кольце-
вым сечением задают его наружный и внутренний диаметры,
диаметр кольца (или колец), по которому установлены распы-
лители, их число и высоту контактной зоны (рис. 3.1). Далее
задают характеристики распыла или приводят уравнения для
их расчета.
Из режимных параметров необходимо задавать: начальные
температуры газа и жидкости, абсолютное давление в аппарате,
начальную скорость газа (или расход), начальные концентра-
ции пыли и сорбируемого компонента в газе и жидкости, рас-
ход жидкости. В зависимости от конкретного процесса некото-
рые параметры могут принимать нулевые значения.
Кроме того, задают число струек, на которые разбивается
факел. При этом следует руководствоваться требуемой точно-
газ
Рис. 3.1. Схемы задания начальных
а — для одиночного распылителя; б — для
условий для расчета по моделям:
блока форсунок.
66
стью представления распределения плотности орошения в фа-
келе, но нужно иметь в виду, что с увеличением числа струек
пропорционально увеличивается длительность расчета.
Приведенная выше модель составлена исходя еще из двух
допущений, относящихся к условиям на границе и нуждающих-
ся в обосновании: во-первых, не было учтено гидравлическое
сопротивление стекающей по стенке аппарата пленки жидкости
н, во-вторых, не был учтен тепло-массообмен в ней.
Очевидно, образующаяся на стенках аппарата жидкостная
пленка создает дополнительное сопротивление. В предельном
случае, когда вся жидкость выпадает на стенки аппарата (диа-
метром Да), оно оценивается
бпл/Оа « l/2t/0 » 10-3 (3.32
В рассматриваемых нами случаях режим относится к тече-
нию тонких пленок в трубах с коэффициентом сопротивления
0,05. Следовательно, сопротивление контактной зоны (собствен-
но аппарата без подводящих и отводящих газоходов) не долж-
но превышать 1 Па/м, и им можно пренебречь.
При оценке интенсивности тепло- и массообмена в пленке
также был взят предельный случай: однофорсуночный аппарат
с максимальной удельной поверхностью стенок; вся жидкость
выпадает на стенки. Соотношения поверхностей пленки и ка-
пель, содержащихся в объеме аппарата, приведенных к одному
времени контакта с газом, можно оценить по формуле
/пл Da d-к шг , ,,
/к ~ d ' d ' ~
Поскольку поверхность контакта для капель и пленки в пре-
дельном случае имеет один порядок, факторами, определяю-
щими интенсивность тепло- и массообмена, являются . отноше-
ине градиентов движущей силы и размеров пограничного слоя:
£пЛ ~ А12 xz 1 и w
Ек ~ Ак ' Da 4 1 (3’34)
Таким образом, из соотношения (3.34) можно сделать вывод
о "Правомерности допущения, позволившего не учитывать тепло-
массообмен в пленке.
Выше не был затронут вопрос, в принципе нуждающийся в
Рассмотрении. Говоря о пленке жидкости, движущейся по стен-
кам аппарата, мы предполагали, что срыва брызг и образова-
ния вторичных капель не происходит. Действительно (в соот-
ветствии с диаграммой Бейкера), на режимах, характерных для
Прямоточных распылительных аппаратов (исключая скоростные
трубы Вентури), течение пленки имеет волновой характер без
срыва гре’бешков волн, и вторичные капли могут образовывать-
только в результате удара основных капель о поверхность
екающей пленки. При косом ударе возможно протекание сле-
Л‘ЦИХ пР°ЦессоВ: образование крутой волны в виде всплеска
Рез>ЫВ°М веРхнего края; образование всплеска с отрывом в
Ультате схлопывания каверны; образование воздушных пу-
5*
67
Рис. 3.2. Блок-схема расчета по модели.
зырей внутри жидкостной пленки, которые, всплывая на по-
верхность, лопаются с образованием вторичных капель. Ни один
из этих механизмов не может оказать заметного влияния на
гидродинамику и тепло-массообмен в распылительных аппа-
ратах.
Блок-схема расчета по описанной модели' представлена на
рис. 3.2. Для решения системы уравнений применяли стандарт-
ную подпрограмму, использующую метод Рунге — Кутта четвер-
того порядка с автоматическим выбором шага интегрирования,
исходя из обеспечения заданной относительной точности реше-
ния.
3.5. ОЦЕНКА ТОЧНОСТИ МОДЕЛИ
Для оценки точности математического описания тепло-массообмена в
распылах, использованы экспериментальные данные, полученные на лабора-
Рис. 3.3. Оценка точности модели процесса пылеулавливания:
а — по эффективности улавливания пыли Л’; б — по температуре точки росы t ; 1~3 — При
улавливании пыли в целлюлозно-бумажном производстве на аппаратах с профилем труб^
Вентури; 4— при фракционном улавливании талька без теплообмена в цилиндрическом
аппарате [46].
м. t$ = 4-v.
ЖИДКОСТИ
ряс. 3.4. Оценка точности моде-
да испарительного охлаждения
ВОДЫ:
а — изменение темп,
ио высоте свободное.
«10 мм, ₽ = 47 : —
5 —изменение темпе
во высоте аппаратл <
Вентури (<--5 «я.
изменение темаепагу
д газа (21 по высоте .. .......
аппарата (dc=6.1 мм. Г = 0.4 МПа. р-
«52°); точками показаны эксперимен-
тальные данные.
торных и промышленных установ-
ках при реализации различных
‘ процессов, рассмотренных ниже.
Пылеулавливание (в том чис-
ле осложненное теплопередачей и
конденсацией пара на частицах
пыли). Сравнение расчетных и
экспериментальных данных по эф-
фективности пылеулавливания,
представленной через число еди-
-виц переноса JV=1/(1—£), пока-
зано на рис. 3.3, а. Максималь-
ная - погрешность не превыси-
ла 18%.
В опытах определяющие па-
раметры варьировались в доста-
точно широких пределах: скорость
истечения жидкости — от 11 до
40 м/с; расход жидкости — от 0,1
до 8 кг/с; корневой угол факе-
ла— от 30 до 90°, диаметр ка-
пель— от 0,2 до 0,6 мм; темпера-
тура жидкости — от 360 до
377 К; скорость газа во входном
сеченнн аппарата — от 1 до 11 м/с;
ри— диаметр сужения)
диаметр аппарата (для аппарата Веиту-
....................)—от 0,25 до 0,92 м; температура газа на входе —
от 293 до 450 К; влагосодержаиие газа — от 0,015 до 2,5 кг/кг;
диаметп — 1 — мкм; плотность частиц — от
диаметр частиц пыли — от 1 до 30
2,7 кг/м3. Одновременно оценива-
лась точность расчета теплообме-
> путем сравнения показаний
влажного термометра Тгк уста-
новленного на выходе из аппара-
ту, с расчетной температурой точ-
ен росы (рис. 3.3,6). Относитель-
ная погрешность не превысила
Рве. 3.5. Оценка точности модели
14 ' ' аммиака
углерода
процесса
Иг4], и
О —3'):
ФУеГТГ
7.75-(р-з
Ссог„а,=8% (об.); 2'-Рм-0,3
нач = 7.6% (об.); 3'-Рж=0.5
СсОа«ач=5'Г2% (об.).
абсорбции
диоксида
газовой
12,4-1 Л-
М3/С; Г
средний
2,5 до
3 - 9.3-10-
4 —
МПа,
.МПа,
.МПа;
69
Рис. 3.6. Оценка точно-
сти модели процесса те?-
мическоп десорбции из
воды кислорода и диок-
сида углерода:
I, 3 — десорбция О;. Н- ,з
и 1.3 м: 2, 4 — десорбд:: з
СО2. /3 = 0.3 и 1.3 м.
Испарительное охлаждение воды. Измерения температур проводились
для свободного факела, в аппарате с профилем Вентури (диаметр сужения
0,27 м) и в цилиндрическом аппарате диаметром 0,7 м. Результаты приведе-
ны на рис. 3.4 (точками показаны экспериментальные данные, усредненные
для трех—пяти замеров). Во всех опытах погрешность не превышала 15%.
Абсорбция. Использованы экспериментальные данные по абсорбции во-
дой аммиака и диоксида углерода в лабораторном аппарате с профилем Вен-
тури (диаметр сужения 39 мм). Сравнения с расчетными данными представ-
лены на рис. 3.5. В опытах по абсорбции аммиака погрешность ие превыси-
ла 18%, а по абсорбции СО2 — 25%. Рост погрешности в последнем случае
можно объяснить значительным разбросом результатов анализа СО2 в воде.
Термическая десорбция из воды О2 и СО2. Этот процесс используется в
схемах водоподготовки. Перед подачей воды в котельные установки или на
подпитку теплосети из нее кроме растворенных солей должны быть удалены
и коррозионноактивные газы — кислород и диоксид углерода. Десорбция
осуществляется в специальных аппаратах — деаэраторах, где вода, окружен-
ная паром, нагревается за счет его конденсации до температуры, близкой к
температуре кипения.
В опытах на промышленных многофорсуночных аппаратах различного
конструктивного оформления как при атмосферном давлении, так и под ва-
куумом исследовались изменения концентраций и температур фаз в широ-
ком диапазоне режимных параметров.
Для иллюстрации выбраны зависимости концентраций СО2 и О2 в воде
от давления пара в аппарате для двух его сечений (рис. 3.6). Оценка рас-
хождений экспериментальных и расчетных данных по всем сериям опытов
показала, что точность модели в таком сложном процессе удовлетворительна,
среднеквадратичное отклонение составляет 11—15%, а максимальная по-
грешность не превышает 26%.
В заключение следует отметить, что адекватное математическое описание
тепло-массообмена в распылах и распылительных аппаратах позволило, во-
первых, методом численного эксперимента всесторонне изучить самые слож-
ные процессы и выявить оптимальные параметры и, во-вторых, рассчитать и
спроектировать около двух,десятков распылительных аппаратов различного
назначения и оригинальной конструкции, успешно внедренных в производ-
ство.
Глава 4
ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ распыливание
4.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ ФОРСУНОК
Согласно приведенной классификации [127], в основу которой
положен принцип действия, различают струйные, с соударением
струй, ударно-струйные, центробежные, центробежно-струйные
и комбинированные форсунки.
Струйные форсунки представляют собой насадок с цилиндри-
ческим или какой-либо другой формы отверстием. Вытекающая
из него под действием перепада давления струя распадается на
капли, образуя грубый полидисперсный факел с малым корне-
вым углом.
Работа форсунок с соударением струй основана на взаимном
разбивании на капли нескольких струй, вытекающих из соответ-
ствующих насадков. Из точки столкновения двух цилиндричес-
ких струй результирующий поток растекается радиально, обра-.
зуя плоскую пленку, распадающуюся на капли. При столкнове-
нии трех и более цилиндрических струй предотвращается выб-
рос части жидкости в верхнюю полуплоскость, а столкновение
,плоских струй позволяет получить факел, имеющий в сечении
форму, близкую к прямоугольной.
В ударно-струйных форсунках распыливание происходит за
счет удара струи о расположенный напротив сопла отражатель-
ный элемент. В зависимости от конструкции отражателя обра-
зуется факел в виде одиночного полого конуса или в виде не-
скольких вставленных друг в друга конусов.
Центробежные форсунки имеют либо тангенциальные вход-
ные отверстия, либо шнек (или аналогичный элемент), что при-
.Дает подаваемой жидкости вращательное движение. В сопловом
канале жидкость движется вдоль его стенки в виде тонкой
пленки, а центр заполняет так называемый воздушный вихрь.
При истечении из сопла пленка распадается, образуя факел
в виде полого конуса.
Центробежно-струйные форсунки отличаются от центробеж-
• пых наличием двух потоков, на которые разделяется подводи-
мая жидкость, взаимодействующих в камере смешения. Перво-
' 'Му, периферийному, сообщается вращение, а второй подается в
камеру смешения в виде осевой струи. Вращающийся поток
предает часть энергии центральной струе и частично раскру-
чивает ее, а сам несколько тормозится. В результате образуется
единый результирующий поток, который за пределами соплово-
0 канала разрушается с образованием факела в виде запол-
ненного конуса.
Комбинированные форсунки составляются из двух или более
Распылителей рассмотренных классов, объединенных общим
71
корпусом. Выбираемое сочетание диктуется требованиями,
предъявляемыми к распылу, и условиями работы.
Ниже рассмотрены работа и конструкции форсунок пяти ос-
новных классов. Довольно подробно освещены наиболее рас-
пространенные в настоящее время центробежные форсунки.
Особое внимание уделено центробежно-струйным форсункам.
Учитывая их универсальность, возможность управления распре-
делением плотности орошения, а также тот факт, что большин-
ство из приведенных материалов обобщены впервые, авторы
вынесли их в отдельную главу 5.
4.2. СТРУЙНЫЕ, С СОУДАРЕНИЕМ СТРУЙ II УДАРНО-
СТРУЙНЫЕ ФОРСУНКИ
Струйные форсунки. Как отмечалось выше, распад жидкостных
струй в значительной мере определяется формой струи, которая
у струйных форсунок зависит от формы соплового канала. Та-
ким образом, формой соплового канала обусловлены принципи-
альные отличия в характеристиках получаемого распыла, поэто-
му она служит основным признаком при классификации струй-
ных форсунок. По этому признаку все струйные форсунки пред-
лагается разделить на четыре типа: с цилиндрическим, со ще-
левидным, с кольцевым сопловым каналом и с сопловым кана-
лом в виде круговой прорези (рис. 4.1).
Жидкость покидает цилиндрическое сопло в виде цилиндри-
ческой струи, щелевидное — в виде плоской веерообразной
струи. Кольцевое сопло фор-мирует полую коническую струю,
угол конусности которой определяется углом конусности сопла;
Рис. 4.1. Формы сопловых каналов и образующихся струй в струйных фор-
сунках:
а — цилиндрическое сопло (цилиндрическая струя); б — щелевидное сопло (плоская всей'
ная струя); в — кольцевое сопло (полая коническая струя); г — сопло в виде круговой
прорези (радиально расширяющаяся струя).
при истечении из круговой прорези образуется’ радиально рас-
ширяющаяся струя.
Большинство теоретических исследований струйных форсу-
нок посвящено распылителям с цилиндрическим соплом.
С практической точки зрения представляют интерес два случая
распада цилиндрических струй: режим образования монодис-
персных капель и режим распиливания. Последний изучен до-
статочно подробно, в то время как образованию монодисперс-
ных капель уделялось очень мало внимания. В этой связи пред-
ставляет интерес работа [224].
Процесс образования монодисперсных капель делится на
два этапа. На первом этапе из сопла вытекает струя жидкости,
которая постепенно удлиняется, достигая некоторого равновес-
ного объема Ур. На этом этапе действуют гидростатические си-
лы Fr, силы поверхностного натяжения Fn, импульсный перенос
(распределение скорости жидкости в сопловом канале прини-
мается параболическим) FM, силы сопротивления ции F-,\ Fc и инер-
Fr = nd^gAP (2-(-3 cos a — cos3 a)/12 (4.1)
где a — угол отклонения оси струи от вертикали.
Fп =г Ttad^ (4-2)
FM = (л/3) ржшс242 (4-3)
Fc = (л/8) </к2скржшс2 (4-4)
Р (Рж + 5рг) и~ Зл (6/n)W2/3 (4.5)
Баланс сил, действующих на струю на первом деляется уравнением этапе, опре-
F 4- См = Сп -р Fr 4- Fn (4-6)
На втором этапе капли начинают отрываться от конца струи
в месте наибольшего сужения. Диаметр сужения ds уменьшает-
ся в,соответствии с уравнением
ds = dc(l -^/2^)°,5 (4.7)
Догда. критерием отрыва в момент времени t=t0 будет c?s = 0
Или ауж = 2гос. Силы, действующие на втором этапе на отделяю-
щуюся частицу, записываются в виде следующих уравнений:
Fn=nodK (4.8)
Г d I2
Сс = (л/8) ь(./-с;<рж 4- I (4.9)
- FM = (л/4) рж (2<ос шк)2Дс2 (1 - cH/2tcc) (4.10)
• / dwK dV \
; ~ (рЖ + 0,5pr) V -ц— + i (4.П)
^ИДростатические силы рассчитываются для каждого момента
,Ремени и записываются аналогично уравнению (4.1).
73
Рис. 4.2. Расчетная схема движения
пленки, вытекающей из щелевого сопла.
Процесс отрыва капель во
времени определяется в соот-
ветствии с уравнением баланса
сил, аналогичным (4.6).
При втором интересующем
нас режиме — распыливании —
скорость жидкости достигает су-
щественных значений, и на пара-
метры струи начинает' оказывать
заметное влияние течение жид-
кости в сопловом канале. Под-
робно этот вопрос рассмотрен в
работе [95]. Опуская математические выкладки, приведенные
в этой работе, отметим существенный для практики вывод.
Плоскость кольцевого вихря, возникающего при входе жид-
кости в сопловой канал, находится от плоскости входного от-
верстия сопла на расстоянии, равном радиусу сопла. Это обос-
новывает известную рекомендацию: длина соплового канала
струйных форсунок должна составлять 1,5—2dc.
Для определения условий перехода к режиму распыливания
можно воспользоваться эмпирическим соотношением, предло-
женным в работе [НО]:
Rer= 16,2ЬрМЗНрж/рг)-о,525
(4.12)
Значительная часть известных работ посвящена выводу
уравнений для расчета среднего диаметра капель при распыли-
вании. Так, при сравнительно невысоких скоростях истечения
(до 20 м/с) можно воспользоваться несложной зависимостью,
предложенной Панасенковым Н. С. [134]:
d30/dc=6Re-M*5 ' (4.13)
Анализ ряда зависимостей, соответствующие выводы и реко-
мендации приводит Ю. Ф. Дитякин в работе [56]. Там же даны
уравнения для расчета длины нераспавшейся части струи.
Веерообразная форма струи, вытекающей из щелевого соп-
ла, была рассчитана [211] полуэмпирическим методом. Схема
расчета показана на рис. 4.2. Авторами предложен следующий
закон изменения толщины пленки б с изменением расстояния
от начала координат г:
б=йэ/г (4.14)
где Аэ — коэффициент, зависящий от отношения длины щели ba к ее шири-
не ho.
74
Для описания контура пленки, определения угла cto выведе-
ны [56] следующие уравнения:
2г, ф = 1 •— cos (а — ар) -у 3cos (а — ар)2,'2 ' (4.15)
а0 = ,т 2 — G 2и'^э (4.16)
где ф = 0.5ржц|2&э; к.’ = р У2АР,рж — скорость жидкости в'пленке вдоль
любой линии тока.
Тогда 2a = 6otgao.
Длину нераспавшегося участка пленки l = r2/k3 определяют
по уравнениям [56]:
18рж We* -С I
при рж/рг <0,17-IO2 f=-^-(We*/)0,5 -(We,Z02 (4-1”)
при рж/рг>0,17Л0з Z = 9,73-102 (рж/рг)1.5 (We*)"1 (4.18)
где We* = ржк126э°,5/а.
Работ по исследованию распыления жидкости, вытекающей
из кольцевого сопла струйных форсунок, практически нет. При
Малом среднем диаметре кольцевого канала и небольшой шири-
не его можно ожидать, что основные процессы будут аналогич-
ны протекающим при распыливании жидкостей центробежными
форсунками.
В вышедшей ранее книге ([127] авторами дан достаточно полный анализ
конструктивных схем струйных форсунок с цилиндрическим и щелевидным
.сопловыми каналами, поэтому здесь приводятся только конструкции форсу-
нок с кольцевым соплом и соплом в виде круговой прорези.
В форсунках с кольцевым сопловым каналом сравнительно легко регу-
лировать производительность, поэтому их чаще всего используют там, где
расход жидкости может изменяться в значительных пределах. Конструкции
двух таких форсунок показаны на рис. 4.3. Первая (рис. 4.3, а) успешно ис-
пытана при распыливании отработанной серной кислоты в печи термического
' окисления. Центральный стержень форсунки выполнен полым, что позволило
вводить воздух непосредственно в зону начала горения и улучшить полноту
сгорания. Масса этой форсунки в шесть раз меньше массы установленной
ранее центробежной форсунки. Намного проще ее монтаж и обслуживание.
Вторая конструкция (рис. 4.3, б) более удобна при распыливании небольших
(до 100 кг/ч) количеств жидкости.
: Рис. 4.3. Схемы струй-
ных форсунок с кольце-
.'Вым соплом:
«~с Регулированием про-
. ДЗВО'Дительности путем пере-
мещения центрального стер-
. б— с регулированием
2?тем перемещения внешие-
? т® Кольца; / — центральный
• .^ержень; 2 - корпус; 3-
,шДНал Для ввода распыли-
4чЛ®м°й жидкости; 4 — регу-
По£^!?Ш'ее кольцо; 5 — коль-
чевой сопловой канал.
75
Форсунки с сопловым каналом в виде круговой прорези показаны на
рис. 4.4. Первые две конструкции можно считать струйными только в том
случае, когда кольцевой канал заполняется жидкостью по всему сечению; в
противном случае они превращаются в ударно-струйные. Тогда анализ зако-
номерностей истечения и расчет должны проводиться как для ударно-струй-
ных форсунок.
Такие форсунки обычно работают при малых давлениях (несколько
кПа) в пленочном режиме. Распылитель, показанный на рис. 4.4, а создает
одиночную пленку. Если требуется многократный контакт газа с жидкостью
или же если расход жидкости велик, устанавливают многопленочИые фор-
сунки (рис. 4.4,6, в).
В форсунке со спиральным щелевым соплом (рис. 4.4, в) распиливаемая
жидкость подается в центральную трубку и через отверстия попадает в по-
лость корпуса, откуда вытекает в виде спиральной пленки через прорезь.
При вращении относительно трубки корпус упирается в шайбу и сжимает
прорезь. Вращая корпус в противоположную сторону, можно создать щеле-
вой зазор между корпусом и шайбой, т. е. получить дополнительную гори-
зонтальную пленку.
Форсунки с соударением струй. При соударении пары ци-
линдрических струй образуется плоский веерообразный факел,
аналогичный факелу струйной форсунки с щелевым соплом. Как
показали визуальные наблюдения, картина получается совер-
шеннно иной, если происходит соударение плоских струй. В свя-
зи с этим рассматриваемые форсунки можно разделить на два
типа в зависимости от формы соударяющихся струй — с соуда-
рением-цилиндрических струй и с соударением плоских струй.
При соударении плоских струй форма сечения факела близ-
ка к прямоугольной. Размеры этого факела и распределение
жидкости в нем можно регулировать, изменяя параметры ис-
ходных плоских струй, их число и угол соударения.
Рис. 4.4. Схемы струйных форсунок с соплом в виде круговой прорези:
я — однопленочная (/ — втулка; 2 — кольцо; 3 — корпус; 4 —шайба; 5 — стяжной винт;
6 — сопловой канал); б — многопленочная (/, 3> 5 — корпус; 2, 4 — шайбы; 6, 7 — сопло-
вые каналы); в —спиральная (/ — центральная трубка; 2 —крышка; 3 — корпус; 4 —
шайба; 5 — отверстия для ввода жидкости в полость форсунки; 6 — спиральный сопловой
канал).
76
Рис. 4.5. Схема форсунки с соударением
плоских струн:
1— входной патрубок: 2 — корпус: 3 — заглушка:
4 — наклонные прорези.
Такие форсунки могут оказать-
ся весьма перспективными, напри-
мер, для орошения плоских фор-
суночных труб Вентури, аппаратов
прямоугольной формы и ряда дру-
гих. При орошении многотоннаж-
ных аппаратов, когда необходимо
большое число распылителей, с их
помощью можно добиться макси-
мально равномерного распределения жидкой фазы (конечно,
если оно в данном случае является оптимальным).
Разработан ряд конструктивных схем форсунок с соударением плоских
струй; простейшая приведена на рис. 4.5. Корпус этой форсунки выполнен
в виде горизонтального цилиндра, в котором сделаны наклонные поперечные
прорези. Изменяя глубину прорези, можно легко менять корневой угол
(вдоль длинной оси сечения факела) исходных плоских струй. Изменение
глубины прорези в сочетании с изменением ее ширины обеспечивает требуе-
мую производительность, а в сочетании с изменением угла наклона прорезей
позволяет достичь требуемых размеров образующегося факела.
Ударно-струйные форсунки. Процесс распыливания, неза-
висимо от конструктивной схемы форсунки, состоит из следую-
щих фаз: течения жидкости в струе, течения в пленке по по-
'верхности отражателя, срыва пленки с этой поверхности и рас-
пада ее на капли. Распад пленки на капли подчиняется рас-
смотренным в главе I закономерностям, поэтому остановимся
. подробнее на первых двух фазах течения жидкости.
При набегании круглой струи нормально к плоскости отра-
жателя (рис. 4.6) жидкость от его центра течет к периферии.
У поверхности отражателя образуется пограничный слой, тол-
щина которого бп.с. увеличивается в направлении течения. Тол-
щина же пленки бпл уменьшается, и на некотором расстоянии
Rcv она становится равной толщине пограничного слоя. Ради-
ус 7?см называют радиусом смыкания, а точку М — точкой смы-
кания. Все поле течения можно условно разделить на две об-
ласти [123, 204]: область потенциального течения — П и об-
ласть вязкого течения— В.
Область потенциального течения включает: а) невозмущен-
Ный осевой поток с известным профилем скорости; б) зону пе-
:рехода от осевого потока к радиальному (отклонение струи);
в) зону свободного радиального течения. В области вязкого те-
чения можно выделить: а) течение в окрестности критической
рочки, ограниченное окружностью радиусом Ro, в которой ско-
рость потока быстро возрастает от нуля до w; б) радиальное
речение типа пограничного слоя до точки смыкания погранич-
ного слоя с толщиной пленки (здесь градиент давления в на-
. Правлении потока практически отсутствует, а скорость вне по-
77
Рис. 4.6. Схема течения жидкости по поверхности отражателя ударно-струй-
ной форсунки.
граничного слоя постоянна и равна w); в) течение за точкой
смыкания — область гидродинамической стабильности; г) об-
ласть гидравлического прыжка (г. п).
Как показали исследования [10], характер взаимодействия
струи с преградой во многом определяется профилем скоростей
в области П. При истечении жидкости из сопла со скоростью
15—30 м/с (что характерно для ударно-струйных форсунок)
профиль скоростей в струе близок к прямолинейному. В зоне
отклонения струи постепенно уменьшается осевая составляющая
скорости и возрастает радиальная.
Для практических целей интересны толщина пленки и сред-
няя скорость течения жидкости в ней на внешней кромке от-
ражателя, которые определяют дисперсность распиливания и
гидродинамику факела. В зависимости от размеров сопла, ско-
рости истечения струи и размеров отражателя кромка послед-
него может оказаться в любой из указанных зон вязкого те-
чения.
Опуская подробные математические выкладки, данные в ра-
боте [204], приведем уравнение для толщины пограничного
слоя в окрестности критической точки 0, являющееся частным
решением уравнения Навье — Стокса:
6п. с = 2,4 j/' Цж/РжЧ (4.19)
где а = Wff/R = const;
На верхнем крае пограничного слоя, т. е. при R = Ro, wR =
= wzo; тогда
^п,с — 2,4 ЦжЛо/РжГ£,го
(4.20)
78
При /?.„>/?>/?() толщина пограничного слоя определяется
режимом течения в нем; при ламинарном режиме (Re<106)
выражение для 6П. с аналогично (4.20), а при турбулентном ре-
жиме имеет вид:
дп.с=О,246^'»/?о (тЙё")10 (4'21)
Радиус смыкания можно определить по уравнению
/ 9 \*/s / Ожгрж V/s
= ( 16n2V ) ( ижёг'-о ) (4'22)
где fei° — константа.
Как следует из рис. 4.6, средняя скорость течения пленки
в рассматриваемой области убывает за счет увеличения тол-
щины пограничного слоя и может быть определена из соот-
ношения
бж^го ,,
“’«СР = 7 , 4 а- г. / - = г. / (4 23)
бж4~4>9о/? у ^го^Рж/Рж
Учитывая, что при г=6Пл имеем wR = wzo, можно определить
среднюю скорость пленки на радиусе смыкания при ламинар-
ном режиме течения (параболический профиль скорости по тол-
щине пленки) и при турбулентном режиме (профиль скорости
по толщине пленки описывается законом [204]):
шДср= 0,66шго (4-24)
w/?cp = 0,88и/0 (4.25)
За радиусом смыкания, т. е. при RcH<R<Rr.n, уравнение
для средней скорости в пленке определяется из условия равно-
весия ее кольцевого элемента и может быть записано в виде:
___________^1(3ж2Ц)гоРж____ . .
^Р- 43Х2ИЛой1 (/?з —/?3сы) + Ож 2
Толщину пленки в этой области легко определить из усло-
вия постоянства расхода:
(Ул = 6>K/(2n/?CM{c^Cp) (4.27)
Размер образующихся капель' для форсунок со сплошным
отражателем можно определить по эмпирическому уравнению,
полученному в работе [2]:
d32/dz= 4,71 • IO-2 Ga-(’>b9Fr-°.5 (4.28)
Где Ga=gdc3ps<2/p»i2 — критерий Галилея; Fr=w2/gdc— критерий Фруда,
В каскадных ударно-струйных форсунках по каждому отра-
жательному элементу растекается только часть жидкости, ко-
торая «срезается» с поверхности струи на этом каскаде. На
рис, 4.7 представлены фотографии, иллюстрирующие изменение
79
Рис. 4.7. Распыливание
жидкости каскадной
ударно-струйной форсун-
кой:
а — общий вид форсунки;
5 — Р = [0 кПа: в — Р =
= 40 кПа; г — Р = $0 кПа.
характера распыливания жидкости каскадными форсунками при
увеличении давления перед соплом. В опытах была использо-
вана четырехкаскадная форсунка с диаметром сопла 20 мм.
Диаметры отверстий первых трех отражателей выбраны так,
чтобы расход жидкости на всех ступенях был одинаковым. При
малом давлении (до 10—20 кПа) со всех отражателей срыва-
ется сплошная пленка, распадающаяся затем на крупные кап-
ли. При увеличении скорости жидкости пленка начинает рас-
падаться в непосредственной близости от отражателя с образо-
ванием крупных частиц и капель различных размеров.
Затем пленочный характер течения преобразуется в струй-
чатый. С кромок отражателя срываются многочисленные струй-
ки в виде нитей, толщина которых уменьшается с увеличением
скорости течения. Образование капельного факела является
следствием распада этих нитей. Из фотографий хорошо видно,
что корневой угол образующегося факела определяется углом
конусности отражательного элемента.
Для анализа течения жидкости по отражательным элемен-
там и определения диаметра капель можно применить приве-
денные выше зависимости к каждому элементу, подставив соот-
ветствующий расход жидкости по нему. В случае равных рас-
ходов можно принять течение на всех элементах идентичным.
80
Рис. 4.8. Схемы ударно-струнных форсунок со сплошным отражателем (а, б)
и каскадных (в, г).
Достаточно подробный обзор конструкций н методик расчета ударно-
струйных форсунок приведен в работе [127]. Все они делятся на распылите-
ли со сплошным отражателем и каскадные. На рис. 4.8, а, б приведены схе-
мы форсунок со сплошным отражателем. Каскадные форсунки показаны на
фотографии (см. рнс. 4.7, а) н на рнс. 4.8, в, г,
4.3. ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ ФОРСУНКИ
Классификация. Принцип действия центробежной форсунки
основан на закручивании подаваемой в нее жидкости. Течение
жидкости в форсунке обусловлено действием момента количест-
ва движения жидких частиц относительно сопла, возникающего
при закручивании жидкости. Жидкость движется вдоль стенки
соплового канала форсунки в виде вращающейся пленки, а яд-
ро потока заполняет так называемый воздушный вихрь. При
истечении из сопла жидкостная пленка распадается, образуя
факел в виде полого конуса, частицы которого разлетаются по
прямолинейным траекториям.
Коэффициент расхода и корневой угол факела центробеж-
ных форсунок можно регулировать в широком диапазоне, в за-
висимости от соотношения между размерами сопла, камеры за-
кручивания и входных каналов.
Центробежные форсунки можно классифицировать по двум
основным признакам — по способу получения закрученного по-
тока жидкости и по конструктивным особенностям.
По способу получения закрученного потока центробежные
форсунки делятся на тангенциальные, шнековые (с винтовым
завихрителем) и спиральные (эвольвентные).
В тангенциальной форсунке (рис. 4.9, а) жидкость входит в
полость форсунки через отверстие, ось которого перпендикуляр-
на оси форсунки, но не пересекается с ней. В результате этого
Жидкость закручивается относительно оси форсунки. В форсун-
ке с завихрителем (рис. 4.9, б) закручивание осуществляется с
6—161 81
Рис. 4.9. Схемы центро-
бежных форсунок:
с — тангенциальная; б —
шнековая (с винтовым вкла-
дышем); в—эвольвентная.
помощью цилиндрической вставки с винтовой нарезкой на внут-
ренней поверхности. Двигаясь по винтовой нарезке, жидкость
закручивается относительно оси форсунки. В эвольвентной фор-
сунке канал для подвода жидкости переходит в спираль с соп-
ловым отверстием (рис. 4.9, в).
По конструктивным особенностям центробежные форсунки
могут быть нерегулируемыми и регулируемыми. Различают
разборные и неразборные нерегулируемые форсунки. Эти фор-
сунки достаточно надежны в работе, несложны в изготовлении
и пригодны для аппаратов, в которых не требуется регулирова-
ние расхода диспергируемой жидкости в широких пределах.
Однако во многих технологических процессах необходимо
изменять расход жидкости. Одним из возможных и практически
наиболее целесообразных путей решения задачи, связанной с
обеспечением требуемого диапазона изменения расхода жидко-
сти, является применение регулируемых центробежных форсу-
нок. Различают следующие основные типы регулируемых фор-
сунок: двухступенчатые, с перепуском жидкости, комбинирован-
ные, с золотником и групповые распылители. В двухступенча-
тых форсунках расход жидкости регулируют изменением дав-
ления в одной из ступеней. Давление в другой ступени устанав-
ливают с помощью смонтированного в магистрали клапана.
Форсунки обеспечивают перемешивание обоих потоков жидко-
сти, тем самым, достигается хороший распыл в широком диа-
пазоне изменения расхода. Смешение может осуществляться
как внутри форсунки (с одним выходным соплом), так и вне
ее (двухсопловые форсунки). Обе ступени форсунок с одним
соплом выполняются по классической схеме с камерой закру-
чивания и тангенциальными клапанами. Двухсопловая форсун-
ка имеет два самостоятельных контура.
Расход жидкости в двухступенчатых форсунках можно регу-
лировать также изменением сопротивления в трубопроводе пе-
репускной системы. При этом скорость жидкости на выходе из
форсунки снижается значительно меньше, чем при таком же
способе регулирования в одноступенчатых форсунках, поэтому
качество распыливания во всем диапазоне изменения расхода
остается хорошим.
В форсунках с регулированием расхода путем перепуска
жидкости перепускная линия при максимальной нагрузке за-
82
крыта, и вся жидкость поступает на распыливание. При сниже-
I нии нагрузки к форсунке подается то же количество жидкости,
но после камеры закручивания часть ее отводится в подводя-
щую магистраль. Хорошее качество распыливания обеспечива-
ется в этом случае поддержанием в камере закручивания от-
носительно высокой скорости жидкости.
Расширение диапазона изменения производительности дости-
гается применением форсунок с одновременным регулировани-
ем жидкости в расходной и перепускной линиях или же приме-
нением блока форсунок (либо многосопловых форсунок), обес-
печивающих широкий факел распиливаемой жидкости и в свя-
зи с этим рациональное «заполнение объема технологического
аппарата.
Теория и методы расчета центробежных форсунок подробно
рассмотрены в фундаментальных работах [2, 82, 193]. Поэтому
здесь целесообразно остановиться на вопросе выбора одного из
двух известных в настоящее время подходов к описанию те-
чения жидкости в центробежных форсунках, основанных на
применении принципа максимального расхода и закона сохра-
нения количества движения.
Принцип максимального расхода основан на предположе-
нии, что в выходном сопле форсунки образуется вихрь таких
размеров, при которых обеспечивается максимальный расход
жидкости через форсунку. При использовании этого принципа
, обычно принимают, что радиальное ускорение потока на вход-
ном и начальном участках не влияет на расход жидкости.
Впервые принцип максимального расхода использован в ра-
боте [2] при условии, что для расчета центробежной форсунки
гидравлические потери внутри форсунки отсутствуют, а момент
количества движения, сообщенный жидкости на входе в камеру
закручивания, остается неизменным до выхода ее из форсунки.
При этих допущениях получены зависимости, необходимые
для определения производительности форсунки G, коэффициен-
та расхода ц и геометрической характеристики А. В дальней-
шем эта методика была уточнена и дополнена с учетом вязко-
сти жидкости и потерь на трение о стенки форсунки [82].
Кроме того, при расчете центробежной форсунки на основе
принципа максимума расхода обычно не учитывают влияние
•формы входа в сопло, что может привести к существенной не-
точности. Так, например, если закручивание жидкости исчезаю-
ще мало, то, согласно принципу максимума расхода, коэффи-
циент расхода форсунки близок к единице. В действительности
Же, в зависи-мости от формы входа в сопло, степень изгиба
струи поступающей в него жидкости будет меняться. Возника-
ющими’ при этом значительными радиальными составляющими
скорости и ускорения жидкости пренебречь нельзя. На входе в
сопло поток жидкости сжимается, поэтому коэффициент расхо-
да форсунки в рассматриваемом предельном случае может при-
нимать значения от 0,5 до 1.
6*
83
Рнс. 4.10. Изменение давления жид-
кости по длине стенки камеры за-
кручивания при различных давлени-
ях на входе (а — д — места скачко-
образного падения давления).
Проведены исследования
[128] с целью выяснения ме-
ханизма движения жидкости в
форсунке. Показано, что в
форсунках с короткими сопла-
ми, переход от Fr<l к Fr>l
совершается без гидравличес-
кого скачка, в длинных соплах при таком переходе наблюдает-
ся гидравлический скачок на поверхности вихря. В раскрытой
форсунке с камерой закручивания длиной 100 мм в местах об-
разования скачков зафиксировано уменьшение давления жид-
кости на цилиндрическую стенку (рис. 4.10).
На основании проведенных опытов можно сделать вывод,
что течение жидкости в сопле центробежной форсунки может
быть сверхкритическим, критическим и докритическим, а это
противоречит принципу максимума расхода. Режим течения в
форсунке, соответствующий максимуму расхода, не является
единственно возможным.'Именно этим можно объяснить то, что
при исследовании течения жидкости в центробежных форсун-
ках обнаружены отклонения действительных процессов, проте-
кающих в форсунке, от допускаемых в соответствии с принци-
пом максимального расхода.
Гораздо лучше учитывают конструктивные особенности фор-
сунки, а следовательно, и режим течения, соотношения, полу-
ченные на основе, применения закона сохранения количества
движения [128]. Эта методика дает возможность учитывать
угол входа в сопло и относительный радиус сопла (степень
раскрытия форсунки) без применения эмпирических коэффи-
циентов и допущений, искажающих представление о происхо-
дящих действительных процессах. Принимается, что основное
сопротивление имеет место у стенок форсунки, в зоне погранич-
ного слоя, а за его пределами жидкость считается идеальной.
В этом случае при определении импульсов сил давления,
действующих на жидкость в камере закручивания, истинное
течение в форсунке заменяется условным, состоящим из вра-
щательного движения жидкости вокруг оси форсунки и стока
жидкости в сопло. При этом предполагается, что сток проис-
ходит равномерно через поверхность шарового сегмента.
Таким образом, наилучшее соответствие экспериментальным
данным достигается при использовании расчетных соотношений,
полученных на основе сохранения количества движения.
Геометрические размеры форсунки рассчитывают по изве-
стным методикам с учетом конструктивных особенностей. Вы-
соту камеры закручивания обычно выбирают такой, чтобы жид-
84
кость совершала от '/4 до ’/з поворота, так как при большей
высоте увеличиваются потери давления, а качество распыла не
улучшается. Отношение плеча закручивания жидкости в фор-
сунке /?вх к длине сопла можно принимать равным 2,5. При
уменьшении этого отношения увеличивается радиальная ско-
рость жидкости и соответственно уменьшается осевая скорость;
следовательно, уменьшается коэффициент расхода р, а угол
распыла увеличивается. Значение обычно выбирают в за-
висимости от габаритов форсунки. Цилиндрическая часть соп-
ла должна быть короткой. Обычно принимают отношение
так как при чрезмерном увеличении длины сопла
уменьшается угол распыла. Угол конуса камеры закручивания
форсунки на входе в сопло принимают в пределах 60—120°.
Конструктивные схемы наиболее широко применяемых со-
временных форсунок рассмотрены ниже.
Нерегулируемые форсунки. На рис. 4.11, а изображена схе-
ма неразборной плоскофакельной центробежной форсунки,
в которой сопло выполнено в виде сектора тора, ограничен-
ного двумя радиальными плоскостями. Щель 3 расположена на
образующей тора по всей длине сопла. Изменяя угол между
радиальными плоскостями, можно изменять длину сопла и, сле-
довательно, длину щели в широких пределах. Отношение дли-
ны щели к ее ширине в данной форсунке можно обеспечить в
пределах до трех.
На рис. 4.11,6 показана центробежная форсунка, у которой
для уменьшения угла раскрытия факела выходной канал вы-
полнен в форме сопла Лаваля, а расширяющаяся часть — по
кривой с углом раскрытия, уменьшающимся в направлении
движения жидкости. При этом в распыленном факеле происхо-
дит перераспределение между осевой, окружной и радиальной
составляющими скорости таким образом, что угол раскрытия
фйкела уменьшается не-
зав'исимо от геометричес-
кой характеристики фор-
сунки. На рис. 4.11, в по-
казана форсунка, у кото-
рой камера закручивания
выполнена в отдельном
узле.
Рис. 4.11. Схемы нерегулируе-
мых неразборных центробеж-
ных форсунок:
’в—плоскофакельная [84]: 1 — тан-
генциальные каналы; 2 — распили-
вающее сопло: — щель; б —с соп-
лом Лаваля [81: 1—корпус; 2—
тангенциальные каналы; 3—расши-
ряющаяся часть сопла; в — с каме-
'|К»Й -закручивания, выполненной в
^Дельном узле- 1 — сопло с каме-
рой закручивания; 2 — заглушка;
корпус.
85
Рис. 4.12. Схемы нерегулируемых
Y _ разборных центробежных форсунок:
*. Г Т J 1 I 1 а — с пластинчатым завихрителем: / —
Г J I . И I корпус: 2 — сопло с камерой закручивания;
L/'Ц 1 }} р 3 — пластинчатый завихритель; 4 — распре-
6 ——Д—yjr -7Г 'j делитель жидкости; 5 — вкладыш: б — пло-
j (ЧДд скофакельная [96]: / — корпус; 2~ в.ход-
ные каналы; 3 — соплозые каналы; 4 -
‘ центральный колодец: о — насадка; 6~ ка-
4 J мера закручивания.
Основной недостаток не-
j разборных форсунок — труд-
ность очистки. Поэтому их
( ПуЬ \ целесообразно изготовлять с
распиливающими элементами,
тангенциальные каналы и соп-
ло которых больше 2—3 мм.
Другим недостатком таких
форсунок является невозможность замены узла распыливания
при износе. Однако вследствие простоты изготовления приме-
нение неразборных форсунок в ряде случаев (если распиливае-
мая жидкость не очень агрессивна и если обеспечено ее филь-
трование, устраняющее засорение форсунки) целесообразно.
В промышленности широко применяют разборные центро-
бежные форсунки, удобные в эксплуатации, допускающие заме-
ну изношенных деталей. Конструктивные схемы таких форсу-
нок представлены на рис. 4.12. Подбирая толщину завихрите-
ля в форсунке с пластинчатым завихрителем (4.12, а), можно
изменять расход жидкости и корневой угол факела. -В форсун-
ке, схема которой дана на рис. 4.12,6, обеспечивается получе-
ние плоского факела за счет подвода жидкости во входные ка-
налы, выполненные в виде пазов, размещенных тангенциально
к центральному колодцу, т. е. параллельно его оси.
Если нужно увеличить дальнобойность факела не изменяя
при этом дисперсности, целесообразно использовать центробеж-
ные форсунки с уменьшенным углом раскрытия струи, который
может быть получен изменением формы выходного сопла фор-
сунки.
На рис. 4.13, а, б показаны схемы центробежных форсунок,
в которых жидкость закручивается в многозаходных винтовых
каналах. В форсунке со съемным закручивающим элементом
(рис. 4.13,6) шнек выполнен как одно целое с распределитель-
ной шайбой, в которой имеются отверстия для прохода жидко-
сти. Изменяя угол наклона винтовой линии завихрителя и угол
конусности внутренней поверхности корпуса форсунки, можно
регулировать длину факела распыла в широких пределах.
На рис. 4.13, в приведена схема форсунки с подводом жид-
кости в камеру закручивания через прорези на поверхности ко-
нических пробок (которые заканчиваются либо вершиной с
углублением, либо плоским срезом) для создания тангенциаль-
ного ввода жидкости в камеру закручивания.
86
На рис. 4.13, г, д показаны схемы центробежной форсунки,
в которой для повышения дисперсности распиливаемой жид-
кости выходное сопло выполнено в виде дуг окружности, соеди-
ненных между собой отрезками прямых, либо в виде шайбы с
каналами. При прохождении жидкостью рифлений, образован-
ных участками дуг окружности и отрезков прямых, факел дро-
бится на капли не только под действием центробежных сил, но
дополнительно разрушается в результате механического воз-
действия кромок сопла.
Регулируемые форсунки. Очень часто в ходе технологиче-
ских процессов необходимо регулировать расход жидкости, со-
храняя при этом удовлетворительное качество распыливания.
В рассмотренных выше форсунках, изменяя давление, трудно"
обеспечить приемлемые характеристики процесса в широких
пределах изменения расхода жидкости. Известно, например,
что в обычной центробежной форсунке расход жидкости при-
близительно прямо пропорционален корню квадратному из пе-
репада давления, так что для увеличения расхода в 20 раз тре-
буется увеличить перепад давления в 400 раз.
Если максимальное давление подачи составляет 0,6 МПа,
то для уменьшения расхода в 20 раз необходимо снизить дав-
ление до 0,5 кПа, однако при столь низком давлении струя
жидкости практически не распадается на капли.
Рис. 4.13. Схемы форсунок
с завихряющими вклады-
шами (шнеками):
в —с запрессованным шнеком
U — шнек; 2 — корпус); б — со
съемным шнеком (/ — корпус;
2—шнек с распределительной
Файбой); в—с конической проб-
кой (/ — углубление в пробке;
* —прорезь; 3 — плоский срез);
д — с профильным соплом
1641 (/ — штуцер для подвода
Жидкости; 2— сопло; 3 — уча-
сток дуги окружности; 4 — шай-
ба).
87
г
Рис. 4.14. Схемы форсу-
нок с регулированием
расхода жидкости в под-
водящих каналах:
а — двухступенчатая (/, S —
внешнее и внутреннее соп-
ло; 2 —камера закручивания
I-й ступени; 3, 6 — каналы
подвода жидкости: -/ — пру-
жина; 5 — клапан; 7 — каме-
ра закручивания 2-й ступе-
ни); б — однокамерная (/ —
общая камера закручивания;
2, 4 — каналы подвода жид-
кости; 3 —клапан); в — двух-
камерная (/ — диафрагма;
2, 6 — основная н вспомога-
тельная камеры закручива-
ния; 3, 5 — камеры подвода
жидкости; 4~ клапан); г—
перепускная (/ — входной
трубопровод; 2 —сопло; 3 —
камера закручивания; 4 —
перепускные отверстия; 5 —
клапан).
Принципиальные схемы форсунок с регулированием расхода
жидкости в подводящих каналах показаны на рис. 4.14.
Двухступенчатая форсунка с переменной площадью сопло-
вого отверстия (рис. 4.14, а) состоит из двух нерегулируемых
форсунок, сопловые отверстия которых расположены концент-
рично. В первую ступень жидкость подводится по каналу 6 (со-
единенному с насосом), поступает в камеру закручивания 7,
а затем во внутреннее сопло. Во вторую ступень жидкость под-
водится по каналу 3, отделенному от канала 6 клапаном. Дав-
ление, при котором происходит открытие клапана и подвод
жидкости во вторую ступень, регулируется пружиной 4. Из ка-
нала 3 жидкость поступает в камеру закручивания 2 и в коль-
цевое сопло.
Как видно из рис. 4.14, а, форсунка имеет две раздельные
камеры закручивания (первой и второй ступеней) и два изоли-
рованных концентрично расположенных сопла. При малых рас-
ходах жидкость подается через внутреннее' сопло, а при боль-
ших открывается клапан, и жидкость поступает в основное
кольцевое сопло 8. В момент открытия клапана избыточное
давление в основном канале близко к нулевому (так как обе
ступени имеют раздельные сопла) и увеличивается по мере
открытия клапана. Расход жидкости через каждую ступень
отдельно определяется перепадом давления перед данной сту-
пенью.
Регулируемые форсунки с переменным коэффициентом рас-
хода обычно выполняют одно- и двухкамерными. Однокамер-
ная форсунка показана на рис. 4.14,6. Она состоит из общей
камеры закручивания, куда подается жидкость по 'каналам
2 и 4. При малом давлении клапан закрыт, и жидкость посту-
пает в камеру закручивания по каналу 2 вспомогательной сту-
88
пени. С увеличением давления клапан открывается, и жидкость
поступает в камеру закручивания по основному каналу 4. По
мере открытия клапана количество жидкости, поступающей в
камеру, увеличивается, что приводит к уменьшению закручи-
вания жидкости и росту коэффициента расхода.
Схема двухкамерной форсунки приведена на рис. 4.14, в.
Камера закручивания разделена диафрагмой 1 на две — основ-
ную 2 и вспомогательную 6. Во вспомогательную камеру жид-
кость поступает по каналу 5, в основную — по каналу 3.
Разделительная диафрагма снижает влияние давления в ка-
мере закручивания на равномерность подачи жидкости форсун-
кой при работе основного канала.
На рис. 4.14,г показана схема перепускной форсунки. От на-
соса по трубопроводу 1 жидкость подводится в камеру закру-
чивания 3. При малых расходах часть жидкости из камеры за-
кручивания поступает в выходное сопло, а остальная часть че-
рез перепускные отверстия 4 и клапан 5 — на слив (перепуск).
С увеличением давления проходное сечение трубопровода
уменьшается, и количество перепускаемой жидкости сокра-
щается. По мере уменьшения перепуска жидкости коэффициент
расхода возрастает и достигает максимального значения при
полностью закрытом клапане. Таким образом, с изменением ко-
личества перепускаемой жидкости изменяется и коэффициент
расхода.
На рис. 4.15, а представлена конструктивная схема двухсоп-
ловой форсунки. По одному каналу жидкость подается в цент-
ральную полость форсунки и далее во внутреннее сопло ’(пер-
вая ступень), а по второму каналу — в кольцевое пространство
и наружное сопло (вторая ступень). Распылитель первой ступе-
ни состоит из конической пробки, на поверхности которой наре-
заны винтовые канавки, и внутреннего сопла. Пробка прижи-
мается к седлу пружиной. Из кольцевой полости второй ступе-
Рис. 4.15. Схемы двухсопловых форсунок:
а — с винтовыми канавками на конической пробке (/ — сопло; 2— пластина); б —с пере-
мещаемой иглой (/, 3, 5, 8 — каналы для подвода жидкости; 2 — сопло; 4, 7 —ста-
каны; 6’ —игла; 9, 10 — тангенциальные каналы).
89
ни жидкость через отверстие во втулке и корпусе внутреннего
сопла поступает в тангенциальные прорези пластины и далее в
наружное сопло. В работе [25] показано, что суммы расходов
жидкости через обе ступени при одинаковом давлении подачи
совпадают с суммарным расходом. Отсюда следует, что расход
через каждую ступень двухсопловои форсунки определяется
давлением жидкости перед данной ступенью независимо от
взаимного расположения сопел.
На рис. 4.15,6 показана конструкция регулируемой двух-
ступенчатой форсунки ЦКТИ. Жидкость подается к соплу дву-
мя путями. При малых расходах жидкость через каналы 1 и 3
поступает тангенциально в канал 8 (вид I) и далее в сопло 2.
Перемещение иглы вправо приводит к увеличению площади от-
верстий тангенциальных щелей (вид II). Когда игла дойдет до
определенного положения, перемещение ее повлечет за собой
перемещение стакана 7, в результате чего через тангенциаль-
ный канал 10 к соплу поступает дополнительное количество
жидкости (вид III). Хорошее качество распыливания этой фор-
сункой обеспечивается при изменении расхода жидкости при-
мерно в семь раз (от 300 до 2000 кг/ч). Рабочий ход иглы при
работе 1-й ступени равен 3 мм, полный ход —9 мм.
Хороший распыл в широком диапазоне регулирования рас-
хода жидкости можно получить, используя принцип, основан-
ный на соответствии изменения производительности форсунки и
суммарной площади тангенциальных отверстий. Форсунка,
в которой регулирование подачи жидкости осуществляется по
этому принципу, показана на рис. 4.16, а. Тангенциальные ка-
налы выполнены в виде продолговатых щелей с перемещаю-
щимися в них пластинками, благодаря - которым щели сохра-
няют форму тангенциальных каналов даже при минимальном
открытии.
Форсунка работает следующим образом. Жидкость через
кольцевой канал поступает к тангенциальным щелям. Когда
Рис. 4.16. Схемы форсунок с изменяемым сечением тангенциальных каналов:
а — с лепестковым затвором [193] (/ — корпус форсунки; 2 — сопло; 3 — шток; 4 — ка-
мера закручивания; 5 — перемещаемые пластинки; 6 — канал для подвода жидкости);
б — с золотником (/ — кольцевая полость; 2 — тангенциальные отверстия; 3~ камера
закручивания; 4 — сопло; 5 — втулка с винтовыми прорезями; 6 — шток с золотником)-
90
Рис. 4.17, Схемы регулируемых комбинированных форсунок с перепуском
части жидкости:
, а — с одновременным регулированием в расходной и перепускной линиях (/ — перепуск-
ная линия; 2 —шток); б — комбинированная перепускная форсунка (/, 2 —каналы для
подвода и отвода жидкости).
шток 3 придвинут вплотную к соплу, форсунка отключена. По
мере перемещения штока вправо тангенциальные щели бла-
годаря пластинкам, которые перемещаются вместе со штоком,
открываются, обеспечивая при всех положениях касательное
направление входящих струй жидкости. Недостатком форсунки
является сложность ее изготовления.
На рис. 4.16,6 дана схема центробежной форсунки, в ко-
торой подача жидкости регулируется изменением площади тан-
генциальных каналов (форсунка с золотником). Особенностью
этой форсунки является то, что диаметры тангенциальных от-
верстий. различны и подобраны таким образом, что обеспечива-
ется практически линейная зависимость расхода жидкости от
перемещения штока. Производительность форсунки составляет
до 1000 кг/ч, диаметр отверстия выходного сопла — 3,5 мм, чис-
ло тангенциальных отверстий—10 (по 5 в ряд), диаметр их
от 0,85 до 1,9 мм, ход золотника со штоком —11 мм.
В форсунке с комбинированным регулированием, например
с одновременным изменением расхода жидкости в расходной и
перепускной линиях, установлены синхронно работающие зо-
лотники (рис. 4.17, а). При открытом перепускном канале и
.малом давлении жидкости шток под действием пружины за-
крывает сопло, и жидкость, проходя по внутренним каналам
форсунки, попадает в перепускную систему. При увеличении
давления в перепускной линии шток перемещается и открыва-
ет сопловое отверстие, одновременно своим выступом перекры-
вая перепускную линию. Система золотников и шток с пру-
жиной отрегулированы таким образом, чтобы жидкость через
сопло проходила под большим давлением, что обеспечивает хо-
. рошее качество распыливания при изменяемом расходе жид-
кости.
Более сложный вариант комбинированной перепускной фор-
. сунки, обеспечивающей широкий диапазон изменения расхода
'жидкости, приведен на рис. 4.17, 6. Эта форсунка при неболь-
; ших расходах (до 100 кг/ч) подает жидкость одной (централь-
- ной) ступенью; при этом вся жидкость, поступающая через ка-
i
Г 91
Рис. 4.18. Схема регулируе-
мой форсунки с нескольки-
ми распылителями.
нал 1 в контур второй ступени, полностью отводится в расход-
ный бак по каналу 2. С увеличением подачи жидкости в цент-
ральной ступени увеличивается ее поступление в наружный кон-
тур; при этом не вся жидкость отводится от форсунки, часть ее
вытекает через кольцевое сопло второй ступени. По достиже-
нии некоторого давления в первой ступени дальнейшее увели-
чение расхода производится перекрытием перепускного кана-
ла 2. При максимальных нагрузках в линию перепуска подает-
ся жидкость, и форсунка работает по схеме, близкой к двух-
сопловой.
Возможны и другие схемы регулирования расхода жидко-
сти, йапример установка блока форсунок. Многосопловые фор-
сунки компактны, дают широкий факел и обеспечивают рацио-
нальное заполнение объема, например, сушильной камеры.
В качестве примера на рис. 4.18 приведена конструктивная схе-
ма многосоплового распылителя, выполненного из пяти цент-
робежных форсунок, соединенных в один блок. Расход жидко-
сти регулируется последовательным выключением форсунок в
блоке. Во время работы распылителя через отключенные фор-
сунки можно пропускать воздух или газ, предохраняющий их
от закоксовывания и от перегрева. При этом давление воздуха
или газа, пропускаемого через неработающую форсунку, долж-
но на 100—£00 кПа превышать давление струи в работающем
агрегате.
4.4. ИСТЕЧЕНИЕ ИЗ ЦЕНТРОБЕЖНОЙ ФОРСУНКИ
ПОДОГРЕТЫХ, КИПЯЩИХ ЖИДКОСТЕЙ
И ПАРОЖИДКОСТНЫХ СМЕСЕЙ
В ряде случаев (например, для интенсификации процесса суш-
ки) диспергируемую жидкость (раствор или суспензию) целе-
сообразно нагревать до температуры, обеспечивающей ее ки-
пение на выходе из форсунки. Обычно нагретую жидкость по-
дают в форсунку под давлением, превышающим давление па-
ров этой жидкости, и на входе в форсунку она не кипит. Од-
нако в камере закручивания и в среде, в которую происходит
истечение, давление может быть ниже давления паров жидко-
сти; в этих условиях происходит парообразование.
В зависимости от перепада температур в форсунке и свя-
занного с ним содержания пара в струе жидкости изменяются
расход рабочего тела через форсунку и форма факела.
При высоких температурах подогрева жидкости работа фор-
сунки может существенно измениться, так как в камере за-
кручивания и в сопле (в объеме заполненном воздушным вих-
рем и связанном с внешней средой) может происходить интен-
сивное испарение жидкости.
В работах [66, 98, 100, 109, 115, 160] изложены основы тео-
рии, приведены результаты исследований, даны методы расче-
та основных параметров (расхода, коэффициента расхода, кор-
невого угла факела и др.), рассмотрено их влияние на гидрав-
лические характеристики центробежных форсунок при истече-
нии подогретой и кипящей жидкости и парожидкостной смеси.
Истечение подогретой жидкости. Как известно, в центро-
бежной форсунке при распыливании холодной жидкости на гра-
нице газового вихря избыточное давление равно нулю. При по-
догреве жидкости до температуры, при которой давление паров
не превышает давления среды, в которую происходит истечение,
существенных изменений в работе форсунки не происходит,
так как при этом избыточное давление на границе вихря так-
же равно нулю. При подогреве жидкости до температуры, при
которой давление паров выше давления окружающей среды,
избыточное давление Рт на границе газового вихря больше ну-
ля и равно
• Рт = Рп Ра
где Рп — давление паров жидкости в газовом вихре; Ра — давление среды,
в которую происходит истечение (в аппарате).
Для получения основных закономерностей, определяющих
истечение подогретой жидкости, принята [66] схема течения,
показанная на рис. 4.19, а. '
₽Ис- 4.19. Схема истечения из центробежной форсунки двухфазной жидкости:
~~ подогретой; б — кипящей; в — парожидкостной смеси.
93
I
I
Коэффициент расхода ц/ при истечении подогретой до тем-
пературы t жидкости определяется зависимостью
Р/ = P /(Рвх-^/Лх-Ра) (4.29)
где р— коэффициент расхода холодной жидкости; Рвх — давление жидкости
перед форсункой.
Как видно из уравнения (4.29), с ростом давления пара в
объеме газового вихря коэффициент расхода уменьшается. Ког-
да давление пара равно абсолютному давлению жидкости перед
форсункой (Рп=Рвх), т. е. при кипении жидкости, коэффициент
расхода ц< = 0, и в этом случае, по мнению авторов работы
[66], прекращается подача жидкости, и из сопла форсунки
истекает только пар. В действительности же кипящая жид-
кость, вытекающая из сопла форсунки, состоит из двух слоев:
жидкого периферийного слоя в форме кольцевой пленки и па-
ровой сердцевины.
В работе [66] показано, что при истечении кипящей воды
при давлении на входе в форсунку PBX=0,2 МПа и температу-
ре 7’=500 К коэффициент расхода ц<=0,28, а не нулю, как сле-
1 дует из формулы (4.29) (см. рис. 4.21).
Таким образом, зависимость (4.29) имеет существенные
ограничения. В работе [114] отмечается, что она справедлива
лишь для интервала температур жидкости, ограниченном свер-
ху температурой начала кипения жидкости в выходном сечении
сопла форсунки, т. е. для случая, когда содержание пара кипя-
щей жидкости на выходе из сопла форсунки равно нулю.
Но при отсутствии парообразования в сопле избыточное дав-
ление в вихре должно быть равно нулю, а не РВх=Рп—Ра>0,
как предполагается в работе [66].
В работе [П4] получена зависимость (4.30) для определе-
ния цо исключающая указанные выше ограничения. Объемный
секундный расход подогретой жидкости определяется из урав-
нения (4.31), где индексом «с» обозначено сопло форсунки:
Р/ — | I1 1 (Ввх -.Рс)/(Рвх Ра) (4.30)
G=^Fc/2iW (4.31)
I
Давление паров жидкости в вихре определяют [114] по
температуре жидкости на входе в форсунку:
lgPn = 4-B/rBX (4.32)
Такая зависимость приводит к некоторому завышению зна-
чения Рп и, следовательно, к занижению коэффициента расхо-
да. Однако проведенные авторами опыты показали, что ошибка
в этом случае не превышает 5—8%.
Значения констант А и В для различных жидкостей нахо-
дят по кривым разгонок. Следует отметить, что при истечений
из форсунки жидкостей, представляющих собой смеси, содер'
Рис. 4.20. Зависимость расхода жидкости от ее температуры:
а — для воды при различных давлениях подачи Р; б — для различных
жидкостей при постоянном давлении подачи (Р=0.2 МПа):
2 3 4
Керосин Дизельное Солярное
топливо масло
0,1 0,2 0,4
0,07 0,07 0,01
Кривые ....................... *
Жидкость................ . Вода
frP, МПа.................... 0,05
Рк, МПа . '.............. 0.01
жащие легкокипящие фракции, давление ' перед форсункой
близко к парциальному давлению паров легкокипящего компо-
нента.
Обозначим предельную температуру жидкости, при которой
наступает «запирание» форсунки, через Тпр = Твх; при этомРж =
=РВ. Тогда, в соответствии с уравнением (4.32), для этой тем-
пературы получаем следующую зависимость: 'v
Гпр=В/(Л-1бРп) (4.33)
Ниже приводятся значения констант А и В
Константы
Жидкость А В
Вода 5,63 2093
Керосин Т-1 4,2 1900
Хлорид кальция 4,0. 2000
Сульфат аммония 4,3 2600
На рис. 4.20, а показано изменение объемного расхода жид-
кости (вода) через форсунку в зависимости от ее температуры
95
при различных давлениях подачи, а на рис. 4.20,6 — изменение
расхода различных жидкостей при постоянном давлении по-
дачи.
Как видно из графиков, существуют два температурных ре-
жима. Первый характеризуется медленным уменьшением рас-
хода жидкости с повышением температуры для воды от 290 до
370 К, а для других жидкостей — от 290 К до температуры, при
которой давление их паров равно давлению Рк. При этом ре-
жиме размеры воздушного вихря в форсунке почти не изменя-
ются, так как избыточное давление в нем близко к нулю. Мед-
ленное уменьшение расхода в этом случае объясняется неболь-
шим уменьшением коэффициента расхода форсунки вследствие
падения вязкости жидкости лри возрастании ее температуры.
Второй режим характеризуется быстрым уменьшением рас-
хода с повышением температуры жидкости. Уменьшение расхо-
да начинается при температурах, при которых жидкость заки-
пает в объеме воздушного вихря, и его диаметр возрастает
вследствие увеличения давления паров жидкости. Избыточное
давление в вихре становится больше нуля.
Сравнение расчетных коэффициентов расхода для воды с
экспериментальными данными показано на рис. 4.21. Кривая 1
подсчитывалась по уравнению (4.29) без- учета испарения во-
ды, а кривая 2 — с учетом испарения. Видно, что эксперимен-
тальные точки хорошо согласуются с теоретической зависимо-
стью. Из рис. 4.21 также следует, что при повышении темпе-
ратуры жидкости, подводимой к форсунке, коэффициент расхо-
да резко уменьшается. Так, при повышении температуры жид-
кости на 120° (от 370 до 490 К) коэффициент расхода умень-
шается в 2,5 раза (от 0,5 до 0,2).
Интересно рассмотреть влияние давления среды на харак-
тев подачи жидкости при изменении ее температуры. Опыт по-
казал, что при температурах жидкости, при которых давление
ее паров Р„>Рк, уменьшение давления среды от 110 до 40 кПа
практически не влияет на расход жидкости. Теоретически это
можно показать следующим образом.
Секундный объемный расход жидкости через форсунку мож-
но представить в виде (4.34). Тогда с учетом (4.29) и (4.34)
получим (4.35):
G. = V2 (Рвх — Ра)/р (4.34) G = )z2 (Рвх —Рп)/р (4.35)
Из уравнения (4.35) видно, что при данной температуре
жидкости расход ее не зависит от давления среды Ра. Физи-
чески это объясняется двумя причинами. С одной стороны,
уменьшение давления среды приводит к росту перепада давле-
ния Рвх—Ра (увеличивается скорость истечения жидкости), что
обуславливает увеличение расхода. С другой стороны, умень-
шение давления среды вызывает закипание жидкости в объеме
воздушного вихря при более низкой температуре, вследствие
96
Рис. 4.21. Зависимость коэффициента расхода от температуры жидкости:
1 — теоретическая кривая без учета испарения жидкости в форсунке; 2 — то же, с уче-
том испарения жидкости.
Рис. 4.22. Зависимость величины С для некоторых жидкостей от температу-
ры кипения:
1 — аммиак; 2 — тетраксид азота; 3 — диметилгидразии; 4 — этиловый спирт.
чего диаметр вихря становится больше, а живое сечение мень-
ше. Это приводит к уменьшению расхода жидкости. В резуль-
тате оба фактора компенсируют друг друга.
Анализ полученных закономерностей и гидравлических ха-
рактеристик центробежных форсунок при истечении подогре-
той жидкости позволяет сделать следующие выводы: I) подо-
грев жидкости до температур, при которых давление ее ларов
Рп~^Ра, приводит к существенному уменьшению коэффициента
расхода; при температурах жидкости, когда давление ее паров
Рп<Ра, давление среды, в которую подается жидкость, практи-
чески не влияет на расход.
Истечение кипящей жидкости. В работах [114, 115, 164] из-
ложены основы теории, приведены результаты эксперименталь-
ных исследований и дана методика расчета расхода кипящей
жидкости при истечении из центробежной форсунки с танген-
циальным входом и шнековым завихрителем. Опыты показали,
что в сопле форсунки у стенки движется жидкость в виде коль-
ца, а в сердцевине потока — пар. Размеры парового вихря за-
висят от паросодержания в потоке.
Предлагаемая в работе [164] методика расчета массового
расхода кипящей жидкости через форсунку выполнена с уче-
том содержания пара в двухфазном потоке, изменения диамет-
ра парового вихря по длине камеры закручивания и зависимо-
сти осевой составляющей скорости от расстояния до оси фор-
сунки.
Для вывода основных соотношений принята расчетная схе-
ма, приведенная на рис. 4.19. '
Парожидкостная смесь на входе в центробежную форсунку
характеризовалась следующими известными параметрами: дав-
7—161 97
лением насыщенных паров Рвх, плотностью р, скоростью в соп-
ле форсунки w, энтальпией i, паросодержанием кипящей жид-
кости ф. Предполагалось, что процесс истечения адиабатиче-
ский, термодинамически равновесный. Влияние трения жидко-
сти о стенки не учитывалось.
При течении кипящей жидкости в форсунке происходит рас-
слоение паровой и жидкой фаз, так что пар и жидкость выте-
кают из сопла раздельно (см. рис. 4.19).
Опуская подробные выкладки, приведенные в работе [164],
дадим здесь основные зависимости, необходимые для расчета
гидравлических характеристик.
Расход пара можно определить из уравнения
/ ’ *+Г
__ / / 2 \*-1
0п=ЛГп21/ Л f ^вхРп.вх? (М (4.36)
, . РВХ I , Рп.вх
где k = Ig —5— / Ig —-; rn—радиус парового вихря.
“ С / Рп.ВЫХ
Расход жидкой фазы через форсунку с тангенциальным вхо-
дом (при условии, что для прохождения пара необходимо от-
верстие большего размера, чем диаметр вихря, образующегося
при истечении холодной жидкости) определится по формуле
G' — ц'лг2вых V2ДРр'вх (4.37)
где ц' — коэффициент расхода жидкости при истечении двухфазной смеси;
индекс «'» (или «ж») относится к жидкой фазе.
Зависимость для определения ц' выражается уравнением:
р.' = V1 — ц2Д2 —гп гп2 — р2Д2 — р2Д21п(~! ~= | (4.38)
Vn+Vrn2-pM2 /
где А — геометрическая характеристика форсунки; гп=Гп/Гс.
В этом уравнении кроме ц' неизвестно еще и значение гп-
Его определяют из соотношения
Пренебрегая кинетической энергией жидкости на входе и
в сопле форсунки, а также считая кинетическую энергию пара
перед форсункой равной нулю, предложено [164] для расчета
фвых пользоваться формулой, полученной для насадков [176]:
6'ж.ВХ - *ж,вых) 4" Фо (^п.вх *ж,вх)
вых______________(1п.вых — (ж.вых) + су2п.вых/2
98
Здесь гро='рвых/^1.
а в случае критического перепада
Так как-рж. вых практически равно рп. Вх, то величина С зависит
только от давления насыщенных паров Рвх или от температуры
кипения Тех, и ее можно находить по заранее построенным
графикам. Значения С для некоторых жидкостей приведены на
рис. 4.22.
Теперь с учетом выражения (4.40) комплекс В можно най-
ти по формуле
„_________Ч’вых . С ^Р
(1 ---'I’bbix) ?
(4.41)
Из уравнения (4.39) получаем зависимость, связывающую р'
и гп-'
Щ' = гп75 (4.42)
Совместным решением уравнений (4.38) и (4.42) находим
искомое значение коэффициента расхода жидкости р', который
представляем в виде зависимости от геометрической характе-
ристики А и комплекса В (рис. 4.23). На графике пунктиром
проведена кривая зависимости p^f(4) для истечения холод-
ной жидкости, которую кривые р' при различных значениях В
пересекают в некоторых точках. Это обусловлено тем, что ав-
тор [164] принял зависимость, полученную в работе [2] на ос-
нове принципа максимального расхода, Который недостаточно
полно учитывает конструктивные особенности центробежной
форсунки. Поэтому в действительности граница будет опреде-
ляться не одной характеристикой, а областью характеристик.
Указанная особенность связана с тем [164], что в случае,
когда геометрические характеристики велики, а значение комп-
99
Рис. 4.23. Зависимость коэффициента
расхода от геометрической характе-
ристики форсунки для различных
значений комплекса В.
лекса А по условиям истече-
ния невелико, р'=ц. В этом
случае образующийся паровой
вихрь получается достаточно
большим, чтобы пропустить
весь пар. Поэтому пар не ме-
шает проходу жидкой фазы, а
диаметр проходного сечения
паровой фазы равен диаметру
вихря, образующегося при ис-
течении кипящей жидкости.
Если же значение А доста-
точно мало, а комплекс В ве-
лик, то сечение вихря, получаемое в случае холодной жидкос-
ти, для прохождения пара будет недостаточным. Поэтому пар
займет часть проходного сечения жидкой фазы, и коэффициент
ц' станет меньше р.
Найденное из графика (рис. 4.23) по геометрической харак-
теристике А и комплексу В значение коэффициента расхода р'
позволяет вычислить по формуле (4.37) расход жидкой фазы,
а значит, и расход двухфазной смеси:
ц' _______
= 1 *ФвЫХ °2 /Рп.ВХ ( 4 -43)
Для определения ц.' предложена [164] следующая упрощенная
формула, дающая погрешность не более 5%:
JX' = (0,536 + 0,0035Д)/В(0,73+<),02Л) (4.44)
Эта формула имеет смысл только при значениях В>В* (В* =
=0,02+1,074 + 0,705-0,03А). При В<В* коэффициент расхо-
да ц' принимают равным значению, получаемому при течении
некипящей жидкости.
Для того, чтобы расход кипящей жидкости определялся соп-
лом форсунки, необходимо обеспечить расход через входные
каналы больший, чем через сопло: GEX^GC. Величину GBX вы-
числяют по формулам, полученным в работе [176]:
б вх = ]__фвых ^ж-вх 2АР/рж вх (4.45)
Здесь
< __ . //. . ^Рж.вых Рж.вх Рж.вых Е'ж.вых) ,
/ж.вх—/вх/|*+ -Ь • •_ * ... I—ф/вх
I \ тп.вых М-п.вх Рп.вых «'л.вых ]
100
где Ни — коэффициент расхода по пару;
/ж ВХ — /вх -/п.ВХ> ЙП.ВХ — 1 105цж вх;
/вх = №BJn—площадь входных отверстий (числом л).
Радиус сопл a rc = Anr^/R.
Геометрическую характеристику представим формулой
А < ~~ /фц'вх/р'вых (4.46)
Таким образом, если для данной форсунки выполняется не-
равенство (4.46), то при определении расхода кипящей жид-
кости необходимо пользоваться формулой (4.43). В противном
случае надо рассчитывать расход по формуле (4.45).
Для центробежных форсунок со шнеком формула (4.43)
пригодна только в интервале значений А, при которых площа-
дью, определяющей расход жидкости, является суммарная
площадь каналов шнека. Предельное значение геометрической
характеристики А, ограничивающее применение (4.43), выра-
жается неравенством:
Н вх nR2
И' /ж.2
(4.47)
где |хв/=0,6 — 0,65.
Если неравенство (4.47) не выполняется, то истечение кипя-
щей жидкости надо рассчитывать по формуле (4.45), принимая
/ж.вх =/ж. X.
Для проверки предлагаемого метода расчета истечения ки-
пящей жидкости через центробежную форсунку с тангенциаль-
ным входом и со шнеком в работе [164] использованы данные
[115]. Размеры проточной части форсунок с тангенциальным
входом составляли: диаметр и длина сопла — 6 и 30 мм, диа-
метр и длина камеры закручивания — 27 и 30 мм, диаметр тан-
генциального отверстия 10 мм, число отверстий — 2. Шнековая
форсунка имела следующие размеры: диаметр сопла — 2,2 мм,
высота и диаметр шнека — 16 и 6 мм, число заходов — 3, гео-
метрическая характеристика « 0,82.
На рис. 4.24 представлены результаты расчетов и нанесены
экспериментальные точки, полученные при испытаниях форсу-
нок. Из рисунка видно, что приведенные выше расчетные фор-
мулы могут быть рекомендованы для практического использо-
вания.
Истечение парожидкостной смеси. Теория истечения кипя-
ти жидкости из центробежной форсунки с разделением фаз,
предложенная в работах [114, 115, 164], отражает случаи, ког-
101
Рис. 4.24. Зависимость расхода кипящей жидкости от давления на входе в
центробежную форсунку:
а — с тангенциальным входом; б— со шнековым завихрителем; 1—2 — вода; 3 — смесь
азотной кислоты с тетраксидом азота.
да жидкость до разделения фаз является несущей средой. По-
следнее характерно для достаточно малых паросодержаний на
входе в форсунку и вскипания части жидкости в тракте фор-
сунки. При этом сепарация пара от жидкости происходит без
гидравлических потерь, сопровождающих разделение фаз.
Движение парожидкостной смеси в каналах форсунки име-
ет принципиальные особенности, отличающие его от истечения
кипящей или однородной жидкости. В случае средних и высо-
ких паросодержаний на входе в форсунку разделение фаз па-
рожидкостной смеси при ее дальнейшем движении в поле
центробежных сил сопровождается гидравлическими потерями,
обусловленными самой сутью разделения потоков жидкости и
пара.
Опыты показали [160], что при истечении парожидкостной
смеси из центробежной форсунки с тангенциальными входными
каналами пар отделяется от жидкости в камере закручивания,
т. е. после прохождения смеси через тангенциальные каналы,
а при истечении из центробежной форсунки со шнеком — в ка-
нале шнека. Дальнейшее движение компонентов парожидкост-
ной смеси происходит раздельно, вплоть до выходного соппа
(см. рис. 4.19, в). В обоих случаях в камере закручивания и в
сопле имеется нерасходная область, т. е. образуется централь-
ный вихрь, аналогичный наблюдаемому при истечении капель-
ной жидкости.
Для определения потерь кинетической энергии, связанных с
разделением фаз, в работе [160] рассмотрено стационарное те-
чение парожидкостной смеси в криволинейном канале с по-
стоянной площадью живого сечения (рис. 4.25) при условии
постоянства массового паросодержания ф и плотности пара на
участке разделения фаз 1—2.
Приведем основные закономерности, определяющие особен-
ности работы центробежной форсунки на парожидкостной
смеси.
102
После разделения потоков жидкости и пара отношение их
скоростей обратно пропорционально корню квадратному из от-
ношения плотностей фаз (при любом соотношении скоростей
жидкости и пара в потоке парожидкостной смеси до их разде-
ления) :
= Рп/Рж (4.48)
, . Потери кинетической энергии, связанные с разделением фаз
в потоке парожидкостной смеси, определяются зависимостью
(4.49)
₽ л-f-L .а-»)8 рпа 1 1 ,л _
ГДе в-[(Р12 + ‘ рж2 • !_ф1» ] (4-Б0)
Выражение для <рг имеет вид:
фа = 1 И 1 Ч- ф Рп/Ржj (4.51)
Для случая, когда в сечении 1—1 движется квазигомогенная
смесь wa. 1 = wn. г, имеем:
1 ’'-'/О4 <4-52’
т. e. <pi=S = p. Из уравнений (4.50) и (4.52) получим:
5=1/фХа (4.53)
где ф — массовое расходное паросодержание; р — объемное расходное паро-
содержание; <р — истинное объемное паросодержание; S — доля энергии сме-
си в сечении /—1 (см. рнс. 4.25), относящаяся к пару; (1—S) •—доля энер-
гии смеси, относящаяся к жидкости.
Изменение кинетической энергии с учетом соотношений
(4.49), (4.50) и (4.53) составит:
к Л,. (,.S4)
Из соотношения (4.54) видно, что эти потери аналогичны
гидравлическим потерям при внезапном расширении потока од-
Рис. 4.25. Схема течения
ларожидкостной смеси
(с разделением фаз) в
кРиволинейном канале.
103
неродной жидкости. Избыточная кинетическая энергия жидко-
сти, полученная за счет части располагаемого напора пара до
разделения фаз, при разделении целиком теряется вследствие
торможения жидкости.
Визуальные наблюдения [160] за процессом истечения па-
рожидкостной смеси из центробежных форсунок показали, что
в камере закручивания форсунки с тангенциальными вводами
парожидкостная смесь образует вращающееся кольцо равно-
мерной толщины по всему периметру камеры (см. рис. 4.19).
Вне этого кольца жидкость и пар в камере движутся раздельно.
В канале шнека разделение фаз происходит на малой дли-
не, подобно тому, как показано на рис. 4.25; в этом случае
можно положить, что ip=const- и P>K=const. Это дает основание,
считать, что фазы в камере форсунки разделяются при посто-
янном давлении, следовательно, при ф = const и Л,=const. Тог-
да все выражения, полученные для разделения жидкости и па-
ра в криволинейном канале, справедливы и для разделения фаз
в камере центробежной форсунки с тангенциальными входами
и в каналах шнека.
Расчетные зависимости получены при следующих допущени-
ях: потери на трение в тракте форсунки не учитывали, по-
скольку их считали малыми по сравнению с потерями, связан-
ными с разделением фаз; приростом массового расходного па-
росодержания в результате испарения жидкости в тракте
форсунки пренебрегали, полагая его малым, по сравнению с па-
росодержанием на входе в форсунку; считали, что в выходном
сечении сопла поступательные скорости фаз не меняются по
радиусу сопла, т. е. w„. C=const и ш;к. с=const.
В соответствии с принятыми допущениями выражение для
секундного расхода парожидкостной смеси через форсунку
имеет вид:
£2™. . Лд_ —обобщенная характеристика форсунки;
Рп2 <Ра
А=—«——геометрическая характеристика форсунки;
гг вх
h — параметр, учитывающий гидравлические потери, связанные с разделени-
ем фаз.
Для центробежных форсунок с тангенциальными входами и
со шнеком соответственно имеем:
\ <Ра / Л, <ра z2r4BX * ° J
А = nR2rJ(zfi) (4.58)
где ft — площадь живого сечения канала шнека;
. _ / од Р2пт <Рса ПГС*
5 %2 ) Р2па ’ <Ра ‘ г2Л2 {4’59)
Б случае pn=const, рп2=рпт, <рс=<Р2 и А*=А. Следовательно,
комплекс (pnmlpnz) (фсАрг.) учитывает влияние сжимаемости па-
ра на расход парожидкостной смеси через центробежную фор-
сунку.
Для нахождения зависимости между Лих (для определе-
ния коэффициента расхода р) в работе [160] использован
принцип максимума потока кинетической энергии, который в
этом случае лучше согласуется с опытными данными, чем прин-
цип максимального расхода. С учетом сказанного зависимость
для определения А* выражается следующим уравнением:
Л 2 (1 — х)
_ у х2 + 2 (1 — х) х2 1п /1 — х (4.60)
Для учета влияния торцевого эффекта (заключающегося в
том, что часть газа в пограничном слое у задней стенки каме-
ры закручивания входит внутрь зоны нулевого расхода и не
проходит через площадь живого сечения сопла) в формулу ко-
эффициента расхода введен поправочный множитель уЯг/гс-
Тогда при истечении парожидкостной смеси из центробежной
форсунки секундный расход можно определить по формуле
Для проверки предложенного метода расчета истечения па-
Рожидкостной смеси в работе [160] приводятся результаты опы-
тов на форсунке следующих геометрических размеров: гс = 4мм,
^2=12 мм, /г = 3, гВх = 2 мм, А = 4. На рис. 4.26 представле-
на расчетная расходная характеристика форсунки G=f(P) при
нстечении из нее сухого насыщенного водяного пара; здесь же
нанесены опытные точки.
105
си с равными скоростями пара
Рис. 4.26. Зависимость расхода
рабочего тела от давления и мас-
сового паросодержания для сухо-
го насыщенного водяного пара и
пароводяной смеси; точками по-
казаны результаты опытов.
Кривая G=f(^) на
рис. 4.26 отражает расчет-
ные зависимости для фор-
сунки при Ро=0,6 МПа и
Рт = 0,1 МПа в случае дви-
жения квазигомогенной па-
роводяной смеси в танген-
циальных отверстиях. Здесь
же нанесены опытные точ-
ки, полученные при движе-
нии в тангенциальных от-
верстиях пароводяной сме-
и воды. Как видно из графи-
ков, расчетные формулы для определения расходов пароводя-
ной смеси и сухого насыщенного водяного пара через центро-
бежную форсунку удовлетворительно согласуются с экспери-
ментальными данными.
Предлагаемый авторами [160] метод определения расхода
парожидкостной смеси через центробежную форсунку дает воз-,
можность экспериментального определения <jpi на входе ,в фор-
сунку. Так как коэффициент расхода ц при прочих равных ус-
ловиях зависит только от tpi, то, имея опытную зависимость
можно с помощью уравнения (4.56) получить зави-
симость <р1=/(ф) для гидравлической системы с одной или не-
сколькими центробежными форсунками.
Глава 5
РАСПЫЛИВАНИЕ ЖИДКОСТЕЙ
ЦЕНТРОБЕЖНО-СТРУЙНЫМИ ФОРСУНКАМИ
5.1. РАСПАД СТРУИ ЖИДКОСТИ ПРИ ИСТЕЧЕНИИ
ИЗ ФОРСУНКИ
В главе 1 были рассмотрены общие закономерности распада
струй и пленок жидкости при различных способах распылива-
ния. Однако конкретная картина в значительной мере опреде-
ляется классом распыливающего устройства.
В центробежно-струйной форсунке (на рис. 5.1 в качестве
примера приведена форсунка с цилиндрическим вкладышем)
жидкость, как уже отмечалось, разделяется на два потока:
106
один проходит через винтовые каналы вкладыша, а второй фор-
мируется в результате прохождения части жидкости через осе-
вое отверстие. Закрученный и осевой потоки взаимодействуют
в камере смешения и в сопловом канале -(рис. 5.2). Это взаи-
модействие является определяющим при формировании факе-
ла распыленной жидкости.
На рис. 5.3 приводятся фотографии факела распыленной
жидкости, полученные при давлении 0,2 МПа (время экспози-
ции 1 мкс) на расстояниях 30, 70 и 100 мм от среза сопла диа-
метром 4 мм. Видно, что за срезом сопла расположен сплош-
ной нераспавшийся участок струи, хотя поверхность ее заметно
турбулизована (рис. 5.3, а). Ниже в струе образуются каверны,
которые заполняются воздухом. Далее они разрастаются, а раз-
деляющие их жидкостные перегородки становятся тоньше. На
расстоянии 70 мм от среза сопла перегородки между каверна-
ми разрушаются, отделяющаяся жидкость образует замкнутые,
неправильной формы перемычки, затянутые тонкой пленкой,
местами перфорированной (рис. 5.3, б). На этом участке фа-
кел отдаленно напоминает пену. При удалении от среза сопла
на 100 мм пленки между перемычками разрушаются с образо-
ванием множества мелких капель. Нарушается и целостность
перемычек, от них отделяются крупные частицы различной
формы, которые в дальнейшем распадаются с образованием как
крупных, так и мелких капель (рис. 5.3, в).
Таким образом, весь корневой участок факела можно ус-
ловно разделить на три зоны: струйного течения, пенно-пле-
ночного состояния и образования капель. Очевидно, образова-
ние широкого спектра капель связано с разрушением крупных
частиц жидкости на последнем этапе распада. Следовательно,
полидисперсность и средний размер капель можно уменьшить,
если максимально продлить существование пенно-пленочного
состояния; тогда перемычки будут тоньше и будут распадаться
с образованием капель меньших размеров.
5.2. ТЕЧЕНИЕ ИДЕАЛЬНОЙ
ЖИДКОСТИ В ФОРСУНКЕ
Рассмотрим основные явления, сопро-
вождающие взаимодействие осевого
и закрученного потоков жидкости в
форсунке (см. рис. 5.2).
Закрученный лоток, вращаясь,
Движется вдоль стенок камеры сме-
шения, а затем поступает в сопловой
Канал. Вектор скорости закрученного
Рис. 5.1. Схема центробежно-струйной фор-
сунки с цилиндрическим вкладышем:
^—осевой канал; 2—винтовые каналы; 3 — вкладыш;
* —• корпус; 5 — сопло.
1 Рис. 5.2. Схема взаимодейст-
вия потоков жидкости в ка-
мере смешения и в сопловом
канале форсунки.
потока представим в ви-
де тангенциальной wcq> и
аксиальной wcx состав-
ляющих. Тангенциальную
составляющую скорости
осевого потока будем
считать равной нулю.
В сопловом отверстии
взаимодействие потоков
происходит в турбулент-
ном сдвиговом слое, огра-
ничивающем их ядра. В
результате наблюдается
выравнивание аксиаль-
ных составляющих ско-
рости, так как до взаимодействия поступательная составляющая
скорости периферийного потока в общем случае ниже, чем осе-
вого, благодаря закручиванию. Кроме того, часть кинетической
энергии передается осевой струе, которая также приобретает
некоторое вращение. Процессы турбулентного переноса энер-
гии сопровождаются обменом вещества между потоками, их
частичным взаимным проникновением.
Для теоретического описания протекающих в форсунке про-
цессов необходимо знать режим и параметры течения жидкости
по подводящим каналам, а также характер взаимодействия по-
токов в камере смешения и в сопловом канале.
Скорость течения жидкости в каналах большинства форсу-
нок достаточно высока, режим течения турбулентный. В этом
случае профиль распределения скорости, как известно, практи-
чески равномерный. Распределение скорости по сечению потока
в винтовых каналах также будем считать равномерным, а дви-
жение жидкости в них — поступательным [52].
В настоящее время практически отсутствуют работы по ис-
следованию процесса взаимодействия потоков в камере сме-
шения и сопловом канале центробежно-струйной форсунки. По-
этому для понимания механизма смешения обратимся к наибо-
лее близким аналогиям.
В работе [222] получены экспериментальные данные об
осредненных по времени турбулентных характеристиках смеше-
ния потоков в цилиндрической трубе при отношении диамет-
ров потоков б/оМс = */з и скоростей w0/ain=10. Показано, что яд-
ро центральной струи исчезает уже на расстоянии трех </с от
точки присоединения вследствие развития сдвигового слоя. При
дальнейшем совместном движении потоков их скорости практи-
чески полностью выравниваются. Столь интенсивное выравни-
вание объясняется [52J большими значениями среднеквадра-
тичных пульсаций скорости, которые особенно велики в сво-
бодном сдвиговом слое взаимодействия. Можно ожидать, что в
камере смешения и в сопловом канале центробежно-струйной
форсунки взаимодействие обоих потоков будет приводить к вы-
равниванию скоростей и их взаимному перемешиванию на рас-
стоянии трех диаметров осевой струи от точки присоединения.
Следует отметить, что ни одна из существующих ныне мо-
делей течения жидкости не отражает действительной картины,
происходящей в зоне развития сдвигового слоя, и аналитически
определить результирующий профиль скорости не представля-
ется возможным. Еще более сложным процесс переноса ста-
новится при закручивании внешнего потока.
В качестве некоторой аналогии изучаемого процесса мож-
но привести данные по распределению составляющих скорости
газового потока в завихрителях аксиального типа [5]. В таких
завихрителях развитая струя формируется в результате взаи-
модействия закрученного лопастным аппаратом потока с не-
закрученной осевой струей. В этом случае распределение ак-
сиальной составляющей скорости закрученного потока по се-
чению канала может быть равномерным или с прова-лом на
его оси, в зависимости от интенсивности вращения: равномер-
ное распределение наблюдается при слабом закручивании по-
тока, провал — при сильном.
Характер и границы процессов перехода от одного вида
распределения к другому не изучены и зависят от способов и
устройств формирования потока. Профиль распределения тан-
Рис. 5.3. Распад струи жидкости, вытекающей из форсунки, на различных
расстояниях от среза сопла (Р=0,2 МПа, dc=4 мм):
** — 30 мм; б — 70 мм; в — 100 mai.
109
генциальной составляющей скорости закрученного потока прак-
тически во всех случаях имеет вид, характерный для вращения
твердого тела.
Проводя аналогию между рассматриваемым течением газо-
вых потоков и смешением потоков в центробежно-струйной
форсунке, можно ожидать, что и в нашем случае распределе-
ние аксиальной составляющей скорости wcx с достаточной сте-
пенью точности будет равномерным. Распределение тангенци-
альной составляющей в сопловом канале будем считать ли-
нейным.
В этом случае, обозначив через г текущий радиус, имеем:
wcq/r == const (5.1)
Таким образом, в качестве основных предпосылок для тео-
ретического описания протекающих в центробежно-струйной
форсунке процессов можно принять следующие предположе-
ния:
в камере смешения и в сопловом канале происходит пере-
нос поступательной и вращательной энергии;
вследствие развития сдвигового слоя происходит взаимное
проникновение потоков с переносом вещества из одного слоя
в другой, причем интенсивность переноса пропорциональна
степени закручивания потока;
единый профиль скорости в сопловом канале формируется
на расстоянии до трех его диаметров от точки присоединения
потоков;
результирующий профиль аксиальной составляющей скоро-
сти ввиду сложности его определения может быть задан по-
стоянным, однако возможность образования воздушного вихря
на оси факела должна быть учтена, так как известны случаи
распределения жидкости с глубоким провалом по оси;
профиль тангенциальной составляющей скорости в сопло-
вом канале без больших погрешностей может быть задан за-
висимостью
&'с<р — wc<fmr!Rc (5.2)
При течении идеальной жидкости для любых двух сечений
потока справедливо уравнение Бернулли:
о Р
2 + Рж = РСТ "Ь 2 (W^cx "Ь И|2С<р) (5.3)
где и Рж — скорость и давление жидкости в подводящем трубопроводе;
Шсх — аксиальная составляющая скорости в сопловом канале.
Принимаем, что скорость жидкости в подводящем трубопро-
воде пренебрежимо мала, и истечение происходит из сосуда
достаточно большой емкости. Тогда Рт >> рьут2/2, и уравнение
(5.3) примет вид:
Рж=^сг + Р^2сх + ®2с<р)/2 (5.4)
Из уравнения (5.4) следует, что энергия давления в подво-
дящем трубопроводе расходуется на создание аксиальной и
по
тангенциальном составляющих скорости жидкости в сопловом
канале и статического давления, обусловленного закручивани-
ем потока.
Распространяя выражение (5.4) на весь поток в сопловом
канале и учитывая неравномерность распределения скоростей
и давления по сечению, перейдем к средним значениям этих
величин:
Р« = Pct + Р (ш*сх + ®ас<р)/2 (5.э)
Расход жидкости через сопловое отверстие равен суммар-
ному расходу через осевой и винтовые каналы форсунки:
GC=GO-|-GB (5-6)
Запишем выражения для расходов жидкости, входящих в (5.6):
6С= и'слАЯ’с;
Go —
GB — taB f вЧ’в
(5.7)
Считаем, что закручивающие каналы и осевое отверстие
полностью заполнены жидкостью. Тогда коэффициенты <рв =
= Фа=1, а коэффициент заполнения соплового канала <рс выра-
жается зависимостью:
<Рс= 1 -7?2BHxZRc2 (°.®)
где 7?вих и 7?с — радиусы вихря и сопла соответственно.
При отсутствии потерь на трение в винтовых и ос’евом кана-
лах можно положить wB=w Тогда, решая систему уравнений
(5.6) и (5.7), относительно шв, найдем, как связаны скорость
в винтовых каналах wB с аксиальной составляющей скорости в
сопловом отверстии wcx:
Исходя из предположения о полном смешении обоих пото-
ков жидкости в камере смешения и в сопловом канале, мож-
но считать, что поток момента импульса, приобретаемый жид-
костью в закручивающих каналах, остается постоянным по
всей длине сопла:
£B=±=LC (5.10)
В общем случае поток момента импульса через произволь-
ное сечение круглой формы определяется выражением
«2
L = 2лр J ^w^w^dr (5.Н)
Суммарный поток момента импульса LB, приобретаемый
жидкостью при прохождении через закручивающие каналы,
выражается зависимостью
£в = wB2 sin aRB (5.12)
Ш
составляющих скорости жидкостного потока
канала:
„ RB . ф
После подстановки соотношения (5.2) в уравнение (5.11) и
интегрирования от /?ВИх до Рс получим:
Кс
— Д 2 2лр №схФс<рт 2 dr
^вих
После несложных преобразований с учетом u>Cx=const послед-
нее выражение можно переписать в виде
£с g fcRc^cJ&ctpm (2 — ф) ф (°-13)
Решив совместно уравнения (5.8), (5.10), (5.12) и (5.13),
найдем отношение
у стенки соплового
^СфП
= z “7Г“ sin а -——у • -о- (э. I
w~----------------------------------------(/о+2/в)
Обозначим
Яв
2 -у г, а = А*
*с (0/+2М
L где А* — геометрический комплекс, характеризующий соотно-
шение вращательной и поступательной энергии в сопловом ка-
нале; по аналогии с геометрической характеристикой центро-
бежной форсунки комплекс А является геометрической харак-
теристикой центробежно-струйной форсунки.
Тогда
' ШсфтМх = 2А*ф/(2 — ф)
•
Для определения расходных характеристик распылителя
определим средние значения величин, входящих в уравнение
(5.5).
Статическое давление в любой точке соплового канала обу-
словлено закручиванием потока.
Разность сил давления на боковую поверхность элемента
жидкости толщиной dr, длиной dl и расположенного на радиу-
се г от оси сопла уравновешивает центробежную силу [56]:
так как масса элемента dm—pdldr, то
dP„=p—f-di
1J2
С учетом распределения тангенциальной компоненты скорости
(5.2) имеем:
,D w2c<sm .
dPст — р ^2 rdr
Взяв от этого выражения интеграл по текущему радиусу
получим распределение статического давления по сечению соп-
лового канала:
Рст (г) = р г2 + const
Постоянную интегрирования определим из условия равен-
ства нулю статического давления на границе воздушного вихря:
Рет (Г) = Р (г2 4- /?2ввх)
Среднее статическое давление в сопловом канале равно от-
ношению силы давления к площади истечения Pci:=Plf. Эле-
мент силы dP=PCT(r)df, а элемент поверхности df=2nrdr. Тог-
да среднее статическое давление будет выражаться соотноше-
нием (5 15), а среднерасходное значение тангенциальной со-
ставляющей скорости — уравнением (5.16):
Рст = u'2c4>m<p/4 (5.15) ш2Сф = И'2сч>т (2 — <р)/2 (5.16)
Решая совместно уравнение (5.5), (5.14) — (5.16), получим,
выражение для аксиальной составляющей скорости жидкост-
ного потока в сопловом канале:
1Л2РЖ (, <р2А*2 У'5
Wcx = V Р V + (2—<Р)2 /
Расход жидкости через сопловое отверстие равен
О = Wcxfсф
(5.17).
(5.18)
На основе соотношений (5.17) и (5.18), учитывая, что теорети-
ческий расход О = фсу2Рш/р, можно показать, что коэффициент
расхода центробежно-струйной форсунки равен:
р = [ 1 /<р2 + А*2/(2 — <p)2]-o,s (5.19)
Для определения связи между коэффициентом заполнения
сопла и комплексом А* в работе [1] предлагается воспользо-
ваться принципом максимума расхода, которому эквивалентно
условие минимума удельной энергии живого сечения при от-
сутствии потерь на трение. Для этого продифференцируем со-
отношение (5.19) по ф и приравняем полученное выражение к
нулю. Из этого равенства легко показать следующее:
А*2 = [(2 — <р)/<р]3 (5.20)
Полагая здесь ф = 1, получим условие сплошного заполнения
соплового канала центробежно-струйной форсунки: А*кр=1.
ИЗ
«—161
Таким образом, если А*^1, сопло заполнено полностью, при
А*>1 в сопловом канале образуется воздушный вихрь.
Угол раскрытия факела определится из отношения танген-
диальной и аксиальной составляющих скорости на стенке соп-
лового канала. Тогда получим:
р — 2 arctg А*<р/(2 ►-<р) (5.21)
5.3. ТЕЧЕНИЕ ВЯЗКОЙ ЖИДКОСТИ В ФОРСУНКЕ
Вследствие потерь гидравлической энергии в форсунке угол
раскрытия факела и коэффициент расхода при течении реаль-
ной жидкости меньше, чем рассчитанные для идеальной жид-
кости.
По ходу движения жидкости происходят потери гидравличе-
ской энергии в закручивающем аппарате, в устройстве форми-
рования осевого потока, в камере смешения и в сопловом ка-
нале форсунки. Рассмотрим потери в каждом из указанных
элементов.
Потери при течении жидкости через закручивающий аппа-
рат и устройство формирования осевого потока могут быть вы-
званы как местными сопротивлениями, так и трением о стенки
каналов.
Если предположить равномерное распределение скорости в
закручивающих (винтовых) и осевом каналах, то потери на
•.трение в них определятся соответственно зависимостями:
АЛж = *в-^- (5-22) ДРоХ=Х0-^- -^-р (5.23)
тде Лв и Хо — коэффициент трения в закручивающих и осевом каналах соот-
ветственно.
Считая скорость жидкости неизменной по длине канала,
местные потери напора можно записать следующим образом:
A/>B£=2bfw72 (5.24) APo5=2^'o2/2 <5-25)
где Ь и Во — коэффициент потерь на местные сопротивления в закручиваю-
щих и осевом каналах соответственно.
Просуммировав потери по формулам (5.22) — (5.25) и при-
равняв давления, получим следующую зависимость для опреде-
ления геометрической характеристики с учетом потерь в кана-
.лах А*вк‘
Дв fc'^fe
А*вк = 2 -p- sin а „ тг (5.26)
•где Х| — приведенный коэффициент потерь энергии в подводящих каналах,
равный
X? = XB/B/dB £в) [ (МоМо + оо
114
Суммарные потери на местные сопротивления и трение для-
закручивающих и осевого каналов равны и определяются соот-
ношением
&Рвк == ЬРО = в£ + &Р вХ
Если вычесть эти потери из располагаемого напора, то коэф-
фициент расхода можно выразить зависимостью
/1 А*2 „ \-o.5
Р \ Фа + (2 — <р)2 +йвк)
Здесь ввК — доля потерь энергия в подводящих каналах:
Звк=Г2
где Г — геометрический комплекс, определяющий пропускную способность
форсунки:
г =/с/(/<ЛВ+2^)
Потери гидравлической "энергии в камере смешения, в кото-
рой, в отличие от подводящих каналов, жидкость имеет еще и
окружную составляющую скорости, можно условно разделить
на потери вращательной и поступательной энергии. Потерями
поступательной энергии на трение о стенки камеры смешения
ввиду малости отношения lK/dK можно пренебречь. Местные
гидравлические потери на сужение потока в камере смешения
определяются по средней скорости течения на этом участке:
ЛРК£ = р£к^и2/2 (5.27)
Значение зависит от отношения площадей n=/BK/fc и угла
конусности сужения потока 6:
Хк п2 — 1
8 sin 0,50 п2 <5-28)
Ввиду сложности определения средней по сечению и по дли-
не камеры смешения скорости wK потери на местные сопротив-
ления можно рассчитать по скорости потока в сопловом кана-
ле [аналогично тому, как рассчитывают коэффициент трения в
формуле (5.28)].
Потери энергии на смешение в эжекторе потоков со скоро-
стями wo и wB и расходами Go и GB определяют из уравне-
ния [52]:
ЛР GBGB
Д£“ Go + G,
(шв — Ы1О)2
2 р
(5.29)
Для определения потерь по формуле (5.29) необходимо
знать кроме соотношения расходов еще и разность скоростей
Потоков на входе в камеру смешения, рассчитать которую вви-
ДУ сложности процессов переноса не представляется возмож-
ным. Поэтому потери Д£ могут быть учтены эмпирическим
путем. Они зависят как от степени закручивания потоков [раз-
ность скоростей в формуле (5.29)], так и от критерия Re, ко-
торый определяет интенсивность турбулентного переноса.
Доля таких потерь в уменьшении коэффициента расхода мо-
жет быть рассчитана по экспериментально полученному соот-
ношению вида:
бсм=/(А*,Ке) (5.30)
Потери энергии в сопловом канале состоят из потерь на
трение о стенки и местных потерь при обтекании входных кро-
мок. Последние обусловлены наличием циркуляционной зоны
на начальном участке сопла [225]. Падение давления на этом
участке равно
. /с ^^сх
&Рс= 5с 2 Р "Ь 2 Р
Коэффициент расхода с учетом потерь на сужение пото-
ков и в сопловом канале выражается зависимостью
(1 А*а \-о,5
+ (2 — <р)2 + &к + вс) (5.31)
<тде 6ц = 5к/<₽*; йс = .
Таким образом, коэффициент расхода форсунки с учетом
всех потерь имеет вид:
(1 ' А*2 V
v + (2—<р)2 +25) (5,32)
где 26 = бвк+бсм+дк+бс—суммарная-доля потерь на трение и местные со-
противления.
Потери момента импульса в камере смешения и сопловом
канале могут достигать довольно больших значений, особенно
при больших углах закручивания потока (большом критерии
А*).
Связь между потоком момента импульса в винтовых подво-
дящих каналах и его значением на выходе из камеры смеше-
ния определится из уравнения
Ак = + ч) (5.33)
Комплекс т), характеризующий трение жидкости о стенки
камеры смешения, можно определить аналогично тому, как это
предложено [56] для центробежных форсунок:
т] = 0,5Х,КфА*№ (RBK/RC — 1)
Тогда геометрический комплекс для камеры смешения с уче-
том потерь на трение о стенки будет равен
А*к= А’вк/Jl -J- 0,tAK<pA*BK(RBK/R0~ 1)] (5.34)
Я16
Коэффициент трения о стенки камеры смешения ХКф’ вычисля-
ют по скорости течения жидкости в закручивающих каналах
[225]: ЛКФ = 1,22 Re0-36.
Аналогично комплекс Ас* для сечения на срезе соплового
канала равен
Ас’хз» Ак*1 (1 +015Ак’/Дсф‘|/ 1 -26^/</с) (5-35)
где Хсф = Хкф/3.
Полученная гидродинамическая модель центробежно-струй-
ной форсунки с учетом свойств реальной жидкости требует
введения большого числа опытных констант, причем некоторые
из них экспериментально определить сложно (например, коэф-
фициент, потерь при взаимодействии потоков).
Большинство коэффициентов потерь зависят от конструктив-
ного оформления форсунки. Поэтому представляется целесо-
образным для конкретной конструкции форсунки определить
экспериментальным путем значения обобщенного коэффициен-
та и суммарной доли потерь на трение и местные сопротивле-
ния.
По аналогии с теорией центробежной форсунки суммарную
долю потерь можно представить в виде функции от числа Rec
и геометрического комплекса Ас*, приведенных к срезу соплово-
го канала:
2« = f(Ac*,Rec) (5.36)
Приведенный коэффициент потерь в устройстве формирова-
ния потоков можно выразить через отношение его основных
размеров и режимов течения:
Xg = f (do/db, Reo/ReB) (5.37)
Уравнения (5.36) и (5.37) для форсунки, показанной на
рис. 5.1, имеют вид:
2 6 = 1.1 (А*)О,32 Re-o,u Kg = 1,16 (do/dn)1-8 (Reo/ReB)°.52
5.4. АНАЛИЗ ХАРАКТЕРИСТИК ЦЕНТРОБЕЖНО-
СТРУЙНОЙ ФОРСУНКИ
Известны экспериментальные работы по исследованию влияния
геометрических размеров центробежно-струйных форсунок на
их характеристики [48, 119, 133]. Представляет несомненный
интерес исследование этого влияния численным методом с по-
мощью приведенной выше теории и сравнение результатов рас-
четов с экспериментальными данными.
• При выводе теоретических зависимостей учитывали возмож-
йость образования на оси форсунки воздушного вихря, что
117
Рис. 5.4. Влияние геометрических размеров
форсунки на ее характеристики:
а — зависимость корневого угла факела и коэффици-
ента расхода от отношения XfB/fo; б, в — зависимости
корневого угла факела и коэффициента расхода от
отношения (EfB+fo)/fc; / — по данным [127]; 2 —по
данным [ИЗ]; 3—по данным [48].
позволяет рассчитывать характеристики и центробежных фор-
сунок. Поэтому целесообразно сравнить результаты расчетов
характеристик центробежной форсунки по известной теории
Г. Н. Абрамовича и по предложенной модели.
С целью определения характеристик форсунок, обеспечиваю-
щих наиболее равномерное распределение' жидкости в факеле,
исследовано [127] влияние безразмерных комплексов 2fB/fo и
(S/b+AJ/Zc (характеризующих соответственно отношение пло-
щадей закручивающих и осевого каналов и отношение суммы
этих площадей к площади соплового отверстия) на коэффици-
ент расхода и корневой угол факела. Полученные зависимости,
рассчитанные по модели, приведены на рис. 5.4. Здесь же для
сравнения даны экспериментальные значения величин, взятые
из работ, в которых обобщены многочисленные данные различ-
ных исследователей.
Как следует из рис. 5.4, а, угол факела и коэффициент рас-
хода- имеют соответственно максимальное и минимальное зна-
чения при SfB/fo=l, что следует из уравнения (5.14), если его
продифференцировать и приравнять полученное значение про-
изводной к нулю.
Из рис. 5.4, б видно, что по мере роста отношения (2fB+
'+fo)/fc корневой угол факела монотонно убывает от 90 до 10°.
Рост отношения (2/в+/о)//с вызывает увеличение коэффициен-
118
та расхода у, (рис. 5.4, в) вследствие уменьшения А* и, следо-
вательно, доли вращательной энергии в сопловом канале фор-
сунки.
Для оценки точности предложенной теории, учитывающей
свойства реальной жидкости, выбран распылитель, показанный
на рис. 5.1. В опытах геометрические размеры распылителя из-
менялись в широком диапазоне: dc=2—20 мм, dBK=15—36 мм;
do = 1—10 мм; а=0,8—6 мм, а=5°—45°. На рис. 5.5 сравнива-
ются расчетные и экспериментальные значения коэффициента
расхода (рис. 5.5, а) и корневого угла факела (рис. 5.5, б). Как
видно из графиков^ учет потерь в элементах форсунки позволя-
ет существенно повысить адекватность предложенной теории
результатам опытов. В этом случае среднеквадратичная ошиб-
ка по корневому углу факела и коэффициенту расхода состави-
ла соответственно 15% и 11%, а максимальное отклонение не
превышало 20% и 15%.
Как показывают экспериментальные данные [44, 48, 133],
корневой угол у всех центробежно-струйных форсунок при за-*
полненном факеле не превышает 90°, а коэффициент расхода
обычно больше 0,7. Следовательно, геометрический комплекс
А* й этих случаях меньше 1. Доля вращательной энергии в со-
пловом канале (а, следовательно, и А*) может быть увеличена
за счет увеличения диаметра соплового канала dc, среднего ра-
диуса RB и угла закручивания потока а. При этом благодаря
увеличению внутреннего радиуса коаксиального вихря потоки
в форсунке перестают взаимодействовать и истекают из нее
раздельно. Увеличение размеров осевого канала с целью взаи-
модействия потоков снижает, как можно видеть из анализа вы-
ражения (5.14), долю вращательной энергии в сопловом кана-
ле. Таким образом, предельный корневой угол факела центро-
бежно-струйных форсунок составляет 90°. •
Значение комплекса А* в центробежно-струйных форсунках
изменяется в узком диапазоне — от 0 до 1. Значениям А*>1
Рис. 5.5. Сравнение расчетных и экспериментальных значений коэффициента
расхода (а) и корневого угла факела (б).
119
соответствует область центробежных форсунок, для которых
накоплен большой экспериментальный материал и которые
имеют рабочий диапазон А* от 2 до 16.
Как отмечалось выше, гидродинамическая модель центро-
бежной форсунки является частным случаем предложенной
модели центробежно-струйной форсунки. Приняв /о=0 в уравне-
нии (5.14) (отсутствие осевого потока жидкости), получим вы-
ражение для геометрического комплекса А* в виде
А* = 2 ——----------sin а
Это выражение отличается от полученного в работе [1] мно-
жителем 2. Иными являются и зависимости для коэффициента
расхода р и ко'рневого угла факела -0. Эти различия обуслов-
лены тем, что при выводе теории центробежно-струйной фор-
сунки мы пользовались линейной зависимостью для тангенци-
альной составляющей скорости жидкостного потока в сопловом
канале, а в работе [1] для центробежной форсунки был принят
гиперболический профиль скорости.
Сопоставление результатов расчета угла раскрытия факела
и коэффициента расхода жидкости в зависимости от геометри-
ческой характеристики А* (А) для центробежной форсун-
ки, рассчитанной по обеим теориям, представлено на
рис. 5.6.
Как следует из графиков, коэффициенты расхода отличают-
ся между собой не более чем на 20% при А = 0,33 (А* = 0,66).
С ростом геометрической характеристики А (или А*) это рас-
хождение уменьшается, и при А* = 2 не превышает 10%. Необ-
ходимо отметить, что подробные экспериментальные исследова-
ния центробежных форсунок в этом интервале значений А не
проводились. В интервале значений, в котором работает,
подавляющее большинство центробежных форсунок (на
графике заштрихован)", т. е. при А*>2, отклонение коэф-
фициента расхода составляет всего 4%. Аналогичные изме-
нения потере роста А наблюдают-
ся и для угла раскрытия факела;
для большинства центробежных
форсунок отклонение р не превы-
шает 10%.
Таким образом, при больших
значениях тангенциальной состав-
ляющей' скорости в сопловом кана-
ле и малом значении коэффициен-
Рис. 5.6. Сопоставление характеристик
центробежных форсунок:
/, 3 —по теории Г. Н. Абрамовича [1]; 2, 4 — по
предложенной авторами теории.
120
та заполнения результаты расчетов по обеим моделям прак-
тически совпадают и, следовательно, не зависят от задаваемо-
го распределения тангенциальной составляющей скорости.
Сравнение полученного математического описания центро-
бежно-струйной форсунки с теорией, приведенной в работе [1],
показывает, что оно с достаточной степенью точности может
быть использовано и для расчета центробежных форсунок, т. е.
теория центробежных форсунок является частным случаем
предложенной математической модели центробежно-струйной
форсунки.
Несмотря на хорошее совпадение значений р, и р, получен-
ных на основе двух упомянутых теорий, была сделана попыт-
ка определить экспериментально профили составляющих ско-
рости жидкости в сопловом канале при различных распределе-
ниях плотности орошения в факеле.
Разность между полным аксиальным и статическим напора-
ми вдоль оси сопла: PWX=PX—Рст- Динамический напор связан
со скоростью течения среды известным соотношением Pw —
= рО’сх2/2.
Статическое давление в сопловом канале в нашем случае
обусловливается лишь вращением жидкости. Элемент этого дав-
ления dPcr, как показано выше, равен:
ш..2ср
dP„ = р ~ , dr
Тогда с учетом приведенных рассуждений получим дифферен-
циальное уравнение для определения скорости в сощтовом ка-
нале: -
dPx d (pw2cx/r) , w2c<j>
dr ~ dr + P 2
Осевая пусдг и тангенциальная шСф составляющие скорости
жидкости в любой точке соплового канала связаны между со-
бой соотношением wC9 lwcx=tgco (где со,— угол закручивания
потока в сопловом канале).
Тогда окончательно имеем:
dPx d(pw2cx/r) w2c(J, х ,
sr = —Тг—+р — “
(5.38)
Таким образом, распределение обеих составляющих может
быть найдено интегрированием уравнения (5.38). Для этого
необходимо знать распределение по радиусу сопла как полного
аксиального напора, так и угла закручивания потока со. На-
чальными условиями для решения будут статические давления
жидкости на оси форсунки и на стенке соплового канала.
Методика обработки результатов опытов была следующей.
Сначала по измеренным давлениям и углам со в сопловом ка-
нале форсунки строили кривые распределения полного аксиаль-
ного напора и угла закручивания потока по сечению сопла. За-
121
Рис. 5.7. Распределение составляющих скорости в сопловом канале форсунки
при различном характере распределения плотности орошения:
а —при струйном (сплошные линии) и центробежном (пунктирные линии); б —при цент-
робежно-струйном.
тем по уравнению (5.38) с учетом полученных зависимостей
находили распределение скоростей жидкости.
Результаты исследований представлены на рис. 5.7 в отно-
сительных координатах в виде кривых изменения составляю-
щих СКОрОСТИ (l£’cxoT = t«cx/Wcxmax И Wctf) ПО рЭДИуСу СОПЛЭ При
различном характере распределения плотности орошения qOr—
— qi/qmax (струйном, центробежном и центробежно-струйном).
По оси ординат отложены значения относительного радиуса
факела ROT='Ri/Rmax и относительного радиуса точки замера в
сопловом канале Rc. от—Rt/Rc-
Как видно из графиков, независимо от распределения плот-
ности орошения в факеле (штрих-пунктирные линии), распре-
деление тангенциальной составляющей скорости wC4> во всех
случаях практически линейно и может быть описано уравнени-
ем вращения твердого тела, что и было принято при составле-
нии гидродинамической модели форсунки.
Распределение аксиальной составляющей скорости wcx
имеет особенности, зависящие от характера распределения
плотности орошения. При струйном распределении (кривая
q\ на рис. 5.7, а) с максимумом на оси факела распределение
аксиальной составляющей также линейно, а ее значение на
стенке соплового канала в 2—3 раза превышает значения тан-
генциальной составляющей, что обусловлено некоторым закру-
чиванием результирующего потока (сплошные линии на рис.
5.7, а).
При центробежном распределении (кривая <72 на рис. 5.7, а),
несмотря на значительный провал плотности орошения на оси
факела, распределение аксиальной составляющей аналогично
предыдущему, хотя можно было ожидать, что на оси жидкост-
ного потока скорость будет меньше. Провал плотности ороше-
Рис. 5.8. Распределение концентрации трассера по сечению факела форсун-
ки при различном характере распределения плотности орошения:
а — прн струйном (сплошные линии) и центробежном (пунктирные линии); б — при цент-
робежно-струйном .
ния на оси факела объясняется большим (по сравнению с пре-
дыдущим) отношением тангенциальной составляющей скоро-
сти к аксиальной на стенке соплового канала (штриховые ли-
нии на рис. 5.7, а).
Таким образом, для центробежного и струйного распределе-
ния жидкости в факеле профиль аксиальной составляющей ско-
рости с достаточной точностью может быть задан постоянным,
что подтверждает корректность принятых ранее допущений.
На рис. 5.7, б представлены зависимости q, wcx и wC4> от
7?с. от и 7?от для центробежно-струйного распределения жидко-
сти в факеле, которое возникает при недостаточно интенсивном
взаимодействии закрученного и осевого потоков. В этом случае
распределение плотности орошения зависит от распределения
аксиальной составляющей скорости.
Распределение тангенциальной составляющей хотя и ана-
логично другим видам распределения, однако наблюдается по-
явление незакрученной части осевого потока. '
Относительная величина пиков плотности орошения при
центробежно-струйном распределении (рис. 5.7, б, штрих-пунк-
тирные линии) зависит от отношения составляющих скорости
жидкости на стенке соплового канала: чем больше это отно-
шение, тем меньше второй (периферийный) пик на кривой q =
= f(Rc).
Для оценки эффективности взаимодействия потоков в фор-
сунке введем понятие степени взаимодействия ф. Поскольку ре-
зультирующий профиль скорости формируется вследствие на-
ложения осевого потока и коаксиального вихря, определим ф
как отношение площади перекрытия этих потоков к площади
соплового канала:
Ф = (^?«2 R2BHX.y<yi)/Rc2
гДе /?ввх.усл — радиус условного вихря, который образовался бы на оси фор-
сунки при отсутствии осевого потока, т. е. при /о=0.
123
При /?о=^вих.усл потоки не взаимодействуют и покидают
форсунку в виде сплошной струи и полого конуса; ф = 0. В слу-
чае /?внх. Усл = 0 и /?о=^с происходит полное смешение потоков;
ф = 1.
Взаимодействие потоков в камере смешения и сопловом ка-
нале центробежно-струйной форсунки исследовали путем окра-
шивания осевого потока (ввода трассера).
Как можно видеть из представленных на рис. 5.8 зависи-
мостей, несмотря на различный характер распределения жид-
кости в факеле, происходит взаимное смешение (проникнове-
ние) потоков в камере смешения и сопловом канале центро-
бежно-струйной форсунки, о чем говорит выравнивание отно-
сительной концентрации трассера (C0T = Ci/Cm) по сечению
сопла. Вместе с тем для различных распределений q наблюда-
ются и отличия в распределении Сот, обусловленные степенью
взаимодействия потоков ф. Так, при достаточно высокой ин-
тенсивности взаимодействия, т. е. при центробежном (кривая
<71 на рис. 5.8, а) или струйном (кривая q2 на рис. 5.8, а) рас-
пределении, происходит почти полное выравнивание концент-
рации трассера по сечению сопла. На границе факела она до-
стигает 0,95—0,97 ОТ Стах.
При центробежно-струйном распределении жидкости (кри-
вая q на рис. 5.8, б) относительная концентрация трассера
на периферии факела составляет 0,8—0,82, что объясняется не-
достаточно интенсивным взаимодействием (и, следовательно,
перемешиванием) потоков в камере смешения. Последнее свя-
зано, по-видимому, с малой степенью закручивания потока.
5.5. ВЛИЯНИЕ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
НА РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ПЛОТНОСТИ ОРОШЕНИЯ
Рассмотренная теория центробежно-струйных форсунок позво-
ляет рассчитать две основные характеристики распылителя:
коэффициент расхода и корневой угол факела.
Учитывая возможности форсунок этого класса, авторы поста-
вили перед собой более сложную задачу: разработать методику
расчета центробежно струйных форсунок, которая учитывала
бы и задаваемый характер распределения плотности орошения
по сечению факела. Решить ее аналитически, т. е. найти взаи-
мосвязь геометрических размеров форсунки и распределения
плотности орошения, очень сложно, поэтому был выбран эмпи-
рический путь.
В работе [127] авторы показали существование единых за-
кономерностей работы центробежно-струйных форсунок, неза-
висимо от их конструктивного оформления. Экспериментальные
исследования проведены на форсунке с цилиндрическим вкла-
дышем (см. рис. 5.1), но полученные результаты могут быть
распространены и на распылители других конструкций.
124
рис. 5.9. Зависимость распределения
плотности орошения от диаметра винто-
вых каналов вкладыша dB:
1 2 3 4 5
а ым 1.0 1,5 2,5 3,5 5,0

Для определения влияния ге-
ометрических размеров элемен-
тов центробежно-струйной фор-
сунки на плотность орошения
проведены опыты, в которых из-
менялись размеры закручиваю-
щих каналов вкладыша и осево-
го канала, угол наклона винто-
вых каналов и диаметр сопла.
0 02 0Л 0,6 08
* ’ ’ ’СТ
Влияние размеров закручивающих каналов. Результаты экс-
периментов приведены на рис. 5.9. Как видно из графиков, уве-
личение размеров винтового канала первоначально вызывает
сдвиг относительного максимума плотности орошения к пери-
ферии факела при одновременном увеличении провала на его
г оси. Достигнув некоторого крайнего положения с ростом dB,
максимум плотности орошения начинает смещаться влево. При
этом заполняется приосевая зона факела.
Аналогичные изменения претерпевает и корневой угол, ко-
торый сначала увеличивается, а достигнув некоторого макси-
мума, убывает. Подобная закономерность изменения угла фа-
кела, как было отмечено ранее, связана с видом зависимости
A*=f(SfB/f0), имеющей экстремальный характер. Поэтому мож-
но предположить, что и вид распределения плотности орошения
зависит от комплекса А*.
Влияние размера осевого канала. Увеличение диаметра осе-
вого канала (рис. 5.10) приводит к смещению пика максималь-
ной плотности орошения от крайнего правого положения к оси
( При этом заполняется и осевая зона факела. Несмотря на раз-
личную степень взаимодействия потоков, равную ф>0,5 (сплош-
ные линии) и ф<0,5 (пунктирные линии),- общие закономер-
ности остаются теми же. Деформации профиля плотности оро-
шения связаны с увеличением доли поступательной и сниже-
К нием доли вращательной энергии жидкости в сопловом канале
при увеличении f0. Изменение в соотношении вращательной и
поступательной энергии хорошо видно при анализе изменения
комплекса А*, убывающего с ростом f0 (по аналогии с уже рас-
смотренным случаем).
Влияние угла наклона винтовых каналов. Зависимость рас-
пределения плотности орошения от изменения угла закручива-
ния потока показана на рис. 5.11. При малых углах распределе-
ние носит струйный характер, угол раскрытия факела мал.
По мере увеличения угла закручивания распределение плот-
ности орошения сначала принимает центробежно-струйный
(рис. 5.11, сплошные линии), а затем центробежный характер.
125
'Рис. 5.10. Зависимость распределения плотности орошения от размеров осе-
вого канала вкладыша при if>>0,5 (сплошные линии) и 1р<0,5 (пунктирные
линии):
1 2 3 4 5
dQ<, мм................., . 2,5 3 3,5 5 7
Рис. 5.11. Зависимость распределения плотности орошения от угла наклона
винтовых каналов вкладыша:
л* .
1 2 3 4 5 6 7 8
.................................. 0.198 0.38 0,66 0,98 0,121 0,20 0,47.0,74
........................................................................ 0,88 0,81 0,64 0,49 0,43 0,35 0,27 0,21
В другом случае (рис. 5.11, пунктирные линии) наблюдается
переход от струйного распределения жидкости к центробежно-
струйному через центробежное. Эти изменения можно объяс-
нить путем анализа изменения комплексов А* и яр. Рассмот-
рим их влияние с помощью графиков, приведенных на рис. 5.11.
Струйное распределение жидкости в факеле (кривые 1 и 2)
наблюдается при большом значении комплекса ф и малом А*
(смешение потоков практически полное, а вращательная энер-
гия невелика). По мере роста угла закручивания потока (од-
новременно растет А* и уменьшается ф) наступает момент, ког-
да взаимодействие потоков ухудшается, распределение стано-
вится центробежно-струйным (кривая 3). Поскольку комплекс
А* недостаточно велик, в этот момент полного закручивания
•осевого потока не происходит, и на оси факела наблюдается
максимум плотности орошения.
Дальнейший рост угла закручивания хотя и вызывает умень-
шение степени взаимодействия, тем не менее обусловливает,
благодаря росту А*, более интенсивный турбулентный перенос,
и распределение становится центробежным (кривая 4). Анало-
гичные изменения можно проследить и на кривых 5—8, с той
лишь разницей, что относительное значение максимумов плот-
ности орошения при центробежно-струйном распределении не-
сколько иное, так как зависит от комплекса А*.
Влияние диаметра соплового канала. Увеличение диаметра
соплового канала вызывает изменение плотности орошения ана-
126
Рис. 5.12. Зависимость распределе-
ния плотности орошения от размера
соплового отверстия:
12 3 4
dQ. мм ..... . 5 7 9 U
логично тому, которое проис-
ходит при увеличении угла
закручивания винтовых кана-
лов (см. рис. 5.11).
При -ф>0,5 (рис. 5.12,
сплошные линии) распределе-
ние постепенно переходит от
струйного к центробежному, а
при -ф<0,5 (пунктирные ли-
нии) оно из струйного переходит сначала в центробежно-струй-
ное, а затем в центробежное. Подобные изменения хорошо со-
гласуются с влиянием диаметра соплового отверстия на комп-
лекс А*. Влияние размеров других конструктивных элементов
на характер распределения плотности орошения специально не
исследовалось; влияние, например, высоты вкладыша и угла
расточки камеры смешения, как показали опыты, незначитель-
но.
5.6. РАСЧЕТ ЦЕНТРОБЕЖНО-СТРУЙНЫХ ФОРСУНОК
При расчете распыливающих устройств в качестве исходных
данных обычно задаются физические свойства распыливаемой
жидкости и окружающей среды, перепад давления жидкости
на форсунке, расход жидкости, требуемый корневой угол факе-
ла (если задан диаметр капель, то либо расход, либо перепад
давления рассчитывают). Учитывая поставленную выше зада-
чу, необходимо задавать также и распределение плотности,
орошения по сечению факела распыла, для чего следует вве-
сти его параметрическое описание.
Как отмечалось в главе 1, все многообразие возможных ва-
риантов распределения жидкости в факеле форсунок можно
свести к трем основным типам: струйному, центробежному и
центробежно-струйному (рис. 5.13, а—в). Для полного описа-
ния этих видов распределения предложены следующие пара-
метры [119]: qo — относительная плотность орошения на оси
факела; qm — максимальная относительная плотность орошения,
достигаемая на периферии факела; Rm — относительный радиус
факела, на котором достигается qm; qn — минимальная относи-
тельная плотность орошения между двумя максимумами; Rn —
относительный радиус, на котором достигается qn.
Для того, чтобы однозначно определить абсолютные вели-
чины распределения, необходимо задавать также и корневой
Угол факела. Задав соответствующую комбинацию указанных
Параметров, можно описать требуемый характер распределе-
127“
Рис. 5.13. Параметрическое описание распределения плотности орошения:
«с — струйного; б — центробежного; в — центробежно-струйного.
мия жидкости в факеле. Так при qo~qm = qn = lt Rm=Rn!=o
распределение носит струйный характер (рис. 5.13, а); при
<7o = <7n=0,5, qm=l, 7?m=0,5, Rn = 0— центробежный с 50%-ным
провалом на оси (рис. 5.13,6).
Число задаваемых параметров можно сократить, если учесть
следующее. При центробежном или струйном распределении
достаточно указать корневой угол факела, qo и Rm, так как
всегда qm = l, Rn—®, q-n^qo. При центробежно-струйном рас-
пределении задаются qolqm, Rm и 0, так как Rn практически
всегда равно Rml^, а значение qn обычно меняется в узких пре-
делах. Следует отметить, что эти параметры распределения
взаимосвязаны, поэтому могут изменяться. независимо друг от
друга лишь в некотором, хотя и вполне достаточном для прак-
тических целей, интервале. Вследствие этого невозможно обес-
печить, например, центробежное распределение жидкости в фа-
келе с углом 30° и 80%-ным провалом на оси или же струйное
распределение с углом 90°. Поэтому при задании необходимых
параметров распределения надо выделять главные, обеспечение
которых обязательно для конкретного технологического аппа-
рата, и второстепенные, достижение которых желательно. В рас-
сматриваемом случае основными факторами могут быть взя-
ты: тип распределения, корневой угол факела и qo при цент-
робежном и струйном распределении и qQlqm — при центробеж-
но-струйном. Величина Rm в этом случае лишь контролирует-
ся. При необходимости получения заданной Rm следует коррек-
тировать в ту или иную стррону задаваемый корневой угол фа-
кела либо q0 (или qolqm).
Приведенные выше закономерности изменения плотности
орошения по сечению факела центробежно-струйных форсунок
показывают, что характер этих изменений достаточно сложен
и является функцией большого числа переменных, Которые
можно свести к двум обобщенным параметрам: Ас* и ф.
На рис. 5.14 приведены экспериментально полученные за-
висимости параметров распределения qolqm и Rm от Ас* при
указанных значениях ф (для форсунки, показанной на рис. 5.1)-
128
Рис. 5.14. Зависимость параметров
распределения от обобщенного комп-
лекса Лс* при различных значениях
степени взаимодействия ip.
Как видно из графиков, меж-
ду параметрами распределе-
ния и величинами Ас* и ф
существует корреляция, по-
этому результаты после обра-
ботки методом наименьших
квадратов можно представить
в виде зависимостей:
для струйного и центробежного распределения
<70= 1.12(Ас*)-‘>.«ф-°>4в; /?т = О,45(Ас*)о.2»ф-°.12 (5.39)
для центробежно-струйного распределения:
?о/<7т= 2,26 (Ac*)1.B6i|>-0>13; ' /?т = 0,61 (Ас*)°,54ф~,,112 (5-40)
Среднеквадратичное отклонение при расчете по формулам
(5.39) и (5.40) не превышает 20%.
Как отмечалось, в число исходных- данных должны быть
включены и дисперсные характеристики. Для вывода расчет-
ных уравнений известные экспериментальные данные, а также
данные, полученные авторами, обработаны в виде критериаль-
ных уравнений, в которых в качестве геометрического критерия
подобия принята геометрическая характеристика центробежно-
струйных форсунок А*:
n = 32,6We-°.4
При jV<2-103 d32/dc = 0,041-We-o,2’Lpo.15№.34(A*)-o.e3
При Д' > 2-103 d32/dc =1,78- 10-5We-«,2’Lp0.I3№.98 (А*)-».63
где d32 — средний "объемно-поверхностный диаметр капли; Лг=рж/рг-
Погрешность расчета по этим формулам не превышает 16%.
Поскольку для всех конструкций центробежно-струйных
форсунок существуют единые закономерности дробления жид-
кости, введение в качестве критерия подобия параметра А* де-
лает полученные уравнения достаточно универсальными и при-
годными для расчета форсунок различных конструкций.
Блок-схема расчета центробежно-струйных форсунок с за-
данным распределением плотности орошения, разработанная
на основе приведенных выше соотношений, представлена на
Рис. 5.15.
Вначале выбирают тип и параметры распределения плотно-
сти орошения, расход через форсунку и располагаемый напор
Жидкости, задают некоторые размеры форсунки. На первом
этапе расчета коэффициент расхода центробежно-струйной фор-
9—161 129
Рис. 5.15. Блок-схема расчета центробежно-струйных форсунок.
сунки определяют в первом приближении исходя из задавае-
мого угла факела по зависимости
PH=(l+t^₽/2)-o,»
Далее по заданному расходу и располагаемому напору оп-
ределяют диаметр соплового канала:
4 = 14б/(лИп / 2Р^Тр)]0’5
Начальный размер закручивающих каналов определяют из
соотношения dBH=c?c/3 (где dBH — приведенный диаметр винто-
вых каналов: с?вн“ У42/кЛш).
Принимаемые размеры форсунки определяют следующим
образом. Угол конусности корпуса форсунки 0 выбирают из
конструктивных соображений; рекомендуемый угол 0 должев
находится в пределах ПО—130°.
130
Угол закручивания винтовых каналов вкладыша а рекомен-
дуется выбирать в зависимости от заданного корневого угла
факела:
Р, град До 30 30—50 50—75 Более 75
а, град 10 15 25 30
Диаметр вкладыша dBK принимают равным 15 мм для фор-
сунок с dc<2 мм и равным 30 мм — при dc = 2—15 мм. При
большем диаметре соплового канала этот размер определяют
из соотношения: dBK=2dc. Высоту вкладыша следует рассчиты-
вать по формуле /В1(=2,5-|-0,2 dc. Значение 1С принимают рав-
ным (0,5—2) с?с-
На следующем этапе расчета определяют требуемое значе-
ние Ар* по соотношению AP*=tg(p/2).
В зависимости от типа выбранного распределения по урав-
нению (5.39) или (5.40) рассчитывают необходимое значение
фр. Далее при fo = 0 определяют радиус условного вихря
Лвнх. усл, а затем через фр — радиус осевого канала вклады-
ша Ro.
По уравнениям для реальной жидкости рассчитывают значе-
ние комплекса Ас*. Расчет приведенного коэффициента потерь
на трение и местные сопротивления Xg ведут методом последо-
вательных приближений, поскольку значения do, Re0, ReB на
этой стадии расчета неизвестны (этот цикл на блок-схеме не
показан). Если полученное в результате расчета значение
комплекса Ас* отличается от Ар*, расчет повторяют, изменяя
диаметр dBH. На следующем этапе определяют Rm, ji, d32, п.
Рассмотренная методика сведена в систему уравнений;раз-
работана программа ее расчета на ЭЦВМ. Все описанные опе-
рации (кроме ввода исходных данных, представляемых в про-
грамме в системе СИ) осуществляются в автоматическом ре-
жиме.
Полученные результаты анализируют с Точки зрения требо-
ваний, предъявляемых к дисперсным, расходным характеристи-
кам и величине ц. Если вновь определенное значение коэффи-
циента расхода ц существенно меньше первоначально рассчи-
танного, его снова вводят в качестве исходных данных, и рас-
чет повторяют. Повторяют расчет и в том случае, если найден-
ное значение с?32 не удовлетворяет технологическим требовани-
ям. При этом либо корректируют значение располагаемого на-
пора (если это допускают конкретные условия), либо, изменяя
число форсунок, меняют расход через единичный распылитель.
Следует отметить, что предложенная методика расчета цен-
тробежно-струйных форсунок не исключает использования и
Других методик, например приведенных в работах [127]. Они
могут в ряде случаев оказаться более удобными, так как не
требуют применения ЭВМ. Однако необходимо помнить,. что
опубликованные ранее методики расчета пригодны только в
9* 131
случае максимально равномерного распределения плотности
орошения по сечению факела и не позволяют задавать произ-
вольно его характеристики.
5.7. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ ФОРСУНОК
В литературе описано более трех десятков конструктивных
схем центробежно-струйных форсунок. Все их можно разделить
на три большие группы: с тангенциальным вводом периферий-
ного потока в камеру закручивания, с завихряющими вкла-
дышами и шнеками и форсунки, в которых осевой поток жид-
кости формируется с помощью специальных конструктивных
элементов.
Форсунки первых двух групп подробно рассмотрены в ра-
боте [127]. Здесь приведем лишь две новые конструктивные
схемы, отражающие современную тенденцию в разработке
форсунок с вкладышами. Особенностью этих форсунок являют-
. ся вкладыши, проходные каналы которых больше, чем размер
соплового отверстия, т. е. с пониженной склонностью к засоре-
нию.
На рис. 5.16, а показана форсунка с крестообразным вкла-
дышем-стабилизатором. Создаваемый такими форсунками угол
факела обычно составляет 30—60°. Форсунка, показанная на
рис. 5.16,6, позволяет получить заполненный факел с углом
раскрытия порядка 90°. Это достигается двойным закручивани-
ем жидкости—-сначала за счет тангенциального ввода, а затем
подкруткой с помощью вкладыша, который одновременно вы-
равнивает поле скоростей жидкости в сопловом канале вслед-
ствие тормозящего действия стабилизатора, что и обеспечивает
заполнение факела.
Рассмотрим более подробно форсунки третьей группы, ко-
торые появились в последние годы. Авторы работы [117] де-
лят такие форсунки на три типа, в зависимости от характера
Рис. 5.16. Схемы форсунок 1Г136, 148]:
а — с крестообразным вкладышем; б — с вкладышем-стабилизатором; 1 — корпус; 2 —
вкладыш; 3 — стабилизатор.
132
Рис. 5.17. Схемы форсунок со скрещивающимися закрученными струями
[86, 87, 198]:
а — движение жидкости в камере закручивания; б—г — конструктивные решения.
течения жидкости в камере закручивания, обеспечивающего об-
разование осевой струи.
В форсунки первого типа жидкость вводится в виде скре-
щивающихся закрученных струй, образованных наклонными в
радиальном направлении каналами завихрителя. Взаимодейст-
вие струй вызывает у части жидкости потерю момента коли-
чества движения и возникновение приосевого поступательного
движения (рис. 5.17, а). Изменяя угол наклона и глубину ка-
налов, можно регулировать распределение жидкости в факеле.
Примеры конструктивных схем таких форсунок- приведены на
рис. 5.17,6—г.
В форсунках второго типа требуемое поле скоростей на сре-
зе сопла получается при торможении вращательной составляю-
щей скорости внутренней (приосевой) части введенного в ка-
меру закрученного потока. Торможение обеспечивается, на-
пример, установкой по оси форсунки в камере смешения сердеч-
ника, имеющего направляющие пазы или лопатки, расположен-
ные в плоскостях, проходящих через вертикальную ось форсун-
ки. Часть периферийного потока, двигающаяся в камере вра-
щательно-поступательно вследствие установки сердечника, пе-
реходит в осевую область с поступательным движением у оси
форсунки. В камере форсунки во вращающемся жидкостном
потоке устанавливается положительный радиальный градиент
давления, поэтому часть жидкости, попадая в пазы сердечни-
133
Рис. 5.18. Схемы форсунок с внутренним частичным торможением закручен-
ного потока [83, 86, 200]:
а — движение жидкости в камере закручивания; б — с завихряющим вкладышем; в — с
тангенциальным вводом жидкости; г — с тангенциальным вводом и внутренней сепара-
цией механических примесей.
ка, не удерживается во вращающемся потоке и, смещаясь в
осевую область, движется вращательно-поступательно вдоль
оси к соплу (рис. 5.18,а). Последующее взаимодействие приосе-
вых и периферийного потоков обуславливает характер распре-
деления жидкости в факеле. Изменением диаметра сердечника,
высоты и глубины его пазов можно получить различные рас-
пределения составляющих скорости на срезе сопла форсунки.
Конструктивные схемы таких форсунок показаны на рис.
5.18,6 (с завихряющим вкладышем), 5.18, в (с тангенциальным
вводом жидкости и сепарацией механических примесей).
В форсунках третьего типа — распылителях с радиально
торцевым перераспределением потоков — требуемое приосевое
движение жидкости в камере обеспечивается, например, выпол-
нением на торце завихрителя, обращенного к соплу, радиаль-
ных пазов при осевом вводе жидкости; выполнением пазов или
установкой радиальных пластин на торцевой стенке камеры
форсунки при тангенциальном вводе жидкости. В этих форсун-
ках вращающаяся в камере жидкость обтекает торец завихри-
теля (торцевую стенку камеры форсунки), частично попадает
в радиальные пазы, теряет при этом момент количества движе-
ния вокруг оси форсунки и под действием статического дав-
ления (перепад которого устанавливается в радиальном на-
правлении в камере) движется по пазам в область наименьше-
го давления — к оси форсунки. У оси отдельные потоки соуда-
ряются, образуя устойчивое осевое движение (рис. 5.19, а).
Регулированием глубины, ширины и длины радиальных пазов
134
Рис. 5.19. Схемы форсунок с радиально-торцевым перераспределением пото»
ков в камере закручивания [199, 201]:
с —движение жидкости в приторцевой зоне камеры закручивания; б —с завихряющим
вкладышем; в — с тангенциальным вводом жидкости.
можно получить требуемую интенсивность осевого потока и
обеспечить необходимое распределение жидкости в факеле. -
Примеры конструктивных схем форсунок, в которых осе-
вой поток формируется описанным методом, приведены на
рис. 5.19,6 (с завихряющим вкладышем) и 5.19, в (с танген-
циальным вводом жидкости).
К форсункам этого типа можно также отнести конструкции,
в которых с помощью специального элемента части жидкости
Рис. 5.20. Схемы форсунок с устройством, обеспечивающим встречное закру-
чивание части потока [35, 38]:
а — с вкладышем; б — с пластинчатым элементом.
Рис. 5.21. Схема форсунки с центральным стерж-
нем [149]:
1 — корпус; 2 — стержень.
в приосевой зоне сообщается вращательное движение навстре-
чу вращению основного потока. Эти устройства позволяют, во-
первых, установкой простой дополнительной детали превратить
обычную центробежную форсунку в цельнофакельную и, во-вто-
рых, легко управлять распределением плотности орошения,
варьируя высоту элемента встречного закручивания.
Две схемы таких форсунок, разработанных на базе широко
распространенных эвольвентных сопел, показаны на рис. 5.20.
Идея получения заполненного факела без использования
вкладыша реализована в схеме форсунки, приведенной на
рис. 5.21. Жидкость вводится в корпус тангенциально. Напро-
тив соплового отверстия установлен центральный стержень,
диаметр которого несколько больше диаметра воздушного вих-
ря, а расстояние до входа в сопло примерно равно диаметру
последнего. Внутренние слои жидкости затормаживаются
вследствие трения о центральный стержень и создают радиаль-
ное распределение скорости жидкости в сопловом канале,
обеспечивающее заполнение факела.
Глава 6
МЕХАНИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАИИЕ
6.1. КЛАССИФИКАЦИЯ РАСПЫЛИТЕЛЕЙ
При классификации механических распылителей необходимо
учитывать два основных признака, определяющих механизм
течения и дробления жидкости: способ ее подвода и конструк-
цию рабочего элемента.
По способу подвода жидкости механические распылители
делятся на устройства с непосредственной подачей жидкости
на рабочий элемент и погружные. По конструкции рабочего
элемента можно выделить дисковые, чашечные, конусные, звез-
дочные, сопловые и реактивные распылители.
Принцип работы механических распылителей с дисковым,
чашечным, конусным и звездочным элементами аналогичен. Под
действием центробежных сил распыливаемая жидкость течет
по рабочему элементу и распыливается за его пределами. Кон-
структивными особенностями обеспечивается различный харак-
136
тер распределения жидкости в распыле. В конусном распылите-
ле, в отличие от погружного дискового, центробежные силы
способствуют подъему жидкости из питательной емкости, а рас-
пиливание осуществляется равномерно по всему периметру в
горизонтальной плоскости. Сопловые и реактивные распылите-
ли по характеру течения жидкостей и принципу распыливания
мало отличаются от гидравлических форсунок (см. гл. 4), а на-
личие вращающегося узла объединяет их с механическими рас-
пылителями, т. е. они занимают как бы промежуточное поло-
жение. В сопловых распылителях перепад давления жидкости
на соплах создается под действием центробежных сил, а в ре-
активных— под действием энергии нагнетания, причем сопла в
них расположены под некоторым углом к оси вала, что обус-
ловливает возникновение реактивного момента вращения.
6.2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ТЕЧЕНИЯ ЖИДКОСТИ
Цоступая на рабочий элемент, жидкость проходит три основ-
ные стадии: течение по рабочему элементу, образование капель
за кромкой рабочего элемента и движение в виде капель в га-
зовом потоке. Последняя стадия — это уже сформировавшийся
газожидкостной факел, о чем говорилось во 2-й главе, а не-
сколько частных случаев подробно рассмотрены в работах
[101, 102, 127, 129]. Поэтому здесь остановимся главным обра-
зом на первой стадии — течении по рабочему элементу, а также
приведем зависимости для определения размеров капель.
Рассмотрим дисковые распылители. На поверхности диска
выделим некоторый малый элемент массой т. При вращении
диска на него будут действовать следующие силы (рис. 6.1, а):
сила трения относительного движения (/тр=т[Тр); центробежная
сила относительного движения (/ц.оти = тауОтн/г); центробеж-
ная сила переносного движения (7ц.п=и»<в2г); сила инерции
относительного движения (^.отн=шк7ОТп/с?т); кориолисова сила
инерции ([к=2тош0тн).
Суммарное действие этих сил приводит к спиральному пе-
ремещению выделенного элемента жидкости по диску. Подобная
форма траектории получена /[65] при приближенном решении
уравнения движения (f — модуль силы взаимодействия):
т (dw/dt) = fwom (6.1)
Следовательно, при условии постоянства массы рассматри-
ваемого элемента жидкости его траектория в относительном
движении имеет спиральную форму (рис. 6.1,6). Сравнение
экспериментальной траектории (кривая АЕ) с расчетной (кри-
вая АД) показали удовлетворительное согласование. Изменяя
условия движения частицы по диску, можно получить и иные
траектории, например такую, как кривая АС (рис. 6.1,6). Из
рисунка видно, что после точки перегиба траектория асимпто-
тически приближается к прямой, проходящей через центр дис-
137
Рис. 6.1. Движение жидкости по горизонтальному дисковому рабочему эле-
менту:
а — силы, действующие иа элементарную массу т; б — траектории относительного движе-
ния элементарного объема; в — радиальное ускорение жидкости; г — расчетная схема.
ка. Такой характер движения обусловлен изменением толщины
струйки жидкости и площади ее контакта с диском.
Авторы [65] получили кривую изменения радиального уско-
рения жидкости в процессе ее перемещения по диску (рис.
6.1, в). Видно, что в начале движения ускорение отрицательное
(что объясняется торможением жидкости при входе ее на диск),
затем оно быстро возрастает и, пройдя через максимум, па-
дает, приближаясь к нулю.
При решении практических задач возникает необходимость
определения толщины жидкостной пленки, движущейся по дис-
ку, н ее скорости, которые при заданных параметрах (диаметр
диска, расход жидкости, частота вращения) определяют раз-
мер образующихся капель и характер их движения*.
В общем случае движение жидкостной пленки по поверх-
ности вращающегося диска описывается системой уравнений
Навье — Стокса, неразрывности потока и постоянства расхода.
Рассмотрим установившийся поток вязкой; несжимаемой,
однородной жидкости, текущей в виде тонкой сплошной пленки
по поверхности вращающегося с угловой скоростью to плоско-
* Приведенный ниже вывод выполнен П. Г. Штерном.
138
го диска. Течение жидкости будем рассматривать в цилиндри-
ческой системе координат г, <р, г, как показано на рис. 6.1, г.
В силу осесимметричности течения уравнения Навье — Стокса в
этом случае имеют вид:
ди о2 ди 1 др . / д2и I ди д2и \
и dr Г ш дг ~ р dr +v ( дг2 + г дг + дг2 )
до ио до / д2о 1 до д^о \
и-дГ+—+а>-дГ = ',\-д^ + — -дГ + ~д*) <6-2>
did dw 1 др I d^w 1 dw d2w \
и dr +ш дг ~ р дг v у дг2 + г дг + дг2 )
Уравнение неразрывности потока и уравнение постоянства рас-
хода можно представить соответственно в виде (6.3) и (6.4):
б .
ди и dw Г
-дГ + —-§Г-^ (6-3) G = j2nr«<fa (6.4)
о
Будем считать, что радиус диска R много больше радиуса Ro
набегающей на диск струи, т. е. R^>Ro-
С ростом текущего значения радиуса г убывают толщина
пленки жидкости 6 = 6 (г) и осевая скорость течения w. Ограни-
чимся- рассмотрением течения в периферийной части диска,
начиная с тех значений г из области Ro<r<R, для которых осе-
вая скорость w много меньше радиальной и, а толщина пленки
6 достаточно мала. В Этом случае (аналогично тому, как это
принято в теории пограничного слоя) можно считать измене-
ние скорости течения в направлении оси z более резким, чем в
направлении оси т. В связи с этим в уравнениях (6.2) произ-
водными скорости по г в членах, содержащих вязкость, можно
пренебречь. Сделанные допущения позволяют значительно
упростить систему уравнений движения (6.2). Из третьего урав-
нения системы (6.2) получим уравнение (6.5). На поверхности
пленки давление р является постоянной величиной. Учитывая
это и считая жидкость невесомой, из уравнения (6.5) получим
(6.6):
др др
-£ = 0 (6.5) -^=0 (6.6)
Таким образом, окончательно получим систему уравнений
ди о2 , ди д2и
и дг - г +W~ дг = v дг2 (6-7)
до ио до д2о
и-дГ + — + ^ дг = v дг2 (6.8)
6
ди и dw С G
аГ + т + -*- = ° <6-9> = (610>
о
139
с граничными условиями:
при z = 0 и=0; <о = 0; v=wr
при z = d(r) ди/дг=О и dv/dz = O (6.11)
Проверим, допускает ли сформулированная задача (6.7) —
(6.11) автомодельное решение. Для этого воспользуемся спо-
собом, вытекающим из групповых преобразований [85]. В со-
ответствии с этим способом независимые и зависимые пере-
менные, входящие в уравнения (6.7) — (6.10), могут быть пред-
ставлены в следующем виде:
г = га°1; 2 = га*2; и = исР1; v — па^2; w = wa13 (6.12)
где r, z, й, v и w — некоторые новые независимые и зависимые переменные;
а — общий множитель, являющийся константой; alt а2, Pi, р2 и р3—показа-
тели степени, которые могут принимать любые числовые значения.
В случае, когда ai=/=O2, можно ввести новую независимую
переменную g=z/r“2/“i, а зависимые переменные представить в
виде
Вг/«1 Рз/оц .„
« = <71©г . "=<72 ©г J w=<h(t)r (6.13)
где qt, q2 и q3 — новые соответственно радиальная, окружная и осевая со-
ставляющие скорости, являющиеся функциями только одной переменной £.
Величины di, а.2, Рь ₽2 и рз и их отношения определяются из
равенства показателей степени общего множителя а при каж-
дом члене, входящем в уравнения (6.7) — (6.9).
Подставим в уравнение (6.7) значения переменных в виде
(6.12); приравняв показатели степени при а, получим уравнение
(6.14). Аналогично из уравнения (6.8) получим уравнение
(6.15), а из (6.9) —уравнение (6.16):
2Pi «1 — 2р2 «1 = Рз + Pi “г = Pi 2аа (6.14)
Р1 + Рг— а1 = Рз + Рг а2=Рг 2<х2 (6.15)
Р1 — «1 = Рз — “а (6.16)
Из равенства первой и последней разностей в уравнении (6.14)
следует (6.17). Пусть ct2=/nai; тогда %,=zlrm, и уравнение
(6.17) примет вид (6.18):
Pj —a1= —2сс2 <6.17) pi = ai(l—2m) (6.18)
Из равенства первой и второй разностей в уравнении (6.14)
для р2 получим (6.19) и, наконец, для р3— (6.20):
Ра= Pi= “i (1 — 2m) (6.19) Рз=— а2=— та, (6.20)
Убедимся в тождественности соотношений ((6.14) — (6.16),
подставив в них значения (6.18) — (6.20):
2 —4m — 1 =1 —4m = —m -f- 1 —2m — т = 1 — 4m;
2 — 4m — 1=—m-|-1—2m — m= 1—2m—2m; 1—2m — 1=—m—m
140 i
Соотношения (6.14) — (6.16) обращаются в тождества при
любых значениях т. Следовательно, уравнения (6.7) — (6.9) не
накладывают на величину т никаких ограничений.
С учетом (6.18) — (6.20) выражения (6.13) принимают вид:
« = « = ® = (6.21)
где £=2/?”. ' ' "
Полученные значения проекций скорости на координатные оси
должны удовлетворять граничным условиям. Подставим соот-
ношения (6.21) в (6.10): u|z=o=<?1(0) rI~2m=0. Для выполнения
этого условия при любых значениях т требуется, чтобы qt (0) =
=0 и щ|г=о=?з(О)г~т=О, что справедливо при любых т, если
<7з(0)=0 и и|г=о=<72(0)г1-2т=щг; так как q2 должно зависеть
только от £ и не зависеть от г, необходимо принять, что <7г(0) =
— w, а т = 0.
Таким образом, граничные условия на поверхности диска
, придают соотношениям (6.21) после подстановки в них значе-
ния /п=0 следующий вид:
g = z; и = ?1(г)г; v=q2(z)r; w=q3(z)
(6.22)
Граничные условия на свободной поверхности пленки с учетом
(6.22) будут иметь вид:
du I dq1 I
^z I z=C (r) ^z | z=C (r)
du | dq2
®z’|z=6(r) = r~5z'
= 0
z=e (r)
(6.23)
dq2 I
d* I z=e (r)
При этом интегральное условие (6.10) примет вид:
в (г)
С б
J qt(z)dz = 2п-2- (6.24)
о
Возможность решения поставленной задачи в виде соотно-
шений (6.22), где <7ь <72 и q3 являются функциями только одной
переменной z, означает, что систему дифференциальных уравне-
ний в частных производных (6.7) — (6.9) с интегральным усло-
вием (6.10) и граничными условиями (6.11) можно свести к
системе обыкновенных дифференциальных уравнений с соответ-
ствующими интегральным и граничными условиями для отыска-
ния неизвестных функций q\, q2 и <73. Для рассматриваемой
задачи это означает, что она имеет автомодельное решение.
Прежде чем приступить к указанному выше преобразова-
нию, выразим искомые функции qt, q2, q3 через соответствую-
щие безразмерные величины. Поскольку задача не содержит
характерные длину и скорость, образуем их из характерных
для нее физических величин, которыми являются кинематиче-
ская вязкость v и угловая скорость со. Тогда размерность дли-
141
ны L=fv/co, а размерность скорости V=yvto. Теперь соотноше-
ния (6.22) можно представить в следующем виде:
z = 7/v/to; «= rto^Czj; o=ra^(zj; w = V vwq3 (7) (6.25)
где z — безразмерная координата; 9i(z) = </i/<o; ?2(z) =?2/<о; q3(z) = ?3/}'7<о —
безразмерные проекции скорости на оси координат.
Подставив выражения (6.25) в уравнения (6.7) — (6.9), по-
сле несложных преобразований получим:
~ dqt ~ -
+ <?2 = °
d2q„ ~ di, ---------
2?1(?2=0 (6.26)
2?i+ = °
dz
Для удобства записи в дальнейшем обозначим q\=f, где
f(z)— безразмерная функция от г, а штрих означает производ-
ную по г. Тогда из 3-го уравнения системы (6.25) имеем:
<7з=—2f. Окружную скорость обозначим <у2=<7. С учетом сделан-
ных обозначений система (6.26) примет вид:
Г+ 2Д’-(/')2 + ?2=0 (6.27) 9’ + 2(/9'-Г9) = 0 (6.28)
Граничные условия в новых обозначениях запишутся в виде
Г(0) = /(0) = 0; <7(0)=1; Г(Й) = О; q' (д) = 0 (6.29)
где 6 — безразмерная толщина пленки жидкости, являющаяся функцией без-
размерного радиуса г.
Г _ G _
I Г^г = или f(z)
J 2лг2
0
Условие постоянства расхода (6.24) будет:
в"
с G
0 2лг2
В силу условий (6.29) имеет f(0)=0. Окончательно получим:
f (д) = 6/(2л72) (6.30)
Задача (6.27) — (6.30) не решается аналитически ввиду нели-
нейности системы дифференциальных уравнений (6.27) и
(6.28). Очевидно, она может быть решена с помощью ЭВМ.
Аналогичную задачу, но с другими граничными условиями
(6.29) и без условия (6.30), решал приближенным методом Т.
Карман и впоследствии численным интегрированием В. Кок-
рэн [106].
Сформулированную задачу можно существенно упростить. Из
опыта известно, что наиболее интересны с практической точки
142
зрения такие режимы, когда толщина пленки жидкости на пе-
риферии диска мала. При этом окружная скорость q на свобод-
ной поверхности жидкости незначительно отличается от скоро-
сти вращения диска, и ее можно представить в виде
v = гы — гы8 (г) = гео (1 — G)
или, в безразмерных величинах, — в виде
<7=1—6(7) (6.31)
где 6 (z) <S 1 — функция, зависящая только от z.
Знак минус означает, что окружная скорость жидкости не-
сколько меньше скорости вращения диска. Подставив соотно-
шение (6.31) в (6.27) и (6.28), получим:
f' + 2ff' — (/')’ + 1 — 20 -р 62 = 0; —0" — 2/0' — 2/' + 2/'6 = 0 (6.32)
Ранее было сделано допущение о том, что в рассматривае-
мом диапазоне изменения г осевая скорость f мала по сравне-
нию с радиальной скоростью /'. Кроме того, из уравнения
(6.28) следует [И], что f одного порядка с 0, т. е. 0 го <1.
С учетом этого система уравнений (6.32) принимает вид (6.33)
с граничными условиями (6.34):
/"'=—1; 0"=—2/' (6.33)
Г(0)=/(0) = 0; 0(0) = 0; Г(б) = 0;
0'(д) = 0; / (dj = G/(2n7) (6.34)
Система (6.33) легко интегрируется; граничные условия
(6.34) позволяют определить константы интегрирования. Из
условия постоянства расхода можно найти толщину пленки
жидкости как функцию радиуса г, подставив в решение для f
координаты z=6. В итоге получим:
/' = «7—7/2; / = 77/2—7/6;
(6.35)
1 f________ 7 \ _ ( G \1,а
0 = -ё- (2d3z — dz3 + i- ; <5=( ——
3 г 4 2лг2 ]
Запишем полученное решение в размерных величинах:
. / 3vG х1/»
<6-36)
/ 3rco4G \!/з гы2
U = \~W) г~~27z2 <6-37)
Г G / to4G XVs W2 -i
п=гир — г —18jw2 J z3+i27’24J
/ 3co4G V/s «2
w “ 16nv2r2 ) z2~ 6v
где fi — толщина пленки жидкости; «, v, w — соответственно
окружная и осевая составляющие скорости течения.
(6.38)
(6.39)
радиальная,
Проанализируем полученное решение, сопоставив его с ре-
зультатами опубликованных работ. Экспериментальные иссле-
дования поля скоростей, средней толщины пленки и процесса
волнообразования на ее поверхности немногочисленны, что
объясняется трудностями измерения указанных параметров.
Для определения средней толщины и скорости пленки исполь-
зуют в основном зависимость Хинце и Мильборна [214]. Экс-
периментальное определение средней толщины пленки было вы-
полнено также в работе [122]. Результаты измерений хорошо
согласуются с зависимостью (6.36).
Определим диапазон изменения радиуса г, для которого
должно быть справедливо полученное решение задачи (6.35),
(6.39). При постановке задачи делалось допущение о малости
w по сравнению с и. Предположим, что осевая скорость на по-
рядок меньше радиальной. Тогда из уравнений (6.35) при
z=6 следует:
_ _ _ _ ( G \1/3
///'= 263/Зб2 =26/3 = 0,1; 6 = 0,15 = 1-^=- 1 ;
G _ G _. , г—
=34-10-*; r» = g 8я- IO-3; г=6,8-10-3Уб (6.40)
В размерных величинах (в м) формула (6.40) примет вид:
г «7-10-8 (G//™)1/2 (6.41)
Формула (6.41) определяет нижнюю границу измерения г.
Верхняя граница должна соответствовать толщине пленки
б<25-10-6 м, близкой по значению к высоте шероховатости по-
верхности диска [122]. С учетом этого из уравнения (6.36)
имеем: <25-10~6 м. Отсюда радиус r«56-105yvG/a>2.
Итак, полученное решение хорошо согласуется с результа-
тами известных экспериментальных и теоретических работ.
Вместе с тем своей простотой оно выгодно отличается от при-
веденных в работе [20, 122] и позволяет определять необходи-
мые параметры и выбирать оптимальные режимы при инже-
нерных расчетах.
Характеристики распыла при дисковом дроблении во мно-
гом определяются режимом работы распылителя. Как отмеча-
лось в первой главе, различают три режима. При первом на
периферии диска образуется краевое утолщение — жидкий тор,
в котором под действием центробежных сил развиваются мест-
ные возмущения. Возмущенный участок на торе превращается
в струйку-отросток, который затем преобразуется в шаровид-
ный узел с тонкой перемычкой, отрывающийся в виде отдель-
ных капель, а перемычка распадается с образованием более
мелких капелек-спутников. Оставшаяся часть струйки-отростка
под действием сил поверхностного натяжения возвращается в
144
тор и втягивается в него, а струйка-отросток, в которую посту-
пают следующие порции жидкости, вновь начинает расти, -
и описанный процесс повторяется. В результате непосредствен-
но у кромки диска образуются наиболее однородные по разме-
рам основные капельки, называемые первичными, и более мел-
кие капельки-спутники.
Диаметр образующихся основных капелек, исходя из усло-
вия равенства (или пропорциональности) действующих на ка-
I пельку центробежной силы лсРржД<1)2/6 и силы поверхностного
натяжения о, выражается зависимостью
I <6Л2>
где с — константа. >
Справедливость соотношения (6.42) проверена различными
исследователями [12, 60,62,209] в диапазоне изменения угло-
вой скорости вращения диска от 30 до 1000 с-1, радиуса дис-
ка от 10 до ПО мм, плотности жидкости от 900 до 1360 кг/м3,
поверхностного натяжения жидкостц от 0,031 до 0,456 Н/м и
диаметра основных капелек от 0,03 до 4 мм. В этом диапазоне
изменения параметров значение с варьировалось от 1,9*до 4,6.
1 Установлено, что с мало зависит от профиля кромки диска.
Распределение размеров капелек-спутников приближенна
соответствует нормальному закону распределения случайных
величин [62] и характеризуется двумя параметрами: средним
значением случайной величины (в данном случае медианным
по массе значением диаметра капелек-спутников dCn) и средне-
квадратичным отклонением а размеров капелек-спутников от
den- В опытах [62] значение es!dzn варьировалось в сравнитель-
но узких пределах — от 0,08 до 0,16; при этом o«0,13dcn.
Установлено, что мелкие капельки-спутники могут состав-
лять значительную долю массы распыленной жидкости, кото-
рая определяется эмпирической формулой [60]:
В = 86
. <в°.«Ч>жо.12 /ржбу»,62
R0’3 - \ )
(6.43}
Описанная картина существенно изменяется, если распыли-
тель обдувают потоком газа. Проведены [60] исследования с
четырьмя жидкостями, у которых поверхностное натяжение от-
личается в 2,5 раза, а вязкость — в 264 раза. Частоту враще-
ния диска (диаметром 25 мм) изменяли от 725 до 10 000 об/мин,
а скорость обдувающего воздуха — от 0 до 35 м/с. Расход жид-
кости во всех опытах составлял 5-10—6 л/с. Установлено, чта
при wr<10 и при варьировании остальных указанных парамет-
ров дробление соответствует первому (монодисперсному) режи-
му. При увеличении wr разброс капель по диаметрам увеличи-
вается, а при wr>25 полидисперсность соответствует третьему
режиму.
10-161
145
Авторы [61] предполагают, что обдувающий воздух вызыва-
ет вторичное дробление первоначально образовавшихся основ-
ных капелек. Этот процесс начинался при We ^2 и в основном
завершался при We~8. Такая неоднозначная зависимость вто-
ричного распада капелек от числа We, по мнению авторов [61],
может быть объяснена тем, что критерий Вебера является не
единственным, определяющим распад капель в газовом пото-
ке, что согласуется с рассуждениями, приведенными в первой
главе.
6.3. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ РАСПЫЛИТЕЛЕЙ
Форма образующегося газо-жидкостного факела и все его ха-
рактеристики при механическом распыливании определяются
конструкцией и классом рабочего элемента. Поэтому вопросы,
связанные с системами подвода жидкости, регулирования и
привода, здесь не рассматриваются. Исключение составляют
распыливающие устройства, в которых рабочий элемент приво-
дится во вращение за счет энергии самой распыливаемой жид-
кости (прежде всего реактивные распылители), так как привод
и рабочий элемент в них обычно представляют единые устрой-
ства.
Формы рабочих элементов обусловлены требованием созда-
ния равномерно расположенной по смоченному периметру
тонкой пленки и образования определенного факела распылен-
ных частиц с минимальной разницей в размерах. Рабочие эле-
менты формируют пленку жидкости и режим ее течения, пред-
определяя степень ее турбулизации и внутренние пульсации, от
которых зависит качество дробления.
Здесь дан анализ работы и описаны конструкции распыли-
вающих элементов, которые, по мнению авторов, имеют преж-
де всего практическую ценность и в той или иной степени от-
ражают возможные направления интенсификации процесса дис-
пергирования. Достаточно подробный анализ рабочих элемен-
тов механических распылителей приведен в работе [127].
Дисковые рабочие элементы с непосредственной подачей
жидкости. Наибольшим многообразием конструктивных вариан-
тов отличаются дисковые рабочие элементы. Наиболее типич-
ные из них представлены на рис. 6.2. Самым простым является
тарельчатый диск (рис. 6.2, а). На рис. 6.2, б показан плоский
многоярусный диск, имеющий три рабочие плоскости и крыш-
ку. Жидкость по трубе поступает в коллектор и через отвер-
стия^ в полость диска в виде струй. Последние, попадая на
тарелки диска, формируются в пленку на рабочих поверхностях
соответствующего яруса.
Дисковые рабочие элементы с соударением (пересечением)
двух факелов представлены на рис. 6.2, в, г. В схеме на рис.
6.2, в пересечение происходит на одинаковых расстояниях обо-
их факелов от кромки диска, а на рис. 6.2, а — на разных, т. е-
Рис. 6.2. Схемы дисковых распиливающих элементов с непосредственной по-
дачей жидкости:
“ — гладкий одиночный диск; б — гладкий многоярусный диск; 1 — корпус; 2 — пласти-
3—крышка; 4 — коллектор подвода жидкости; в. г — с пересечением факелов [102];
кп U лопастные диски; д, е —• I — лопатки, 2 — крышка; 3 — корпус; ж- 1 — диск бегя
-РЫшки; 2 —диск с крышкой; з: / — вал; 2 —крышка; 3 — перегородка; 4 — лопасть;
"распределительная перегородка, 6 — корпус; и — двухкамерный диск.
10*
147
Рис. 6.3. Схема дисковых распыливающих
элементов с непосредственной подачей жид-
кости:
а -г с кольцевыми проточками; б — со сверления-
ми; в — со спиральной проточкой; г — с горизон-
тальным валом.
соударяются факела с различной дисперсностью. Диски с пере-
сечением факелов позволяют получить тонкий и широкий рас-
пыл. Промышленные варианты таких дисков рекомендованы
фирмой «Ниро-Атомайзер».
Более широкий и равномерно заполненный по сечению фа-
кел (при сравнительно малой склонности к засорению) созда-
ют лопастные дисковые распиливающие элементы, на которых
жидкость перед распыливанием сильно турбулизуется (рис.
6.27д—и).
На рис. 6.2, д показаны диски с прямыми лопастями; иногда
их выполняют^ в виде зубьев или роликов.
Увеличение единичной производительности лопастного и дру-
гих типов дисков без изменения качества распыливания и диа-
метра диска достигается в многоярусных конструкциях (рис.
6.2, з). Для лучшего распределения жидкости в факеле и умень-
шения возможности слияния частиц лопасти в ярусах смещены
друг относительно друга. Недостатком многоярусных дисков
является сложность распределения жидкости по ярусам.
В последних конструкциях многоярусных дисков для каждо-
го яруса выполняется самостоятельная приемная камера. Эти
диски авторы [102] предлагают называть многокамерными.
Схема одного из вариантов такого рабочего элемента, лишен-
ного указанного недостатка, приведена на рис. 6.2, и.
На рис. 6.2, е представлена оригинальная конструкция, в ко-
торой для уменьшения проскальзывания на диске предусмот--
148
рена разгонная чаша. Продукт, поступая в разгонную чашу,
центробежной силой прижимается к внутренней стенке и при-
обретает окружную скорость, близкую к скорости внутренних
кромок лопаток. Вследствие этого жидкость вытекает на ло-
пасть практически без удара.
В некоторых случаях при распылительной сушке применя-
ют диски со специальной криволинейной конструкцией лопаток
(рис. 6.2, эк). Такая форма лопатки обеспечивает плавный вход
продукта в каналы [102].
Дисковые рабочие элементы, приведенные на рис. 6.2, б, д,
е, з, и, хотя и создают широкий факел, но обладают сущест-
венным вентиляционным эффектом, что в ряде случаев неже-
лательно. Кроме того, большинство из них довольно громоздки.
В. С. Галустовым с сотр. разработана серия дисковых ра-
бочих элементов с искусственной «шероховатостью». Такие же
простые по конструкции, как гладкие диски (рис. 6.2, а), они
создают широкий факел, в ряде случаев заполняющий всю по-
лусферу. Следует иметь в виду, что размер «шероховатости»
должен быть соизмерим или превышать толщину пленки жид-
кости на диске.
Такой эффект достигается за счет того, что жидкость сры-
вается не только с периферии диска, но и с кромок «шерохо-
ватостей». При этом чем ближе к оси вращения элемент «ше-
роховатости», тем меньше скорость жидкостной пленки и тем
больше угол отклонения распыливаемой жидкости этим элемен-
том. Примеры таких дисков приведены на рис. 6.3, а—в. На
диске, показанном на рис. 6.3, а, выполнены кольцевые канав-
ки, а на рис. 6.3,6 — сделаны засверловки. Диск, показанный
на рис. 6.3, в, снабжен спиральной канавкой. Ширина факела
зависит от направления вращения; она максимальна, когда
спираль канавки направлена навстречу вращению. Для плав-
ного входа жидкости на диск все конструкции снабжены цент-
ральным коническим выступом. Дисковый рабочий элемент с
горизонтальным валом приведен на рис. 6.3, г. По периметру
диска на его краю выполнено кольцо, а сам диск снабжен от-
верстиями, обеспечивающими работу обеих сторон и получение
широкого факела распыла.
Звездочный рабочий элемент показан на рис. 6.4.
Рис. 6.4. Схема звездочного распиливающего элемента [161, 162].
149
Рис. 6.5. Схемы погружных рабочих элементов:
а — одиночный диск; б — многодисковый распылитель; в — лопастной диск; а — диск с
карманами; б—диск с камерным выравнивающим устройством [701; е—погружной ко-
нус; / — вал; 2 —диск; 3 — неподвижные кольца; « — сквозные каналы в диске; 5 — от-
верстия в кольцах; 6 — радиальные каналы; 7 — осевые каналы; 8 — ножи; 9 — резерву-
ар; 10 — питающие каналы; 11 — прорезь.
Погружные рабочие элементы. Погружные диски выполня-
ются гладкими и лопастными (рис. 6.5, а—в), причем на общем
валу может быть установлено несколько дисков. Все погруж-
ные диски отличаются неравномерностью распределения жид-
кости по периметру непогруженной части. Для некоторого вы-
равнивания распределения в конструкцию дисков вводят спе-
циальные устройства, например карманы (рис. 6.5, г), которые
заполняются жидкостью при погружении и опорожняются во
второй фазе движения непогруженной части, т. е. в зоне по-
ниженного самопитания. Однако полного выравнивания не уда-
ется обеспечить даже путем конструктивных усложнений. Вы-
сокая степень выравнивания расхода жидкости цо периметру
диска достигается в конструкции, приведенной на рис. 6.5, д.
Распыливатель работает следующим образом. Диск частич-
но погружается в распиливаемую жидкость. При этом камеры,
образованные каналами в диске и плоскостями колец, при со-
впадении каналов с нижней прорезью в кольцах заполняются
жидкостью под действием гидростатического давления, вытесня-
ющего воздух через радиальные и осевые каналы. При совпа-
дении каналов в диске с отверстиями в кольцах происходит
постепенное опорожнение камер. В месте выхода диска из жид-
кости его поверхность увлекает «лишнюю» жидкость, которая
срывается с кромки диска в виде пленки. Неподвижные но-
жи рабочей кромки срезают часть слоя «лишней» жидкости с
150
поверхности диска, оставляя на нем пленку оптимальной тол-
щины, равной зазору между кромкой ножа и плоскостью диска.
Схема погружного конуса показана на рис. 6.5, е. Такой
элемент имеет в основании сплошной или кольцевой диск. Жид-
кость под действием центробежных сил из питающего резер-
вуара поднимается по поверхности конуса, попадает на диск
основания и срывается с его кромки. Иногда такой конус де-
лают полым с отверстием в вершине. Тогда жидкость движет-
ся как по его наружной, так и по внутренней поверхности, а за-
тем по верхней и нижней поверхностям диска основания. Та-
кая конструкция позволяет вдвое увеличить производительность
при заданной дисперсности.
Оригинальный погружной распылитель показан на рис.
6.6, а; он работает следующим образом. Вал электродвигателя
приводит в движение корпус, диски и конус. Под действием
центробежной силы Жидкость в виде пленки по внутренней по-
верхности конуса поступает в накопительную емкость, а по на-
ружной поверхности достигает отражателя и возвращается об-
ратно в емкость. При вращении корпуса жидкость по каналам
через выходные отверстия и пазы поступает на диски. Посколь-
ку производительность конуса значительно превышает посту-
пающее на диски количество жидкости, которое определяется
сенением каналов, то накопительная емкость постоянно запол-
нена жидкостью. В результате этого жидкость равномерно и
непрерывно поступает на каждый диск и растекается по нему
тонкой пленкой. Под действием центробежной силы частицы
жидкости, срываясь с краев дисков и ударяясь об отбойники,
дробятся на более мелкие капли.
Еще один погружной рабочий элемент показан на рис.
6.6, б. Он обеспечивает равномерный веер капель по всему пе-
риметру. Жидкость, захваченная ковшевыми элементами при
Рис. 6.6. Схемы погружных распылителей:
а— многодискового [30]; б — ковшевого [67]; 1 — вал электродвигателя; 2—корпус; 3 —
Отбойник; 4 — распиливающие диски; 5 — каналы подвода жидкости; 6 — питающая ем-
кость, 7 — погружной конус. *
151
Рис. 6.7. Схемы чашечных рабочих элементов:
а — одноярусный; б — многоярусный; в —с поддувом [202]; 1 — вал; 2 —чаша; 3 — ня-
тающее сопло; 4 — прорези; 5 — лопасти; 6 — коиоидальиый выступ.
их погружении, разбрызгивается через отверстия в выпуклой
стороне ковшей.
Чашечные рабочие элементы могут быть одно- и многоярус-
ными. На рис. 6.7, а приведен пример одноярусного элемента,
а на рис. 6.7,6—многоярусного. Чаши, показанные на рис.
6.7, а, б создают узкий факел. В схеме, приведенной на
рис. 6.7,6, факел более широкий, чем в схеме на рис. 6.7, а, но
достигается это усложнением конструкции и снижением надеж-
ности работы. Распылитель, позволяющий получить факел с
широкой жидкостной пленкой, показан на рис. 6.7, в. Большая
ширина обеспечивается тем, что при вращении чаши лопасти
захватывают воздух и направляют его через прорези сквозь
жидкостную пленку. Частично пленка разрушается, дробится
на капли, которые потоком воздуха отклоняются вниз, причем
чем ближе к оси вращения отрывается частица жидкости, тем
меньше радиальная составляющая скорости и тем больше угол
отклонения, т. е. образуется широкий хорошо заполненный ка-
пельный конус.
Сопловые рабочие элементы. Разновидности конструкций
сопловых рабочих элементов подробно описаны в литературе [101,
102, 127, 188]. Поступая во внутреннюю полость распределите-
ля, рабочая жидкость под действием центробежной силы распо-
лагается кольцевым слоем по внутренней поверхности. Попа-
дая в сопло, жидкость прижимается к задней (по ходу враще-
ния диска) стенке, приобретая одинаковую с диском окружную
скорость. На выходе из сопла скорость жидкости складывается
из окружной и радиальной составляющих. Начальная скорость
жидкости на входе в канал определяется окружной скоростью
диска, толщиной слоя и плотностью жидкости. Факел распы-
ленной жидкости для соплового элемента определяется часто-
152
той вращения диска, а также числом и производительностью
сопел.
Сопловые элементы нашли широкое применение в промыш-
ленности [90, 101, 102]. Простые по конструкции, они позволя-
ют получать удовлетворительные характеристики распыления
в достаточно широком диапазоне изменения расходов и приме-
няются при сушке материалов. Как правило, они работают в
безнапорном режиме. Расчеты показывают [97], что на одно-
рядном сопловом элементе с четырьмя соплами при расходе
жидкости «2-Ю-3 м3/с и частоте вращения 175 с-1 слой жид-
кости на вертикальной стенке составляет всего 0,32 мм, а осе-
вая (вертикальная) составляющая скорости перемещения жид-
кости равна 7-8 м/с.
Многоярусный, или многорядный сопловой элемент позволя-
ет увеличить производительность пропорционально числу со-
пел. При этом распределение капель по размерам меняется
весьма незначительно. Однако достичь равномерности распре-
деления продукта по ярусам без существенного усложнения
конструкции не представляется возможным, а неравномерность
распределения увеличивает степень полидисперсности.
Некоторая возможность управления формой факела путем
наклона сопел (по отношейию к горизонтальной плоскости) по-
казана в работе [188].
Разновидности сопловых элементов представлены на рис. 6.8,
а—в. В комбинированном распылителе (рис. 6.8ьв) жидкость из
»Рнс. 6.8. Схемы сопловых рабочих элементов:
«опл°д"оярусиый: б — с винтовыми вставками в соплах; в — комбинированный [72]. I —
иловые отверстия; 2 — кольцевые диски.
153
Рис. 6.9. Схема реактивного распылителя:
с щелевыми соплами и сканирующими:
струями [33]:
/— труба; 2— прорезь: 3 — криволинейные кана-
лы; 4~ корпус.
сопловых отверстий попадает на
заостренную кромку и растекается
по обеим сторонам дисков, что обес-
печивает при одинаковой произво-
дительности большую ширину фа-
кела и более тонкое дробление.
Рабочие элементы, приводимые
в движение за счет энергии распи-
ливаемой жидкости. К этой группе
относят так называемые реактивные
распылители и распылители с' гид-
роприводом. Реактивные элементы
с соплами не получили широкого
распространения, так как необходи-
мое для процесса диспергирования
давление (1—10 МПа) требует
усложнения конструкции.
Реактивный распылитель со сканирующими струями показан
на рис. 6.9. Он работает следующим образом. Жидкость подает-
ся в распределительную трубу и через прорезь попадает в кри-
волинейные каналы, выполненные в корпусе. Каналы изогнуты
таким образом, что жидкость покидает их почти по касательной
к внешнему диаметру корпуса. Создается некоторый момент си-
лы реакции вытекающей струи, и корпус (закрытый крышкой)
начинает вращаться вокруг оси. При этом входное отверстие ка-
нала, постоянно перемещаясь, оказывается за пределами проре-
зи 2, и доступ жидкости к нему прекращается, а в зону прорези
попадает новый канал и т. д. Плотность орошения можно регу-
лировать шириной и числом каналов, а размер орошаемой по-
верхности— высотой канала и углом раствора прорези.
Распылители с гидроприводом показаны на рис. 6.10. Кон-
струкция, изображенная на рис. 6.10, о, обеспечивает развитый
тонкодисперсный факел. Распыливаемая жидкость по тангенци-
альному патрубку нагнетается в корпус, закручивается и приво-
дит во вращение турбинку, частота вращения которой определя-
ется параметрами нагнетаемой жидкости.
После выхода из сопла частицы жидкости ударяются о вра-
щающиеся пластины и дополнительно диспергируются. Таким
образом обеспечиваются сплошной развитой факел и высокая
дисперсность распыла. Изменяя число пластин 3 (от I до 5),
расстояние между ними и профиль (от продольно прямоуголь-
ного до цилиндрического), получают различные режимы ороше-
ния— от пленочного до туманообразования, когда размеры ка-
пель соизмеримы с частицами аэрозоля.
Рис. 6.10. Схемы распылителей с гидроприводом:
а — с разбрызгивающими пластинами18]; б — с соплами; 1 — тангенциальный входной
патрубок; 2 — сопло; 3 — разбрызгивающие пластины.
В устройстве на рис. 6.10,6 жидкость подается по системе
отверстий в центральный распределитель с соплами, располо-
женными по касательной к некоторой окружности. При давле-
нии жидкости выше 0,02 МПа распылитель начинает вращаться,
подавая жидкость в виде пленки; дальнейшее повышение давле-
ния приводит к увеличению числа оборотов распылителя. При
давлении выше 0,07 МПа исчезает жидкостная пленка, и-распад
жидкости на капли происходит непосредственно у сопла. Число
оборотов распылителя достигает при этом нескольких тысяч
в минуту.
6.4. МОНОДИСПЕРСНОЕ РАСПЫЛИВАИИЕ ЖИДКОСТЕЙ*
Получить монодисперсный поток капель пытались многие иссле-
дователи, работающие в области распыливания жидкостей. Вы-
явлены режимы работы дисковых рабочих элементов и струй-
* Раздел подготовлен по материалам кандидатской диссертации А. А. Ко-
лесника, любезно предоставленной ее автором и научным руководителем
проф. Н. А. Николаевым [85г].
1 КК
ных форсунок, при которых распыл близок к монодисперсному.
Однако практического применения указанные результаты не на-
шли: во-первых, диапазон частот вращения диска (или давле-
ние перед струйной форсункой), соответствующий монодисперс-
ному дроблению, оказался узким; во-вторых, он соответствовал
малым расходам диспергируемой жидкости; в-третьих, при этих
режимах капли получались слишком крупными.
Определенные перспективы, обеспечивающие получение мо-
нодисперсного распыливания, связаны с использованием в каче-
стве рабочих элементов пористых тел, на что впервые обратили
внимание Гёссел и Шмидт [222а]. Из анализа их работ следу-
ет, что монодисперсный поток капель формируется только в том
случае, когда материал пористого распылителя имеет регуляр-
ную структуру как по размерам образующих его зерен, так и
по размерам пор (питающих каналов).
Изучение структуры различных пористых материалов показа-
ло, что указанным требованиям в полной мере отвечают абра-
зивные материалы, составляющие достаточно обширную номен-
клатуру по форме и величине зерен, что позволяет изготовлять
рабочие элементы в широком диапазоне производительностей и
размеров диспергируемых капель жидкости.
Исследования процесса истечения жидкости из пористого
вращающегося распылителя (ПВР) позволили выявить три ха-
рактерных режима: с образованием жидкого кольца на кромке
ПВР, струйный и капельный. Первый режим во многом иденти-
чен режиму жидкого валика на вращающихся дисках и соответ-
ствует окружной скорости поверхности ПВР до 0,8—1,2 м/с.
Второй режим характеризуется несколькими фазами. Увели-
чение скорости вращения до 2 м/с приводит (в силу пористой
структуры) к более равномерному распределению пленки жид-
кости по поверхности распылителя. Из пленки вытягиваются
струи, т. е. наступает плёночно-струйная фаза распыливания
(рис. 6.11,а). При этом часть жидкости стекает с нижней кром-
ки в виде крупных капель, а часть — в виде струй, из которых
образуются капли. Так как струи имеют разный диаметр и дли-
ну, то и капли получаются различных размеров, а их диаметр
составляет 1,2—1,5 конечного диаметра струи.
Наряду с образованием основных струй наблюдается регуляр-
ное образование струй, диаметр которых значительно меньше
среднего, а длина в два раза больше. Эти струи перед распадом
отрываются от пленки жидкости у своего основания, а разру-
шаясь, образуют большое число мелких капель. При других ре-
жимах работы подобное явление не наблюдалось.
При дальнейшем увеличении скорости вращения толщина
пленки уменьшается, уменьшается и диаметр струй и, соответ-
ственно, диаметр образующихся капель (рис. 6.11,6). При этом
снижается степень полидисперсности (dKmaxldK min составляет
10—15 на нижней границе и 6—3 — на верхней).
Пленочно-струйная фаза устойчиво существует в области
X
I
X
ГЗ
X
o>
X
X
Л
C3
о
tn
I
CD
£
Рис. 6 12. Конструктивные схемы пористых вращающихся распылителей:
а — распылитель закрытого типа ]85а]; б цилиндрический для загрязненных жидкостей
[856]; в — конусный для загрязненных жидкостей [85а]; г —трехкамерный [122а]; / —
диспергирующий элемент; 2 — верхняя крышка; 3 — патрубок для подачи жидкости; 4 —
иижняя крышка; 5 — фторопластовые уплотнения; 6 — диафрагмирующие перегородки;
/ — слой жидкости, вращающейся вместе с распылителем; II— поверхностный слой жид-
кости с загрязнителем.
•скоростей вращения от 2 до 8 м/с. Она идентична режиму жид-
ких нитей при распыливании гладкими дисками.
При дальнейшем увеличении скорости вращения (w>8 м/с)
происходит переход к струйной фазе распыливания, т. е. к обра-
зованию струй на зернах ПВР. Одновременно уменьшается дли-
на струй и их диаметр, сокращается число фракций и количест-
во капель-спутников (рис. 6.11,в).
При скоростях вращения более 12—20 м/с (в зависимости
ют-размера зерен ПВР) происходит переход к третьему" режи-
му — капельному. Нити исчезают, на фотографиях хорошо вид-
ны только отдельные капли и оставленные ими треки
(рис. 6.11,г). Степень полидисперсности становится минималь-
ной (dк шахИк min^S 2).
Установлено, что в третьем режиме каплеобразование про-
исходит на поверхности зерен материала ПВР при смачивании
и из пор—-при несмачивании. Размеры образующихся капель
определяются соответственно размером зерен или размером пор-
В результате обработки экспериментальных данных получе-
ны эмпирические зависимости для расчета диаметра капель и
производительности ПВР в режиме каплеобразования:
G= 0,24kFh(1 — (6.45)
тде d3 — диаметр зерна; F„— площадь наружной поверхности; dn— диаметр
пор; R — наружный радиус; еп — пористость; шр— частота вращения ПВР;
к — константа, зависящая от размера зерна:
при d3 = 250 мкм к = [0,11 (/?<ар2) — 137,8] 10~3
при d3 = 400 мкм к = [0,052(/?<ар2) —206,5] Ю”3
158
Полученные результаты позволили разработать ряд конст-
руктивных схем распылителей на основе пористых абразивных
материалов (рис. 6.12). На рис. 6.12, а показан распылитель за-
крытого типа, предназначенный для распыливания чистых жид-
костей. Для загрязненных жидкостей могут быть использованы
схемы распылителей, приведенные на рис. 6.12,6, в. Для диспер-
гирования больших количеств жидкости и распределения ее по
высоте зоны контакта предлагается распылитель с перегородка-
ми (рис. 6.12,г).
Глава 7
ПНЕВМАТИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ
В инженерной практике выбор пневматических форсунок в ка-
честве распылителей обычно обусловлен необходимостью полу-
чения. мелкодисперсного факела распыливаемой жидкости.
Методики расчета основных геометрических размеров таких
форсунок и особенности течения жидкости при различных схе-
мах смешения потоков довольно подробно рассмотрены в лите-
ратуре [127]. Поэтому здесь авторы сочли возможным опустить
эти вопросы и остановиться более подробно на исследованиях,
связанных в основном с дисперсностью распылов, создаваемых
форсунками данного типа.
При рассмотрении конструктивных схем распылителей вы-
браны наиболее технологичные в изготовлении, обеспечивающие
параметры распыла при минимальных удельных расходах рас-
пиливающего агента или при минимальных энергетических за-
тратах.
7.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ФОРСУНОК
Сложность процессов, протекающих в пневматических форсун-
ках, затрудняет выделение какого-либо параметра в качестве
основной характеристики. Поэтому авторами [127] разработа-
на классификация пневматических форсунок по пяти основным
признакам.
Первым из них является перепад давления распыливаемой
жидкости и распыливающего газа. По перепаду давления пнев-
матические форсунки делятся на форсунки низкого давления
(Рж=30—200 кПа; Рг=10—25 кПа; удельный расход газа
Пгуд = 10—16 кг/кг), высокого давления (Рж=5—500 кПа; Рг=
= 0,10—0,60 МПа; туд=0,3—1 кг/кг) и пневмогидравлические
(Лк=0,05—0,5 МПа; Рг=50—200 кПа; туд=0,02—2 кг/кг).
По месту контакта распыливаемой жидкости и распыливаю-
*Цего газа пневматические форсунки делят на форсунки внеш-
него и внутреннего смешения. В форсунках внешнего смешения
159
взаимодействие потоков и собственно процесс распиливания
происходят за пределами форсунки, в непосредственной близо-
сти от сопла, под действием разности скоростей распиливаемой
жидкости, распыливающего газа и окружающей среды. В фор-
сунках внутреннего смешения потоки взаимодействуют перед
истечением из форсунки, обычно в концевом объеме внешнего
тазового (воздушного) сопла, длина которого несколько боль-
ше, чем внутреннего жидкостного. Из сопла вытекает газожид-
костная смесь, и образовавшиеся при внутреннем смешении пер-
вичные крупные капли в результате взаимодействия с окружа-
ющей средой распадаются на более мелкие.
По распределению массы распыливаемой жидкости и распы-
ливающего газа пневматические форсунки могут быть одно- и
многоструйными. В одноструйных форсунках взаимодействует
только одна струя жидкости с одной струей газа. Такие форсун-
ки могут быть внешнего и внутреннего смешения. Многоструй-
ные форсунки обычно выполняют по одному из двух вариантов.
По первому варианту жидкостная струя (движущаяся по внут-
реннему кольцевому каналу) омывается с двух сторон газовы-
ми струями (первая течет по внутреннему цилиндрическому ка-
налу, вторая — по внешнему кольцевому); такие форсунки на-
зывают двухсторонними. По второму варианту газовая струя
взаимодействует с несколькими втекающими в нее струями
жидкости, т. е. выполняется несколько ступеней смешения. Та-
кие форсунки называют многоступенчатыми; они могут быть
только внутреннего смешения.
В зависимости от направления движения жидкости и газа
перед взаимодействием пневматические форсунки реализуются
по-разному. По этому признаку можно выделить форсунки с од-
нонаправленным, встречным и перекрестным движением пото-
ков.
По характеру движения потоков перед распыливанием (что
в значительной мере определяет форму факела распыла) пнев-
матические форсунки делят на прямоструйные и вихревые.
В прямоструйных форсунках жидкость и газ вытекают из ка-
налов в виде сплошной (цилиндрической, кольцевой или плос-
кой) струи. В вихревых форсунках жидкости или газу, или обо-
им потокам перед их взаимодействием придается вращательное
движение — противоположное или однонаправленное.
7.2. ДИСПЕРСНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ФОРСУНОК
Связь.медианного диаметра капель с основными параметрами
жидкости и газа, подводимых в форсунку, можно представить
в виде
dM~f (ражрьжвср1гт?г) (7.1)
Анализ большинства известных работ показывает, что значения
констант a, b, с, I, f колеблются в'весьма широких пределах. Это
160
Рис. 7.1. Зависимость медианного диаметра капель от скорости истечения га-
зожидкостной смеси.
Рис. 7.2. Зависимость относительного медианного диаметра капель от скоро-
сти истечения газожидкостной смеси.
еще раз подтверждает сложность явлений, происходящих в
пневматических форсунках, существенное влияние конструктив-
ного оформления распылителя и особенностей, обусловливаю-
щих принадлежность форсунки к тому или иному классу по
каждому из пяти основных признаков.
В этой связи целесообразно использовать полученные для
различных схем распылителей эмпирические зависимости, из
которых следует, что при диспергировании жидкости пневмати-
ческими форсунками основным параметром, влияющим на дис-
персность факела, является скорость истечения газожидкостной
смеси к/см.
Влияние о)см, удельного расхода газа и физико-химических
свойств потоков на медианный диаметр можно представить в ви-
де эмпирического уравнения [93, 226]:
^мРги'2см / ^смРж , Ю’Рг \ / тжРжож'’г
л =('к л I I 1 Т П |( ,, J I'-2)
°ж \ °ж J \ Рж J \ "ж J
где ож — поверхностное натяжение жидкости; р» и рг; V» и vr — плотность
и вязкость соответственно жидкости и газа.
На рис. 7.1 показана зависимость dM=f(wCM), полученная по
уравнению (7.2) при подводе в форсунку воды и воздуха для
значений Ск= 1,65, тж = 0,1 кг/с, Рг=300 кПа. Из графика сле-
дует, что с увеличением о>см диаметр капель уменьшается.
Расчеты показывают, что при изменении плотности и расхо-
да газа зависимость, представленная на рис. 7.1, меняется не-
значительно. Если плотность рг возрастает даже в 20 раз, то
медианный диаметр dM уменьшается всего на 4,2%. Так же ма-
ло влияет и изменение массового расхода газа: при изменении
вдвое медианный диаметр изменяется лишь на 5,9%- Объяс-
няется это тем, что диспергирование жидкости происходит толь-
ко до определенного значения отношения тг!тк. Дальнейшее
11—161
161
увеличение массы газа практически не влияет на качество рас-
пыливания и способствует только увеличению дальности поле-
та капель и росту энергозатрат.
Для определения dM целесообразно использовать уравнение,
полученное в работе [63]:
4/м/4с= 0,817^-°,585 (7.3)
где wcil =—ру——;
и жидкости.
тг
отношение расходов распиливающего газа
k
Уравнение (7.3) справедливо как для пневматического, так и
для гидравлического распыливания. При гидравлическом распи-
ливании (й=0 и а>г=0) оно принимает вид:
dM/dc= 0,817шж-°Л8^ (7.4)
Обобщения, представленные в виде зависимостей (7.3) и (7.4),
справедливы для распылителей с различными геометрическими
характеристиками, работающих с подводом и без подвода рас-
пиливающего воздуха, при следующих параметрах: Рж= (3—
—30) - [О2 кПа; Рг= (0,5—6) -102 кПа; &=0,15—0,54. Однако сле-
дует отметить, что показатель степени при скорости w у различ-
ных авторов находится в пределах п=0,34—0,7.
На рис. 7.2 приведены расчетная кривая dM/dc=f(u>CM), по-
строенная по формулам (7.3) и (7.4), и результаты испытаний
форсунки [63]. Анализ кривой показывает, что в области wCM=
= 10—80 м/с происходит резкое снижение dv, а далее, при
к’см>80 м/с, оно быстро замедляется. Следовательно, для
дальнейшего уменьшения медианного диаметра требуется зна-
чительное увеличение тг.
Для определения медианного диаметра капель у низконапор-
ных пневматических форсунок рекомендуются эксперименталь-
ные зависимости, полученные в работе [25]:
_ при 1/Ьр = Г< 0,005
dM/dc=2C0We-o,« (7.5)
при изменении Г в диапазоне от 0,005 до 0,5
= 2 (Со + 1,24Lp-o,62) We-o,® (7.6)
при Г>0,5
dM/dc = 2 (Со + 0,94Lp-°.26) We-®»® (7.7)
Формулы (7.5) — (7.7) справедливы для значений критерия
Г = 4,5-10~5 — 7,25 и значений (dM/dc)We-0’45 = 0,77—2,4. Как
видно из рис. 7.2 результаты экспериментов удовлетворительно
описываются уравнениями (7.3) — (7.5).
Влияние скорости газожидкостной смеси на медианный диа-
метр капель можно также оценить степенной зависимостью
dM=f(wnCM), где показатель п = — (0,6—1) [25, 220].
Более детальные исследования, выполненные на модельной
жидкости — подогретом парафине, приведены на рис. 7.3. Из
162
Рис. 7.3. Зависимость относительного медиаииого диаметра капель от удель-
ного расхода распыливающего агента:
с, б —для форсунок соответственно с внешним н внутренним взаимодействием потоков;
I и 2 — по данным [127]; 3 и 4 — по данным [226].
графиков следует, что расход воздуха влияет на качество рас-
пыливания до определенных значений отношения тг/тж, зави-
сящего от конструкции распылителя. Эти соотношения состав-
ляют 0,6—1,0 при внешнем взаимодействии потоков (рис. 7.3, а)
и примерно 6 — при взаимодействии потоков внутри форсунки
(рис. 7.3,б).
Качество диспергирования зависит не только от скорости ис-
течения газожидкостной смеси, но и от удельной энергии распы-
ливающего агента. Эффективность использования удельной
энергии определяется в значительной степени конструкцией рас-
пылителя, его геометрическими размерами и взаимодействием
потоков. -С увеличением площади контакта распыливающего
агента с жидкостью энергия газовой струи используется полнее.
Степень воздействия распыливающего агента на пограничный
слой жидкости повышается с уменьшением сечения газовой
струи при сохранении неизменной удельной энергии [63]. На-
пример, для пневматической форсунки с поперечной подачей
распыливающего газа (рис. 7.4) с уменьшением расхода жидко-
сти кривые dM=f(EB), где Ев— энергия распыливающего возду-
ха, проходят ниже. Если эти данные представить в координатах
£?м=/(ев), где ев — удельная энергия распыливающего воздуха,
приходящаяся на 1 кг жидкости, то все три кривые могут быть
представлены одной кривой (пунктирная линия на рис. 7.4).
На качество диспергирования оказывает заметное влияние
и то, в каком виде жидкость покидает распылитель.
Для форсунок с пленочным истечением жидкости в работах
[91, 92] получена зависимость dK от величины обобщенного
критерия подобия П. Он учитывает удельную энергию распыли-
вающего газа (er=mrWr2/mx2g), периметр взаимодействующих
потоков (Рп=2л/?о), радиус Ro или толщину б жидкостной
струи, вязкость жидкости vK;
n=erPuRoS/v^ (7.8)
Результаты обработки опытных данных [25, 81] для форсу-
н°к, в которых жидкость подается сплошной струей по • цент-
Ifi.4
ральному каналу, а распыливающий агент — по коаксиальному
кольцевому сечению (форсунка Шухова), и для распылителей
с истечением- жидкости в форме пленки или полой струи при од-
ностороннем подводе распыливающего агента представлены на
рис. 7.5. Из рисунка следует, что для каждой форсунки имеется
своя зависимость, определяемая конструкцией форсунки и коэф-
фициентом использования энергии. Для указанных схем форсу-
нок этот коэффициент равен соответственно 0,01 и 0,001.
Для определения медианного диаметра капель в центробеж-
ных пневматических форсунках рекомендуется зависимость, в
которой экспериментальные данные аппроксимированы выраже-
нием [81]:
4» \М
-2- ) WcM-o,»
du = C
Опыты проводились при соотношениях тг/тж = 0,13—1,7. Дав-
ление распыливающего воздуха составляло 6-102 кПа.
Как известно, распад струй (сплошных и полых) под воз-
действием воздушного потока происходит с отрывом отдельных
частиц при числах Вебера We>10, что и имеет место в пнев-
матических форсунках. Распад жидкостных струй происходит
под действием волн малой длины (по сравнению с толщиной
струи).-При этом размеры образующихся капель пропорцио-
нальны длине волны и выражаются зависимостью [14]:
d ss X = Зла/ржК^см (7.9)
Очевидно, и для последующих капель эта зависимость долж-
на сохраниться, но поперечный размер струи уменьшится на зна-
чение, пропорциональное длине волны. После смешения воздуш-
ного потока с частицами жидкости, оторвавшимися от поверх-
1^,Дж/кг
Рис. 7.4. Зависимость медианного диаметра капель от энергии £в и удельной
энергив е„ распыливающего агента.
Рис. 7.5. Зависимость относительного медианного диаметра капель от крите-
рия подобия при истечении жидкости в виде пленки (/) и в виде поло
струи (II, III).
Рис. 7.6. Зависимость медианного диаметра капель от критериев (н/Нпл)2 и
П для форсунок с истечением жидкости в форме полой струи.
ности струи, относительная скорость уменьшится, и следующий
* слой жидкости распадется на капли большего размера. Образо-
вавшийся поток можно, в первом приближении рассматривать
как струю газа с переменной плотностью или с тяжелыми при-
месями. Для таких случаев на основании теории турбулентных
струй предложена следующая зависимость энергии струи от
расстояния до оси [91]:
PfK'iVPmK'm = exp [—1,42 (r,a/)2] (7.10)
где I — расстояние от полюса струи до оси потока; а — опытный коэффици-
ент, зависящий от начальной турбулентности потока; pm, wm — плотность и
скорость струи на оси.
Согласно уравнениям (7.9) и (7.10), средние размеры ка-
пель, образующихся при разрушении каждого элементарного
кольцевого слоя, увеличиваются к.центру струи. Следовательно,
распределение капель средних размеров по сечению факела
должно характеризоваться зависимостью, аналогичной выраже-
нию (7.9).
Обработка опытных данных по распыливанию жидкостей
пневматической форсункой типа форсунки Шухова [91] пока-
зала, что распределение капель по сечению может быть пред-
ставлено прямой линией (рис. 7.6,а):
In (d,7dmin) = k (1 — г,-2/г2тах) (7.11)
где di — средний диаметр капель на расстоянии П от оси форсунки; dmtn —
средний диаметр капель на периферии струи; гШа« — максимальный радиус
струи; G — расстояние от оси струи до рассматриваемого сечения; k — опыт-
ный коэффициент (для указанного случая /г=0,6).
Среднемассовый диаметр капель, полученных при распаде
струи, определится из соотношения:
п гшах
^жР«2л J difidri
=------------------------------------------------- (712)
где ш — масса капель диаметром d.; Gt — общая масса капель данной вы-
борки.
16$
Для сплошной струи значение г, изменяется от Ro до нуля;
соответственно
. ЩкржлКо^пнпехр (*r — 1) ,,
а'~ kfit I7-13)
Для полой струи изменяется от /?н до Rn—6. Пренебрегая
толщиной пленки, малой по сравнению с ее диаметром, получим:
, п ехР — 1) .
----------- <7’14>
где 7?н — наружный радиус жидкостной пленки.
При одинаковых значениях С,-, начальных условиях и рав-
ных значениях воздействующих на жидкость сил у струй и у
пленок внешний слой распадается на капли равных размеров.
Тогда при равенстве скоростей жидкостных потоков получим со-
отношение de /dr=S{JSr, откуда следует, что в подобных процес-
сах безразмерный параметр, содержащий средний размер ка-
пель, записывается в виде отношения
dr (6)/V (в) (7.15)
На рис. 7.6,6 представлена зависимость d//S от критерия П
для пневматических форсунбк с истечением жидкости в форме
полой струи (точки /) и пленки (точки 2 и 3). Видно, что все
опытные точки практически объединяются одной кривой, из ко-
торой следует, что при увеличении П отношение dft/S уменьша-
ется.
При распыливании жидкости форсунками с внешним взаимо-
действием потоков коэффициент для однотипных форсунок
(струйных или пленочных) принят неизменным. Если для струй-
ных форсунок его принять равным g, то для других схем форсу-
нок он будет равен произведению £=££ (где g— относительный
коэффициент).
Введение коэффициента позволяет объединить в одну кри-
вую опытные точки для различных форсунок с внешним взаимо-
действием потоков. Аналитическое выражение этой кривой име-
ет вид:
d/V&~= АП" (7.16)
При этом для струйных форсунок £•=!, а для форсунок с исте-
чением жидкости в форме полой струи или пленки g=2,5.
При диспергировании моделирующих жидкостей (смеси гли-
церина с водой либо подогретого парафина) в пневматических
форсунках с подводом распыливающего агента (воздуха или
пара) в кольцевое сечение, расположенное вокруг сплошной
жидкой струи (рис. 7.7, точки /), получены [91] следующие
значения опытных коэффициентов в уравнении (7.16): А=18,0;
п =—0,27 (при £=1). -

I Рис. 7.7. Зависимость относительного
медианного диаметра капель от кри-
терия подобия для форсунок с внеш-
ним взаимодействием потоков при
I различной форме истечения жидко-
сти:
/ — в форме сплошной струи; 2 — в форме
полой струи; 3, 4 — в форме пленкн соот-
ветственно при одностороннем (наружном)
и двухстороннем (наружном и внутреннем)
подводе распиливающего агента.
При подаче жидкости по наружному кольцу, а распиливаю-
щего агента — по центральному каналу (рис. 7.7, точки 2), а
также при распиливании жидкой пленки, образованной танген-
циальным завихрителем, под действием воздуха как снаружи
(рис. 7.7, точка 3), так и с обеих сторон (рис. 7.7, точки 4) зна-
чения коэффициентов А и п не изменились (при £=2,5).
Таким образом, использование критериальной зависимости
(7.16) позволяет обобщить опытные данные по распиливанию
жидкостей пневматическими форсунками различных конструк-
ций с наружным взаимодействием потоков, и сложная многомер-
ная связь качества распыливания со многими параметрами при-
водит, как отмечается в работе [14], к аналитической зависи-
мости двух безразмерных критериев. Параметры, входящие в
эти критерии, в процессе экспериментальных исследований из-
менялись в широких диапазонах: диаметр жидкостного сопла—
0,5—6,75 мм; сечение для прохода распиливающего агента —
2,9—44 мм2; расход жидкости — 25—586 кг/ч; удельный расход
распыливающего агента — 0,05 —3,14 кг/кг; скорость распилива-
ющего агента — 43—ЗЮ м/с, плотность жидкости — 745—
1120 кг/м3; кинематическая вязкость жидкости — 3,7—6,5 м2/с.
Для наиболее распространенных схем форсунок, испытанных
в Достаточно широком диапазоне изменения параметров, полу-
чены одни и те же значения опытных коэффициентов: А = 18,0;
п=— 0,27.
Приведенные зависимости позволяют для пневматических
распылителей с различными схемами смешения потоков полу-
чить дисперсные характеристики, определяющие распыл как не-
которую совокупность частиц различных размеров.
7.3. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ ФОРСУНОК
Приступая к конструированию или выбору схемы пневматиче-
ской форсунки, необходимо иметь в виду ряд закономерностей,
рассмотренных в предыдущем параграфе.
Наиболее существенное влияние на дисперсность распыла
оказывают скорость истечения газожидкостной смеси и удель-
167
ный расход распыливающего агента. Наибольшая скррость обес-
печивается в прямоструйных форсунках высокого давления. Од-
нако такие распылители создают узкий факел с большой даль-
нобойностью, причем увеличение удельного расхода газа влечет
за собой и увеличение дальнобойности. Дальнобойность умень-
шается в форсунках низкого давления, но в них для достижения
высокой дисперсности приходится увеличивать удельный расход
газа.
Попытки увеличить размеры факела обычно связаны с за-
кручиванием потоков. При этом нужно иметь в виду следующее.
При закручивании любого из потоков уменьшается осевая со-
ставляющая его скорости. Следовательно, закручивание газово-
го потока нежелательно, так как приводит к снижению относи-
тельной скорости и (при прочих равных условиях) к ухудшению
дисперсности. Особенно нежелательно закручивание потоков во
встречных направлениях. При этом не только уменьшается от-
носительная скорость, но и при взаимодействии потоков проис-
ходит взаимное гашение закручивания, на что затрачивается
значительная часть подведенной энергии.
Таким образом, для получения широкого факела наиболее
целесообразно использовать один из трех путей: закручивать
жидкостный поток, а газ подавать через кольцевой конически
расходящийся канал; устанавливать на пути факела дефлектор;
подавать потоки газа и жидкости с закручиванием и под углом
друг к другу.
При подаче жидкости тонким слоем она распыливается луч-
ше, чем сплошная цилиндрическая струя. Это подтверждается
рядом работ, например 1[132, 165], и учтено в некоторых схемах
форсунок с дефлектором.
Форсунки внутреннего смешения. На рис. 7.8, а показана
форсунка с осевым подводом жидкости и закручиванием газа.
Особенность этой схемы распылителя состоит в том, что на вы-
ходном участке внешней трубы установлена втулка, образую-
щая с внутренней трубой кольцевой зазор для подсасывания го-
рячего газа из сушильной камеры, который смешивается затем
с распыливающим воздухом. Площадь кольцевого зазора со-
ставляет 25% от площади воздушного сопла. Расход жидкости
достигает 50—70 т/ч.
На рис. *7.8, б, в показаны схемы пневматических форсунок
с подводом компонентов под углом. В таких форсунках обеспе-
чивается достаточно хорошее диспергирование жидкостей, в
том числе и суспензий с большой вязкостью. На рис. 7.8, б пред-
ставлена форсунка внутреннего смешения малой производитель-
ности (до .200 кг/ч). В ней жидкий компонент подводится в виде
полой цилиндрической струи по наружному периметру корпуса,
а распыливающий агент — по внутреннему периметру струи-
В форсунке, показанной на рис. 7.8, в, наоборот, жидкий компо-
нент подводится в виде сплошной струи, а распыливаемый
агент — по ее наружному периметру. Диспергированная жид*
168
Рис. 7.8. Схемы пневматических форсунок внутреннего смешения:
а — с осевым подводом жидкости и воздуха, закручиваемого в спиральном завихрителе
[189]; 1— тангенциально встроенный патрубок с соплом Лаваля; 2, 6 — внешняя и внут-
ренняя труба; 3, 4 — сопла; 5 — спиральный завихритель; 7 — втулка; б, в — с двухсто-
ронним подводом соответственно жидкости и газа; 1 — сопло с наклонными отверстиями;
2 — камера смешения; г — с закручиванием жидкости и односторонним подводом газа;
/ — тангенциальные каналы; 2—сопло; 3 — дефлектор;4 — кольцевые полости; д —с за-
кручиванием жидкости и двухсторонним подводом воздуха; 1,5 — каналы для подвода
к жидкости; 2— сопло; 3 —дефлектор; 4 — тангенциальные каналы; 6 — втулка.
кость вытекает из нескольких наклонных сопловых отверстий
изолированными струями.
На рис. 7.8, г, д приведены схемы форсунок внутреннего сме-
шения с дефлектором. Производительность каждой из них со-
ставляет примерно 500 кг/ч. Вращательное движение жидкости,
поступающей в форсунку (рис. 7.8,г), создается тангенциальны-
ми отверстиями, равномерно расположенными по диаметру соп-
лового наконечника. Воздух подводится к жидкости со стороны
её внутренней поверхности. В форсунке, показанной на
рис. 7.8, д, для усиления распыливающего действия воздуха его
подводят к кольцевой пленке жидкости с внутренней и наруж-
ной сторон пленки —через зазор, образованный корпусом фор-
сунки и втулкой, и через отверстия, расположенные во втулке.
Форсунки внешнего смешения. Представляет интерес пока-
занная на рис. 7.9, а схема форсунки, на выходном торце кото-
рой расположен насадок с кольцевой камерой в форме полого
т°ра, переходящего на выходе в плоский диск, расположенный
Перпендикулярно оси форсунки.
169
Рис. 7.9. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения:
с — с двухсторонним подводом воздуха [23] (/ — кожух; 2 —вставка; 3 — центробежный
контур, 4 — насадок; 5 — кольцевая камера); 6 — с односторонним подводом воздуха
4145] (/— корпус, 2— вставка; 3 — лопатки; 4 — сопло).
Насадок имеет два тангенциальных канала для подвода рас-
пыливаемой жидкости. Форсунка обеспечивает производитель-
ность около 4000 кг/ч при достаточно низких давлениях распы-
ливающего и распыливаемого агентов: 0,3—0,4 МПа для возду-
ха и 0,1—0,35 МПа для жидкости.
Особенность схемы заключается в том, что подводимый воз-
дух разделяется на два потока, так что один подводится сна-
ружи центробежного контура и дополнительно распиливает
диспергируемую жидкость.
На рис. 7.9,6 изображена форсунка с закручиванием жидко-
сти в наклонных каналах, выполненных на вставке. В сужаю-
щемся кольцевом канале закреплены профилированные лопат-
ки для подвода воздуха. У кромки сопла жидкость встречается
с закрученным воздухом и дробится.
Для распыливания жидкостей при обезвоживании и сушке
суспензий, пульп и растворов, содержащих твердые фракции,
представляет интерес форсунка с закручиванием жидкости и
воздуха (рис. 7.10,а). Надежная работа ее достигается тем, что
форсунка снабжена расположенным соосно с камерой закручи-
вания жидкости и охватывающим ее распределительным стака-
ном с заостренными кромками, внутренний диаметр которого
равен диаметру Конусообразной насадки. В этой форсунке жид-
кость выходит из камеры закручивания в виде полого конуса с
углом раскрытия 100—170°, распространяется в полости распре-
делительного стакана, касаясь его стенок, меняет направление
и стекает с острых кромок, падая на основание струи воздуха,
вытекающей из кольцевой щели.
На рис. 7.10,6 показана схема форсунки внешнего смешения
с осевым подводом жидкости и воздуха, закрученных соответст-
170
Рис. 7.10. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения:
а — с закручиванием жидкости и воздуха [26]: 1 — камера закручивания; 2 — тангенци-
альный ввод жидкости; 3— распределительный стакан; 4—шиек; 5 — воздушная каме-
ра; 6 — кольцевая щель для выхода воздуха; 7 — канал для подвода воздуха; б — с
закручиванием жидкости н воздуха: 1 — шиек; 2, 5 — камеры закручивания воздуха и
I жидкости; 3, 4 —сопла; 6 —с двухсторонним подводом воздуха [19]: 1, 2 — наружный
и внутренний коллекторы для подвода распыливающего агента; 3 — кольцевой канал
для подвода диспергируемой жидкости; <5 — наклонные газовые сопла; г — схема взаи-
модействия потоков.
венно в тангенциальных каналах и шнеке. Исследована [127]
работа двух вариантов такой форсунки, отличающихся геомет-
рическими размерами проточной части. Диаметры выходных со-
пел для жидкости составляли соответственно 2,7 и 3,2 мм, для
газа — 5,5 и 9,6 мм, диаметры тангенциальных каналов — 1,25 и
1,5 мм. Форсунку испытывали при давлениях жидкости (воды)
0,1—0,3 МПа и воздуха —0,09 и 0,13 МПа.
Опыты показали, что в первом варианте медианный диаметр
капель 30—34 мкм достигается при удельном расходе воздуха
2,35—4, во втором — при 4,5.
В форсунке, приведенной на рис. 7.10, в, обеспечивается дву-
сторонний подвод воздуха к струе диспергируемой жидкости.
171
Рнс. 7.11. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения с дефлекто-
ром:
а. — с подводом жидкости по кольцевому каналу и закручиванием распиливающего аген-
та [132]: 1— кольцевой канал; 2— дефлектор; 3 —торцевой зазор; 4 — шиек; б — с тан-
генциальным подводом жидкости: 1 — полая трубка; 2 — наконечник; 3—коническая
втулка с перфорированными стейками; 4— дефлектор; в—дефлекторы с различными
формами отражающих поверхностей; г — с двухсторонним подводом и закручиванием
воздуха [130]: 1 — шиек; 2 — сопло; 3— конус; 4 дефлектор; 5 — щелевой канал для
выхода воздуха; 6 — окно для подвода вторичного потока воздуха; д — без закручивания
воздуха [131]: 1— сопло; 2 — дефлектор с отверстиями; 3, 4 — отверстия для подвода
воздуха
Распылитель содержит коллекторы с расположенными под уг-
лом соплами для подачи газа, между которыми имеется кольце-
вая щель для подвода жидкости. Струи распиливающего аген-
та, истекающего из наклонных сопел, образуют два потока,
между которыми подводится жидкость (рис. 7.10,г). Один по-
ток— в виде сходящегося конуса — направляется в центральную
зону факела распиливаемой "жидкости, а другой — в виде рас-
ходящегося конуса — в периферийную. Внутри конусов образу-
ются зоны с пониженным статическим давлением, способствую-
щим равномерному распределению капель вытекающей из ще-
ли жидкости по всему сечению факела.
Примеры форсунок внешнего смешения с дефлектором при-
ведены на рис. 7.11. Форсунка, показанная на рис. 7.11, а, рабо-
172
тает следующим образом: воздух, проходя по многозвходному
щнеку, закручивается и встречается с жидкостью, поступающей
по кольцевому каналу и торцевому зазору. Угол факела в виде
полого конуса формируется углом конусности дефлектора.
Форсунка, показанная на рис. 7.11,6, испытана при сушке
синтетических латексных полимеров. Правильный подбор де-
флектора обеспечил высокую степень заполнения объема су-
шильной камеры факелом распыла.
На рис. 7.11, в показаны варианты дефлекторов с различной
формой отражающих поверхностей. Видно, что эта форма суще-
ственно влияет на угол факела распыла. Опыты показали так-
'же, что изменение давления распыливающего воздуха оказыва-
ет заметное влияние на дисперсность распыла. Например, при
сушке распыливанием латекса полиметилметакрилата средний
поверхностно-объемный диаметр частиц составлял 7 мкм при
давлении 100 кПа, 6,15 мкм — при 200 кПа и 5,7 мкм — при
300 кПа.
Особенностью форсунок с дефлектором является незначи-
тельная зависимость дисперсности распыла от рабочей нагруз-
ки по распиливаемой жидкости. В опытах |[185] эту нагрузку из-
меняли от 3,6 до 18 кг/ч, однако заметного изменения дисперсно-
сти обнаружено не было.
В двух других конструктивных схемах (рис. 7.11, г, 6) сжа-
тый воздух, поступающий для распиливания жидкости, распре-
деляется на первичный и вторичный в соотношении примерно
3: 1, и струя жидкости омывается этим потоком. Двойной обдув
улучшает тонкость распыла, так как при этом усиливается воз-
мущающее воздействие воздуха на пленку и она распадается
на очень мелкие частицы. В конструкции форсунки, показанной
на рис. 7.11, г, вязкая жидкость поступает по центральному ка-
налу и переходит в кольцевой зазор, образованный многозаход-
ным шнеком с профилированной гайкой, установленными в
средней части цилиндрической трубы. На конце цилиндрической
трубы размещены конус и дефлектор, образуя кольцевой зазор.
Воздух поступает в форсунку по центральному’ каналу, а далее
часть его (первичный воздух) проходит по шнеку. Вращающий-
ся поток воздуха, выходя из сопла, увлекает за собой вязкую
жидкость, предварительно ее распыливая. Дополнительное дроб-
ление осуществляется вторичным потоком воздуха, поступаю-
щим через окно и центральную трубу.
Окончательно факел жидкости формируется воздухом, пода-
ваемым через кольцевую щель, образованную конусом и де-
флектором. Этот воздух не только обеспечивает дополнительное
распыливаиие жидкости, но и предотвращает попадание ее на
дефлектор, т. е. в случае агрессивной жидкости предотвращает
его износ.
На рис. 7.11,6 изображена форсунка с подачей жидкости по
Центральному каналу. Воздух подводится по двум боковым ка-
налам и поступает в кольцевой зазор, образованный соплом и
173
Рис. 7.12. Схемы пневматических форсунок
с пористым вкладышем [9]:
а — цилиндрическим; б — коническим; 1 — корпус;
2 — сопло; 3 — вкладыш.
Рис. 7.13. Схема форсунки с регулируемой фбрмой факела:
1. 3, 9 — каиалы для подвода жидкости и газа; 2 — колпачок; 4 — поршень; 5 — корпус;
6, 7 — распределительный клапан; 8 — игла; 10 — головка.
центральным стержнем. При этом часть его проходит через от-
верстия, расположенные на концах дефлектора, увлекая за со-
бой жидкость и предварительно ее распыливая. Дальнейшее
формирование факела и дополнительное дробление капель осу-
ществляется воздухом, подаваемым через отверстия, располо-
женные в дефлекторе вблизи сопла. Уменьшение дальнобойно-
сти факела достигается разделением потока воздуха на несколь-
ко мелких струй.
Расход жидкости, форма и структура факела, распыленного
такой форсункой, могут изменяться в широких пределах путем
установки соответствующих сопел, выбором диаметров отвер-
стий, диаметра и формы дефлектора.
У форсунки с дефлектором диаметром 100 мм, на концах ко-
торого расположено (в 2 ряда) 22 отверстия диаметром 1,5 мм,
а вблизи сопла — 48 отверстий (по 24 в каждом ряду), при дав-
лении подаваемой жидкости 30—40 кПа и давлении воздуха
400 кПа диаметр поперечного сечения факела составляет 2,5 м,
а дальнобойность — 4 м.
У форсунки с дефлектором диаметром 120 мм (на тех же ре-
жимах) диаметр факела достигает 1,5 м, а его длина «3 м.
При уменьшении диаметра дефлектора диаметр поперечного се-
чения факела значительно уменьшается, а его дальнобойность
возрастает. Так, при установке дефлектора диаметром 40 мм
диаметр факела составляет 2,5—2,8 м, а его длина увеличива-
ется примерно в 2,5 раза и составляет 8 м.
Опыты, выполненные при подаче вязкой агрессивной жидко-
сти (полученной смешением фосфорной муки и фосфорной кис-
174
лоты в соотношении 1:2,8; плотность смеси 1,5 г/см3), показа-
ли, что пневматическая форсунка, изображенная на рис. 7.11,г,
обеспечивает расход жидкости до 2000 кг/ч, а форсунка с пода-
чей воздуха по центральному каналу (рис. 7.11,5) — 1500 кг/ч
при удельном расходе воздуха 0,5—0,6 кг.
В последние годы появились пневматические распылители,
обеспечивающие получение мелкодисперсных двухфазных жид-
костных потоков и аэрозолей с диаметром капель 10—15 мкм.
На рис. 7.12, а изображена форсунка с цилиндрическим по-
ристым вкладышем, на рис. 7.12,6 — с коническим вкладышем.
Вкладыш изготовляют методом порошковой металлургии из
гранул различного фракционного состава (0,5—0,12 мм). При
выполнении вкладыша с уменьшающейся по длине зернистостью
возрастает число микроструй двухфазного потока в выходном
сечении вкладыша, что дополнительно повышает дисперсность
распыливания примерно в 2 раза.
При подаче в коллекторы компонентов, передаваемых по
микроканалам вкладыша, жидкость под действием обтекающе-
го гранулы газа теряет сплошность и истекает с торца вклады-
ша в виде капель. Если жидкостной коллектор параллелен оси
форсунки, а газовый перпендикулярен, предотвращается образо-
вание периферийной жидкостной пленки и обеспечивается
спектр распыливания, близкий к монодисперсному.
В некоторых отраслях химической промышленности нашли
широкое применение пневматические форсунки с регулируемой
производительностью и формой факела. Подобные форсунки ис-
пользуют в ленточных сушилках для сушки каучука в порошке
с целью уменьшения прилипания каучука к ленте. Одна из схем
регулируемой форсунки представлена на рис. 7.13 (подробное
описание характеристик этой форсунки дано в рабрте [127]).
Давление рабочей жидкости в форсунке определяется источ-
ником питания, а ее расход (при постоянном давлении подавае-
мой жидкости)—положением регулирующего колпачка. Расход
жидкости может изменяться в достаточно широких пределах в
зависимости от положения регулирующего колпачка форсунки
и давления жидкости.
Форсунка позволяет изменять расход рабочей жидкости бо-
лее чем в 20 раз — от 5 до 110 кг/ч — при изменении давления
подаваемой жидкости от 100 до 800 кПа.
Опыты показывают, что при расходе жидкости порядка
90 кг/ч и давлении воздуха 500 кПа медианный диаметр капель
составляет 40 мкм, а при давлении 600 кПа — 38 мкм. При
уменьшении расхода жидкости до 37 кг/ч размеры капель
уменьшились до 30 мкм (при тех же параметрах воздуха).
Глава 8
АКУСТИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ
8.1. РАСПАД ЖИДКОСТИ В ПУЛЬСИРУЮЩЕМ
ГАЗОВОМ ПОТОКЕ
В настоящее время нет четких представлений о механизме воз-
действия колебаний газовой среды на распад жидкой пленки
или струи, вытекающей из акустической форсунки. Одни иссле-
дователи объясняют распыливание возникновением на поверх-
ности жидкости капиллярных волн, вершины которых при до-
стижении определенной амплитуды отделяются от поверхности
жидкости в виде капель. По мнению других авторов, распыли-
вание обусловлено возникновением кавитации с периодическим
образованием во время полуцикла разрежения в пленке неболь-
ших полостей, заполненных парами жидкости. Разрушение этих
полостей во время полуцикла сжатия вызывает сильные удар-
ные волны, разрушающие поверхность жидкости и приводящие
к распиливанию.
Экспериментально установлено, что капиллярно-волновой ги-
потезой вполне удовлетворительно можно объяснить закономер-
ности распыливания слоя жидкости ультразвуковыми колеба-
ниями в диапазоне частот 13—3000 кГц. В области ультразву-
ковых колебаний частотой выше 3000 кГц процесс распылива-
ния жидкости обусловлен наряду с капиллярно-волновыми эф-
фектами еще и кавитацией. Расчеты [152] показали, что ампли-
туда ударной волны, возникающей при схлопывании кавитаци-
онного пузырька и распространяющейся в слое жидкости при
частоте накладываемых колебаний 2 МГц, вызывает такое вер-
тикальное смещение, которое может возбудить на поверхности
жидкости стоячие капиллярные волны конечной амплитуды и
вызвать образование капель. При уменьшении частоты колеба-
ний амплитуда ударной волны уменьшается. Поскольку частоты
накладываемых колебаний в форсунках с акустическими излу-
чателями не превосходят нескольких сотен килогерц, по-види-
мому, капиллярно-волновая гипотеза в данном случае наиболее
приемлема.
Вместе с тем акустические волны (т. е. волны разрежения—
сжатия) не могут непосредственно приводить к образованию ка-
пель. Действительно, если считать, что длина волны сравнима
с диаметром капли, т. е. если то для образования капель
диаметром 20 мкм (2-10-5 м) требуются частоты порядка с/Хж
» 103/(2-10~5) =50 МГц, в то время как известно, что при ча-
стотах в несколько кГц ультразвуковые распылители позволяют
получать капли размером несколько микрон. Поэтому правиль-
нее считать, что накладываемые извне колебания являются ис-
точником дополнительных возмущений, которые, в свою очередь,
влияют на различные факторы, в том числе на уменьшение мас-
176
рис. 8.1. Схема течения жид-
кости и газа в акустической
форсунке:
£ — схема растекания пленки; б —
[распределение скорости в жидкости;
— расчетная схема течения; г —
Изменение профиля скорости в жид-
кости.
штаба турбулентности,
увеличение частоты по-
верхностных колебаний и
на другие факторы, при-
водящие к распаду струй
(пленок) жидкости, что
улучшает качество рас-
пыливания.
Существуют две гипо-
тезы, объясняющие меха-
низм генерации звуковых
колебаний. Согласно пер-
вой, основанной на ре-
лаксации колебаний скач-
ка уплотнения [78], взаи-
модействие постоянно существующего потока газа и периодиче-
ски действующего обратного потока (вызванного опорожнением
резонатора) приводит к пульсации газа между резонатором и
скачком уплотнения. Автор второй гипотезы [116], эксперимен-
тально исследовав явления, происходящие в струе при ее тормо-
жении, показал, что возникновение автоколебательного. процес-
са носит резонансный характер.
Независимо от причин возникновения звуковых колебаний
газового потока его акустическая энергия и интенсивность воз-
действия ее на жидкость в значительной мере определяются кон*
струкцией распылителя.
Согласно теории Линя [204], при наложении внешних коле-
баний на струю жидкости пульсации пограничного слоя проис-
ходят со сдвигом по фазе и с большей частотой, чем возмуща-
ющие колебания. Можно также показать, что наложенные
пульсации изменяют осредненный профиль скоростей.
В работе [57] проанализирована потеря устойчивости жид-
кой пленки при воздействии на нее пульсаций окружающего га-
за применительно к акустической форсунке со струйным излуча-
телем. В устье излучателя, вблизи которого образуется жидкая
Пленка, пульсационные изменения претерпевает как скорость га-
за, так и его давление. Между ними имеется определенная взаи-
мосвязь, которую можно установить, решив газодинамическую
задачу о течении вблизи устья излучателя.
На рис. 8.1 показана схема течения жидкости и газа в аку-
стической форсунке. Жидкость, вытекающая из цилиндрических
сопел форсунки (рис. 8.1,а), растекается по поверхности «гриб-
12—161
177
ка» в виде устойчивой тонкой пленки. Пленка, стекая с «гриб-
ка», подвергается воздействию пульсирующей скорости газа
юг(т) и разрушается, образуя капли. Возможны и другие спосо-
бы образования тонкой пленки, например при помощи щелевых
-сопел или в результате сталкивания цилиндрических струй.
Авторы работы <[57] проанализировали возможные случаи
потери устойчивости пленки.
1. Пленка толщиной h подвергается воздействию пульсиру-
ющей скорости газового потока с обеих сторон. Такой случай,
по-видимому, не встречается в схемах акустических форсунок,
однако представляет общий интерес.
2. Длина волны на поверхности пленки мала по сравнению
•с толщиной пленки, поэтому рассматривали воздействие пуль-
сирующей скорости на поверхность раздела. При этом исследо-
вали влияние на устойчивость пленки градиента скорости жид-
кости (или вязкости жидкости).
На рис. 8.1,6, г буквами щЖ1, wr и шж2 обозначены скорости
таза и пленки; их течение принято потенциальным. Используя
граничные условия на поверхностях раздела y=±h, авторы
[57] получили следующие соотношения.
1. Равенство нормальных составляющих скорости:
при x—h
при X = —h
Л] , дг]_ д Т-Ж!
дх дх ду
(8.1)
дт] ЭФГ
wr дх + дх ду
6ФЖ1
С-'ж! дх 'г дх ду
(8.2)
дФЖ2
&Ж2 дх + дх ду
2. Равенство разности давлений в жидкости и газе силе по-
верхностного натяжения:
4 д2п
при у = Л Рг — РЖ1 = о-^з- (8.3)
d2i
приу=—Л РЖ1 — Лк2 = а (8.4)
Давление при возмущенном движении вычисляется из ин-
теграла Лагранжа — Коши:
(8.5)
Здесь Ф — потенциалы скорости возмущенного движения:
ФЖ1 = g(A^ + £е-*У); Фт = ЁСе~кУ; ФЖ2 = gDeky (8-6)
178
В уравнениях (8.1) — (8.6) g=eiikx (где fc=2n/L— волновое чис-
ло; L — длина волны возмущения); т) и g — отклонения поверх-
ностей раздела от равновесного положения:
4 = gF, l = gF (8.7)
Буквами А, В, С, D, Е, F обозначены функции времени.
Подставляя в граничные условия (8.1) — (8.4) соотношения
(8.5)—(8.7), авторы получили следующую систему уравнений
(штрихи — производные по времени):
Иа»Ж1Е -f- Е' = kekhA — ke~khB
ikwrE -f- E’ = —ke~khC
рж 4- e~khB' 4- ikwxi + e~khB)\ —
— pr (e~kflC 4- ikwre~khC) = —с№Е
(8.8)
ikwxlF -f- F' = ke~khA — kekhB
ikwxtF = ke~khD
Рж (e~khD' 4- ikwX2e~khD) — рж [e~khA' -)- ekhB' -f-
-f- ikwK (e~khA 4- ekflB)\ = —ok^F
Решая систему уравнений (8.8) для несимметричных и сим-
метричных колебаний, авторы [57]| определили значение вол-
нового числа, которое соответствует наиболее быстро растуще-
му возмущен'ию, и, следовательно, длину волны наиболее не-
устойчивого возмущения и размер капель. Пульсации скорости
существенно изменяют характер распада жидкой пленки и при-
водят к уменьшению размеров капель, так как положение мак- ,
симума дисперсионной кривой при наложении пульсаций сме-
щается в сторону больших волновых чисел (или малых разме-
ров капель). Расчетным путем установлено, что в исследован-
ном диапазоне чисел Вебера волновые числа максимально не-
устойчимых возмущений ат, соответствующие наиболее быстро
растущим возмущениям, одинаковы как для несимметричных,
так и для симметричных возмущений.
Авторами [57] была рассмотрена линейная задача о потере
устойчивости пленки при воздействии пульсирующей скорости
газа и наличии градиента скорости жидкости. Влияние вязкости
жидкостной пленки учитывалось введением градиента скорости
q (рис. 8.1, в). Как известно, влияние вязкости на распад пленки
можно рассматривать двояко. Во-первых, вязкие силы приводят
Йк изменению основного течения, образуя на поверхности пленки
пограничный слой, что изменяет условия волнообразования. Во-
вторых, вязкие силы непосредственно влияют на развитие воз-
мущений при заданном профиле скорости основного течения.
[ Однако, как показано в работе [187], для не очень вязких жид-
костей непосредственное влияние вязкости на размеры капель
очень мало, поэтому влияние вязкости и оценивается значением
I гРадиента скорости.
179
Влияние пограничного слоя, образующегося на пленке со
стороны газа, оценивается следующим образом. При обтекании
лленки пульсирующим газовым потоком на ее поверхности об-
разуется вихревой слой, толщину которого определяют по фор-
муле
A«l,9/2v/w (8.9)
Для воздуха при <в= 1,3-105 с-1 Д = 2,5 мкм; следовательно, та-
ким пограничным слоем можно пренебречь.
Показано далее, что распад пленки вязкой жидкости может
не завершиться в зоне действия пульсирующего газового пото-
ка, что приведет к ухудшению дисперсности распыливания.
При воздействии на жидкостную пленку пульсирующего дав-
ления для получения капель одинакового радиуса амплитуда
пульсаций давления должна быть больше скоростного напора,
вычисленного по средней скорости.
Зависимости безразмерной скорости разрушения пленки и
безразмерного диаметра капель от основных критериев, опреде-
ляющих соотношение скоростей пленки и газа, их вязкостей и
частоты пульсаций показывают, что увеличение числа Струхаля
Sh (частоты пульсаций) приводит к резкому уменьшению скоро-
сти разрушения пленки. Увеличение вязкости жидкости вызыва-
ет аналогичные изменения.
Полученные [57] результаты целесообразно использовать
для приближенной оценки области неустойчивости жидкостной
пленки при акустическом распиливании и вероятного размера
капель. Установить количественные связи можно только эмпири-
ческим путем.
.8.2. КЛАССИФИКАЦИЯ ФОРСУНОК
Все акустические форсунки отличаются между собой типом ге-
нератора акустических колебаний и делятся на пять основных
групп: форсунки без стержней; со струйным излучателем Гарт-
мана; со статическим или динамическим генератором; с вихре-
_вым генератором.
Форсунки с вихревым генератором (вихревые) конструктив-
но не отличаются от центробежных; генерация акустических ко-
лебаний осуществляется в результате пульсации образующего-
ся на оси генератора вихря, давление в котором меньше атмо-
сферного. Поскольку генератор‘соединен с атмосферой, проис-
ходит выравнивание давлений благодаря подводу из окружаю-
щей среды газа, скорость которого под действием вращающего-
ся жидкостного потока увеличивается до скорости пограничного
слоя, образуемого ядром вихря. Давление в центре вихря умень-
шается до некоторой отрицательной величины, и цикл повторя-
ется. В вихревых генераторах создаются акустические колеба-
ния небольшой интенсивности; их к. п. д. не превышает 3%.
180
Рис. 8.2. Газоструйиый излучатель Гартмана:
а — распределение давления в потоке воздуха; б — фотография потока.
Наиболее перспективны форсунки со струйным излучателем
Гартмана (газоструйные форсунки), обеспечивающие распыли-
вание значительных количеств жидкости при" малых давлениях
подачи. Они характеризуются широким диапазоном регулирова-
ния производительности, высокой интенсивностью акустических
колебаний, высоким к. п. д. генератора, простотой конструкции
и надежностью в эксплуатации.
Отличительная особенность газоструйных форсунок — гене-
рация колебаний при встрече пряместруйного потока распыли-
вающего агента, вытекающего из сопла или группы сопел, с
преградой, выполняемой чаще всего в виде одной или несколь-
ких полостей, называемых резонансными и обращённых откры-
тым входом навстречу потоку. Акустическое поле создается га-
зоструйным излучателем путем преобразования постоянного дав-
ления газа в переменное звуковое. Энергия высокочастотных
колебаний подводится к жидкости со стороны воздуха (газа
или пара).
Принцип действия распылителей с газоструйным излучате-
лем Гартмана основан на том, что вытекающий из сопла под
Давлением выше 90 кПа воздух имеет скорость, превышающую
скорость распространения в нем звука. В этом случае распреде-
ление давления в потоке воздуха, истекающего из сопла, на раз-
личных расстояниях от его среза периодически меняется, как по-
казано на рис. 8.2, а. Периодическое распределение давления от-
четливо видно на фотографии воздушного потока, полученной
Теневым методом. Периодичность проявляется здесь в виде по-
вторяющихся светлых участков; они соответствуют тем точкам,
в окрестностях которых меняется оптический, показатель пре-
ломления. Участки, обозначенные на рис. 8.2, б (a.\b\, а2Ь2 и
д.), на которых давление возрастает, неустойчивы. Устанав-
ливая на этих участках излучатель объемом 1/р, работающий
181
как резонатор, можно излучать в окружающую среду звуковые
волны. При этом возникают колебания, под действием которых
воздух периодически поступает под избыточным давлением в
резонатор, а затем выталкивается из него. Частота колебаний
воздуха и, следовательно, частота излучаемых звуковых волн
определяется размерами полости резонатора (рис. 8.2,6)—глу-
биной Л, диаметром d и расстоянием между соплом и резонато-
ром I.
8.3. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ФОРСУНКИ
НА ЕЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ.
РАСЧЕТ ФОРСУНОК
Влияние геометрических размеров акустической форсунки на ее
характеристики и выбор оптимальных значений этих размеров
рассмотрим на примере газоструйной форсунки (рис. 8.3). Опы-
ты проводили при давлениях подачи воздуха от 0,25 до 0,4 МПа.
Диаметр сопла для подвода распыливающего агента dc изменя-
ли от 2 до 3,5 мм, число сопел п — от 11 до 17, диаметр окруж-
ности, описывающей центры сопел для подачи распыливающего
агента, do — от 13,5 до 15 мм, диаметр резонирующей полости
dp — от 17 до 23 мм.
К. п. д. генератора рассчитывали по зависимостям, опреде-
ляющим отношение геометрических размеров узла генератора
к диаметру сопла:
V = f(kh, fe6, kn, kt, kd) (8.10)
где kh = h/dc; k6 = dp/dc; kn = do/(ndc); k[ = Z/dc; kd — dCT/dc—параметры,
выражающие соответственно относительные глубину и зазор резонирующей по-
лости, число сопловых отверстий, расстояние от сопла до резонатора и диаметр
стержня.
Рис. 8.3. Схема экспериментальной газоструйной форсунки:
1 — сменное сопло; 2 — сопловое отверстие; 3 — резонатор; 4 — дно резонатора.
182
Мощность излучателя определяют по известной формуле,
справедливой при осевой симметрии излучения:
л
р 2 р
w = —— 2лга 1 Ф2 (a) sin ada (8.11)
о
где Ро — эффективное значение звукового давления по оси излучения на рас-
стоянии г от излучателя; Ф(а) =PJPo', Pa — текущее значение звукового дав-
ления в измеряемой точке под углом а к оси излучения; рс — акустическое
сопротивление.
При гидравлических исследованиях центробежного завихри-
теля газоструйной акустической форсунки определяли коэффи-
циент расхода и угол выхода жидкостной пленки в зависимо-
сти от изменения геометрических размеров проточной части
(рис. 8.3 и табл.2) и параметров подачи распыливаемой жид-
кости и энергоносителя.
Опыты проводили в автомодельном режиме истечения, кото-
рый характеризуется независимостью расхода жидкости от ее
физических свойств и наступает при Re>1800. Использовали
завихрители средней производительности с 7?Кз = 0,018 м. Гене-
ратор имел постоянные параметры: ^=0,42, й«=1,2, ^ = 3,0 и
переменные: £я=0,3—3,5, ^=1,3—3,0. Для каждого значения
kn и ki определяли угол факела в зависимости от изменения дав-
ления жидкости и распыливающего агента.
Зависимость медианного диаметра капель от толщины жид-
костной пленки устанавливали с помощью центробежного зави-
хрителя с входными каналами различных диаметров.
Акустические характеристики форсунки. Из графика (рис.
8.4, а) следует, что на к. п. д. генератора существенно влияет
Таблица 2. Интервалы изменения геометрических параметров завихрителей
Параметр Формула Интервал изменения
Геометрическая характеристика завихри- теля (/?/?с)/(ПвхГ2вх) 4,6—24,0
Характеристика конструктивного коэф- фициента живого сечения завихрителя Ф7Ф 0,64—1,00
Коэффициент закручивания RIRa
Характеристика входа* d,IRc 0,45—1.03
Коэффициент длины сопла lcldc 0,19—1,00
Коэффициент высоты камеры закручива- ния /?кз/^кз 3,6—9,0
Коэффициент радиуса камеры закручи- вания /?кз//?вх 1,55—2,44
Коэффициент длины жидкостных кана- лов ^Вх/^ВХ 3,2—6,3
Число жидкостных каналов пВх • — эквивалентный диаметр жидкостных каналов. 2; 4; 6
183
О ---1-------1-------1------L
2,0 3,0 4,0 KL
Рнс. 8.4. Зависимость к. и. д. генератора от параметров к:
a— n=f(*h): б —н т)=^(*в>; е —
параметр kh, определяющий глубину резонирующей полости.
Так, с увеличением этого параметра от 1 до 3,5 к. п. д. возраста-
ет от 2 до 13% при изменении kh в узких пределах— от 0,4 до
0,44. При fe/l=3,5 значение к. п. д. исследуемого генератора мак-
симально.
На рис. 8.4,6 приведены зависимости к. п. д. генератора от
параметров kd и fee, определяющих соответственно относитель-
ный диаметр стержня резонатора и зазор резонирующей поло-
сти. Из рисунка видно, что к. п. д. уменьшается с увёличением
fed и достигает максимального значения при fed=2,8. Из рисунка
следует также, что к. п. д. генератора достигает максимального
значения при k =1,25 и снижается примерно в 2 раза при fee =
= 1,75.
Отметим, что при исследовании влияния параметра fee целе-
сообразно рассматривать соотношение кольцевых зазоров ре-
зонирующей полости и сопла, т. е. fee = 6P/6c. В этом случае для
большинства форсунок оптимум fee находится в интервале 2,3—
2,6 [153].
К. п. д. генератора при изменении ki (рис. 8.4, в) от 2 до 2,5
и давлениях газа перед соплом Рр=0,25—0,4 МПа остается низ-
ким, а при fez=2,5—4 возрастает примерно в пять раз. Измене-
ния Рр оказывают незначительное влияние. Это создает возмож-
ность получения необходимой мощности звука с максимальным
к. п. д. при достаточно низком давлении.
Кроме рассмотренных выше параметров, на к. п. д. генера-
тора заметно влияет уступ, образующийся между сопловым от-
верстием и стержнем. Максимальный к. п. д. в исследованной
184
схеме форсунки получен при расположении сопловых отверстий
на диаметре б/о=</ст+1,4б/с-
Наличие максимальных значений параметров на графиках
I (рис. 8.4, а, б) объясняется, по-видимому, эффективностью ис-
пользования объема резонансной полости. При ^>0,44 и ka >
>1,3 газовый поток частично заполняет резонансную полость,
создавая малое противодавление и снижая генерацию. При ма-
лых значениях kn и малом уступе генератор струйного типа мак-
симально приближается к стержневому с кольцевой щелью, в
котором при оптимальном значении kt> значительная часть струи
обтекает резонатор, не участвуя в генерации. Снижение или пре-
кращение генерации колебаний при увеличении относительного
диаметра резонирующей полости можно объяснить следующим.
Расширение кольцевого потока газа направлено только к пери-
ферии, так как центральная его часть ограничена стержнем.
Вследствие этого линии тока отклоняются от осевого направле-
Гния (и тем больше, чем дальше они расположены от центра),
вызывая турбулизацию потока в резонирующей полости и
[уменьшая воздействие на скачок уплотнения возмущений пото-
ка, отраженного от донышка резонатора.
Влияние положения резонирующей полости на частоту коле-
баний и уровень звукового давления. При выходе из сопловых
отверстий газовые струи приобретают ячеистую структуру, при-
чем длина каждой ячейки зависит от диаметра соплового отвер-
стия dc и давления газа. На определенном расстоянии от отвер-
стий в области понижения давления газовые струи сливаются в
[единый кольцевой поток со своей ячеистой структурой, причем
длина ячейки определяется уже не диаметром соплового отвер-
I стия, а соизмерима с диаметром сопла d*c=do-\-dc (с учетом
диаметра стержня), рассчитанным для обычного стержневого
генератора. Это предположение подтверждается графиками на
рис. 8.5, из которых видно, что с увеличением I и h частота аку-
стических колебаний уменьшается, а с увеличением давления
Рр и уменьшением h — возрастает.
На рис. 8.6 показаны уровни звукового давления и частот-
ные характеристики в зависимости от расстояния l-\-h (от соп-
ла до дна резонатора). Повышение уровня звукового давления
в момент увеличения частоты можно, на наш взгляд, объяснить
двояко. С удалением дна резонирующей полости возникает вто-
рой скачок уплотнения; расстояние от дна резонирующей поло-
сти до второго скачка меньше, чем до первого, и частота его ко-
лебаний больше; мощность же колебаний увеличивается благо-
даря действию двух скачков.
С увеличением расстояния l-\-h происходит образование вто-
рой ячейки (повышение частоты), и генерация наблюдается при
расположении резонансной полости в области пониженного дав-
ления. Возникновение генерации в этой зоне можно объяснить
сменой фазы понижения давления фазой повышения давления
в резонирующей области. В фазе понижения давления сверхзву-
185
Рнс. 8.5. Зависимость частоты колебаний от / (расстояние от сопла до ре-
зонатора) и Рг, (давление воздуха перед соплом) [47];
черные точки — г—/’(0, Р=0,4 МПа; светлые точки — 1=4 мм.
Рис. 8.6. Зависимость уровня звукового давления (черные точки) и частоты
колебаний (светлые точки) от расстояния l+h (от сопла до дна резонатора).
ковая струя достигает дна резонирующей полости, при этом вол-
ны разрежения отражаются от дна в виде волн сжатия, и на-
ступает вторая фаза — повышение давления.
Гидравлические характеристики форсунки. На рис. 8.7 при-
ведены зависимости коэффициента расхода от геометрической
характеристики завихрителя. Цифрами 1—6 обозначены зави-
симости, объединяющие завихрители с постоянным параметром
d3IR; 7—9 — зависимости, объединяющие завихрители с постоян-
ным параметром R/Rc', 10—14 — зависимости, построенные по
формуле для расчета среднего диаметра капель.
Как следует из графика, опытные точки хороша описывают-
ся соответствующими прямыми линиями. Наблюдается четкое
расслоение прямых как по значению коэффициента закручива-
ния (7—Р), так и по значению характеристики входа (1—6).
Расслоение кривых по /?/7?c=const получено также в работе
[193], где обобщены данные исследований центробежных фор-
сунок и получена эмпирическая формула для определения ко-
эффициента расхода, которая при автомодельном режиме тече-
ния жидкости имеет вид:
(8.12)
Из сравнения прямых 10—14, рассчитанных по этой форму-
ле, и экспериментальных данных видно, что формула описыва-
ет значения коэффициентов расхода лишь в определенном ин-
тервале геометрической характеристики, не охватывая весь диа-
пазон возможного ее изменения.
Коэффициент расхода для исследуемого типа завихрителя
можно вычислить, используя зависимости (8.13), (8.14).
Из анализа течения жидкости в центробежной форсунке
больших геометрических размеров получена незамкнутая систе-
186
ма уравнений, описывающая зависимость коэффициента расхода
от геометрической характеристики форсунки в виде семейства
кривых. Для однозначного решения уравнений авторы [159]
предлагают использовать радиус закручивания и диаметр вход-
ных каналов, связывая расслоение кривых с различными значе-
ниями коэффициентов гидравлических потерь во входных кана-
лах.
При обработке опытных данных использованы зависимости
как для 7?/^c=const, так и для с/э//?=const. В первом случае
получено следующее уравнение для определения коэффициента
расхода завихрителя:
р = (0,24 + R/7RC) л^с-0-96 (8.13)
Во втором случае в пределах исследованного изменения гео-
метрических размеров завихрителей опытные значения коэффи-
циентов расхода в логарифмических координатах согласуются
с закономерностями (рис. 8.7, прямые 1—6), рассчитанными по
уравнению [47]:
р = 1,1 (d^-W,’-' (8.14)
Среднеквадратичное отклонение значений, рассчитанных по
уравнению (8.13), составляет 2,6%, а по уравнению (8.14) —
2,1%.
Учитывая, что точность сравниваемых уравнении оказалась
высокой и достаточно близкой, а также то, что расчет по урав-
нению (8.14) требует итераций (в правую часть входит искомая
величина d3), для практических целей следует рекомендовать
выражение (8.13).
Влияние размеров завихрителя и режима течения жидкости
на угол выхода жидкости пленки. Установлено, что на угол вы-
хода пленки влияют как конструктивные, так и режимные пара-
метры. Замечено, что с увеличением давления подачи жидкости
₽нс. 8.7. Зависимость коэф-
фициента расхода от гео-
метрической характеристики
эавнхрнтеля:
Z~~e —при d3//J=const; 7—9 —
пРи 10/?//?c=const; 10—14 — по
Формуле для расчета среднего
диаметра капель.
Рис. 8.8. Зависимость порогового значения числа Ren от геометрической ха-
рактеристики завихрителя.
Рис. 8.9. Зависимость коэффициента режима течения от числа Ren.
угол пленки для каждого завихрителя растет до определенного
значения ао, соответствующего максимальному значению угла
для данного завихрителя. С учетом сказанного угол выхода
жидкостной пленки из завихрителя можно определить по фор-
муле
«п=₽а0 (8.15)
где р — коэффициент, учитывающий режим течения жидкости в завихрителе
(Р^1).
Опытные точки, найденные (с погрешностью ±5%) по вы-
ражению (8.15), хорошо описываются зависимостью
ас = 98До,и (R/Rc)®.« (Ркз/^кз)0-01 (8.16)
Уравнение (8.16) не учитывает влияния относительной дли-
ны сопла и справедливо при IJDC=O,5. При увеличении lc/Dc в
два раза по сравнению с этим значением ао снижался менее чем
на 6%, а при уменьшении в два раза ао возрастал более чем на
11%. Именно поэтому в качестве оптимального было выбрано
отношение lc/Dc—0,5.
Выявление зависимости угла выхода пленки ап от режима
течения жидкости в завихрителе состояло из определения поро-
гового значения числа Рейнольдса Ren, при котором не наблю-
далось увеличение угла.
Зависимость Ren от геометрической характеристики завихри-
теля показана на рис. 8.8. Из графика видно, что с увеличени-
ем А растет значение Ren, и зависимость приблизительно описы-
вается линейным уравнением. При обработке опытных данных
получены коэффициенты этого уравнения, согласно которым
формула для определения порогового значения числа Рейнольд-
са имеет вид:
Ren = (53 + Я) 103 (8.17)
Полученные в опытах значения р представлены на рис. 8-9
и описываются уравнением (8.18). Для определения толщины
жидкостной пленки принята [78] зависимость (8.19).
P=0,33Re°.1 (8.18) й = р7?с/2
(8.19>
К. п. д. завихрителя т) может быть приближенно определен и»
работы [193]; для завихрителя акустической форсунки т] = 0,83.
Тогда формула (8.19) примет вид:
6 = 0,55pRc (8-20>
С учетом соотношения (8.20) можно рассчитать толщину коль-
цевого потока жидкости в сопле t и, следовательно, радиус воз-
душного вихря в сопле гт:
j ® 0,55р/?с
/= cos (ап/2) = cos (ап/2) (8 21>
Г 0,55u 1
Гт = Rc — ^ = Rc р — cos (ап/2) ] (8.22У
С учетом выражения (8.22) уравнение для определения ко-
эффициента живого сечения примет вид:
0,55 u I2 „
ф=1 — 1—--------, ‘ (8.23>
* cos (an/2) ] 1 '
Погрешность вычисления коэффициента живого сечения по
этому уравнению составляет около 20%.
Форма факела. Визуальными наблюдениями установлено,
что факел приобретает однородную структуру только при зна-
чениях угла выхода жидкостной пленки из завихрителя ап,
меньших или равных корневому углу распыленной жидкости ар.
При ап>ар наблюдаются два конуса распыливания (рис.
8.10,а): один внутри (область мелкодисперсного распиливания-
с углом ар), другой снаружи (область крупнодисперсного рас-
пыливания с углом <хп).
Влияние конструктивных характеристик выходной части фор-
сунки на факел распыленной жидкости рассмотрено при уста-
Рис. 8.10. Фотография факела распыленной жидкости:
“"При ап>ар; б —прв ар>100°.
IRQ
Рис. 8.11. Зависимость корневого угла фа-
кела от параметра Ki при различных дав-
лениях распыливающего агента.
1
новке сопла завихрителя в корпусе
форсунки с плоской торцевой по-
верхностью и при применении вы-
пуклых конусных сопел. Показано,
что при малых значениях угла ар
форма наружной поверхности сопла
завихрителя не влияет на однород-
ность факела. Однако при аР>100°
наблюдается осаждение капель на
~ плоской торцевой поверхности фор-
сунки и отрыв крупных капель от смоченной поверхности
(рис. 8.10,6). Осаждение капель при больших значениях цр
прекращается при угле конусности наружной поверхности сопла
меньше 90°.
Установлено, что при постоянном зазоре резонансной поло-
сти (в диапазоне изменения исследованных конструктивных па-
раметров, давлений рабочей жидкости и распыливающего аген-
да) на корневой угол аР оказывают влияние параметр длины от
сопла до резонатора ki и давление распыливающего агента. Дав-
ление рабочей жидкости и параметр глубйны резонансной по-
лости не влияют на корневой угол факела.
Зависимость корневого угла факела аР от параметра ki и
давления Рр представлена на рис. 8.11. Как видно из графика,
угол факела распыленной жидкости увеличивается с уменьше-
нием ki и увеличением Рр. Устойчивая работа форсунки наблю-
далась при аР^160°. При больших углах незначительные коле-
бания давления распыливающего агента приводят к тому, что
факел принимает обратную форму, распыливаемая жидкость на-
правляется от резонатора в сторону сопла.
Дисперсные характеристики. Чтобы охарактеризовать каче-
ство распыливания жидкости акустическими форсунками, рас-
смотрим зависимость медианного диаметра капли от отношения
расхода воздуха, затрачиваемого на распыливание, к расходу
жидкости, пропускаемой через форсунку. На графике (рис. 8.12)
нанесены приведенные в литературе данные измерений дисперс-
ности распыливания жидкостей акустическими форсунками в
зависимости от их конструктивных схем и полученные в работе
[47] данные для исследованных схем форсунок. Как видно,
большая часть точек укладывается в полосу, для которой раз-
брос по медианному диаметру составляет 200—250%.
Исследования показали, что медианный диаметр капель оп-
ределяется толщиной жидкостной пленки и не зависит от рас-
хода жидкости. Так, увеличение расхода жидкости от 0,13 Д°
0,31 кг/с в результате повышения ее давления перед завихри-
телем от 10 до 80 кПа при неизменном давлении распыливаю-
щего воздуха РР=0,5 МПа не привело к увеличению медианно-
ro диаметра калель. Этот вывод подтвержден и в работе [151],
из которой следует, что при постоянной производительности
форсунки медианный диаметр капель в интервале давлений воз-
духа от 150 до 350 кПа остается постоянным. Увеличение расхо-
да жидкости при том же изменении давления воздуха приводит
к росту медианного диаметра капель до 130—150 мкм. Распре-
деление капель по сечению изменяется незначительно.
Эффективность воздействия распыливающего агента на жид-
костную пленку зависит от акустической мощности, влияние ко-
торой на процесс распыливания в 40 раз больше, чем влияние
аэродинамических сил.
На рис. 8.13 представлены графики зависимости среднего
размера капель от акустической мощности генератора У7а и
толщины жидкостной пленки 6. Размер капель dK определен по
уравнению dCp=f(6), полученному при 1Га=213 Вт. Приведен-
ные на графике зависимости удовлетворительно описываются
уравнением dcp = D6°-64/W7a(,>51 (где D — коэффициент, зависящий
от равномерности пленки, отношения углов аР и ап и размеров
торцевой части форсунки; для оптимального варианта £>=193-
•103).
Кроме перечисленных факторов на качество распыливания
жидкости акустическими форсунками влияют диаметр и число
отверстий для подачи жидкости в зону распыливания. Так, при
изменении производительности форсунки от 42 до 660 кг/ч и ди-
аметра отверстий для подачи жидкости от 0,8 до 2,1 мм средний
размер капель увеличивается от 65 до 160 мкм. При неизменных
отношениях GJGx., несмотря на увеличение диаметра отверстий,
рост среднего диаметра капель не наблюдался, а увеличение
числа отверстий вело к росту dM, что, по-видимому, является ре-
зультатом торможения воздушного потока и, следовательно,
уменьшения кинетической энергии струи. Вероятно, для повы-
₽нс. 8.12. Зависимость медианного диаметра капель от отношения массовых
расходов воздуха и жидкости СВ/6Ж для акустических форсунок различных
конструкций (форсунки со стержнями, с радиальной подачей воздуха, дву-
сторонние).
191
Рис. 8.13. Зависимость размеров капель от толщины жидкостной пленки б
О) и от акустической мощности генератора (II):
J — Рр=0,5 МПа, dcp=U5 мкм, к/о=9О мкм, dmax=220 мкм, h=2; //— Рр=0,3 МПа,
>dCp=150 мкм, J0=100 мкм, ^тах—260 мкм. Л=2.
шения производительности форсунки более целесообразно уве-
личивать не число, а диаметр отверстий, что обеспечит более
надежную эксплуатацию форсунки и необходимое качество рас-
пиливания.
На основании проведенных исследований получены [47]’ за-
висимости, позволяющие рассчитать акустическую форсунку со
струйным генератором Гартмана. К ним относятся рассмотрен-
ные ранее уравнения (8.13) — (8.20), а также приведенные ниже
уравнения:
nc = 3,34-9-10-«/Fc
7-10-3
dc= 0,42пс—1,4 do= 7-10 3-f-l,4dc
R = RBX sin р cos 0 А = £—
ПВХЛ вх
г______
Рз — Сж/\/Г2Рж/рж Re = —
и’ = 1’2Рж/рж £)р = d0 |- dc h-- 3,Fdc
8.4. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ ФОРСУНОК
Акустические форсунки представляют собой конструктивное со-
единение источника акустических колебаний (генератора-излу-
чателя) и устройства для подвода жидкости.
Форсунки со стержневым (струйным) излучателем Гартма-
на. Сопло форсунки, показанной на рис. 8.14, а, выполнено в ви-
де двух усеченных конусов, обращенных вершинами друг к дрУ'
гу и соединенных между собой цилиндрическим участком. Отно-
шение площади сечения газового канала у выхода сопла
192
7
Рис. 8.14. Форсунки со стержневыми излучателями Гартмана:
о — по данным [144]; / — корпус; 2— выходное сопло; 3 — резонатор; б — по данным
[138]: 1 — жидкостное сопло; 2 — газовое сопло; 3 — резонатор; 4 — стержень.
к площади сечения цилиндрического участка равно 1,5, что
обеспечивает ускорение сжатого газа до сверхзвуковой скоро-
сти. Жидкость подводится по кольцевому периферийному кана-
лу, под некоторым углом вводится в газовый поток до его выхо-
дца из сопла и затем растекается по внутренней стенке газового
сопла, образуя периферийную пленку, толщина которой зависит
от давления газа. При уменьшении давления сечение сопла
уменьшается, так как увеличивается толщина пленки. Таким
образом, сопло со стенками, образованными жидкостной плен-
'кой, является саморегулируемым, что позволяет поддерживать
Постоянное число М и давление потока газа, создаваемое соп-
1лом.
Акустические колебания в форсунке генерируются направле-
нием сверхзвукового потока газа из сопла в резонансную по-
весть, отстоящую от среза сопла на расстоянии одной длины
волны или 3/2 длины волны излучаемых колебаний.
На рис. 8.14,6 показана схема форсунки, в которой распи-
ливающий агент подается в центральную часть форсунки, по-
ступает в полость, образованную стержнем и соплом, и через
кольцевую щель вытекает в резонирующую полость, закреплен-
ную на конце стержня. Между резонирующей полостью и соп-
лом генерируются акустические колебания. В зону акустических
колебаний жидкость подается через отверстия, расположенные
вокруг сопла для подвода распыливающего агента.
В форсунках с излучателем Гартмана используются генера-
торы с соплами и резонирующими полостями различных форм
и в различных сочетаниях. На рис. 8.15 приведены некоторые
(схемы таких форсунок.
Рис. 8.15,а иллюстрирует применение кольцевого сопла и ци-
линдрической резонирующей полости. Наиболее благоприятные
Условия для движения газа созданы в генераторе, показанном
на рис. 8.15,6. Генератор стержневой и обладает всеми свойст-
венными этому типу преимуществами, но сопло свободно от
Стержня, что позволяет снизить потери трения о стержень и по-
13- ]R1 141
Рис. 8.15. Форсунки со стержневыми излучателями Гартмана, различными
формами сопел и резонирующих полостей, приведенные в литературе [137]—
а и [142] —б:
J — газовое сопло; 3 — резонирующая полость; 3 — опора.
лучить колебания высокой интенсивности (порядка 160 дБ) при
низком давлении газа и скорости его,- равной 1/10 скорости зву-
ка. Применение стержня с заостренным концом позволяет сни-
зить требования к центровке деталей и, следовательно, к точ-
ности изготовления.
Наиболее перспективным, на наш взгляд, является подвод
жидкости в зону акустических колебаний в виде пленки. Этот
способ позволяет при малых давлениях подачи жидкости соз-
дать достаточно тонкую пленку, разрушающуюся при незначи-
тельных затратах мощности. На рис. 8.16 представлены вариан-
ты конструктивных схем таких форсунок.
На рис. 8.16,а показана схема форсунки с закручиванием
жидкости в завихрителе, установленном в кольцевом канале, и
подводом жидкостной пленки в зону распыливания через щель,
выполненную снаружи сопла генератора. Распыливание жидко-
сти под воздействием колебаний, возбуждаемых стержневым из-
лучателем Гартмана, и центробежных сил, возникающих в за-
крученном потоке, создает благоприятные условия для работы
форсунки в широком диапазоне изменения расхода жидкостей,
в частности очень вязких.
При малых расходах жидкости, когда давление недостаточ-
но для обеспечения качественного распыливания, действует
энергия возбуждаемых генератором колебаний в широком спект-
ре частот — от звуковых до ультразвуковых, в зависимости от
требований, предъявляемых к работе форсунки.
В форсунке, показанной на рис. 8.16, б, жидкость подводится
по центральному каналу в кольцевую щель. На пути ее движе-
ния, внутри резонирующей полости, выполнена площадка, на ко-
торой жидкостная струя трансформируется в жидкостную плен-
ку и подается в резонирующую полость. Здесь газожидкостная
смесь генерирует акустические колебания, в поле которых и
происходит распыливание. Диапазон регулирования производи-
тельности форсунки (1:30) и наличие в жидкостном тракте
194
сменной расходной шайбы предполагают унификацию форсунки
для установок различной производительности.
Акустическая форсунка, приведенная на рис. 8.16, в, выпол-
нена таким образом, что жидкостная пленка образуется при
истечении жидкости из отверстий, расположенных под углом к
трансформирующей площадке, и перекрывает выход из генера-
тора. Акустические колебания возникают в зоне, расположенной
между установленными радиально соплами и резонаторами. Та-
кая форсунка может быть использована в том случае, когда не-
обходимо получить факел в форме изолированных полос.
Иногда форсунки с излучателем Гартмана снабжают ревер-
сирующими устройствами (рис. 8.17). В таких форсунках газ
при попадании в резонансную полость меняет направление на
обратное.
На рис. 8.17, а представлена форсунка, в которой направле-
ние газа меняется в результате использования полого стержня
с наклонными отверстиями на конце. Подобная компоновка ге-
нератора может быть оправдана только при малых расходах
жидкости, а следовательно, и распыливающего агента, когда
кольцевой зазор газового сопла во много раз меньше диаметра
стержня. В этом случае достигается наилучшая центровка де-
талей стержня и сопла.
Форсунка с другим типом реверсирующего элемента — от-
ражателем— показана на рис. 8.17,6. На рис. 8,17, в приведена
схема форсунки, в которой жидкость меняет направление на об-
ратное '(на 180°) и подается в зону распыливания через кольце-
вую щель, выполненную в резонаторе, навстречу движущемуся
потоку газа. Утолщенная кромка резонатора (ввиду наличия
кольцевой щели для подвода жидкости) неблагоприятно сказы-
вается на работе генератора.
б
Рнс. 8.16. Форсунки со
стержневым излучателем
Гартмана и подводом жид-
кости в виде пленки:
а — [55]; б— [135]; в— [54]; 1 —
резонансная полость; 2 — сопло;
3 — завнхонтель жидкости.
Рис. 8.17. Форсунки со стержневым излучателем Гартмана и устройствами,
реверсирующими поток жидкости:
а—|113], б—[143]; в—[141]; г—[89]; д—[139]; / — газовое сопло; 2 — резонатор (ре-
зонансная полость); 3 — реверсирующий элемент.
Указанный недостаток устранен в форсунке, изображенной
на рис. 8.17, г. В ней жидкость также изменяет йаправление в
корпусе резонатора, но не на 180°, как в предыдущей, а на мень-
ший угол, благодаря чему сохраняется острая кромка резонато-
ра и уменьшается противодавление жидкости.
В форсунке с радиальной подачей жидкости в область раз-
режения, образующуюся за> резонатором (рис. 8.17,5), полно-
стью устраняется противодавление жидкости, но уменьшается
эффект акустического диспергирования. Предлагаемая схема
может быть использована при диспергировании небольших рас-
ходов жидкости.
В рассмотренных схемах форсунок жидкость подаете^ в зо-
ну распыливания в виде струй из отверстий или в виде пленки
из щелей. Струйная подача жидкости предпочтительна при
небольших расходах или при крупном диспергировании. Для рас-
пыливания значительных количеств жидкости необходимо уве-
личить ее поверхность, контактирующую с потоком распылива-
ющего газа. Для этой цели наиболее приемлема щелевая пода'
ча, однако при эксплуатации возможно забивание твердыми
включениями кольцевого зазора малых размеров. Тогда исполь*
зуется наиболее эффективная схема форсунки с кольцевой
щелью вокруг генератора.
Рнс. 8.18. Форсунки со стержневым излучателем Гартмана и усовершенство-
ианными струйной и щелевой подачей жидкости:
с — [140]; б — [18]; в — [147].
На рис. 8.18 приведены усовершенствованные схемы струй-
ной и щелевой подачи жидкости.
На рис. 8.18, а изображена форсунка, подающая жидкость в
зону акустических колебаний из выносных сопел, Успешным ре-
шением струйной подачи является ориентация отверстий, вы-
полненных в торце корпуса форсунки вокруг генератора, таким
образом, что их оси и ось форсунки представляют собой скре-
щивающиеся прямые (рис. 8.18,6). Такое решение позволяет
расширить расходные характеристики форсунки и получить фа-
кел в форме приуса. При этом энергия акустических колебаний
используется полнее, так как звуковые волны и вытекающие
струи взаимодействуют под прямым (или близким к прямому),
углом.
В форсунке, показанной на рис. 8.18, в, жидкость подается
в щелевое сопло из полого стержня через радиальные каналы,
которые могут быть рассчитаны из условий надежной работы
форсунки. При такой компоновке обеспечивается нормальная
работа форсунки даже с одним радиальным каналом.
Среди различных схем акустических форсунок существуют
| и такие, в которых применяют комбинированное акустическое
распыливание, т. е. генерацию колебаний как в потоке жидко-
сти, так и в потоке газа. На рис. 8.19, а приведена форсунка, в
которой для увеличения мощности звукового поля и интенсифи-
кации распыливания газожидкостная смесь первоначально под-
водится в вихревой генератор, а затем — в соосно расположен-
ный газоструйный. В форсунке, представленной на рис. 8.19,6,
газ приобретает вращательно-поступательное движение в зави-
хрителе и подается в газоструйный акустический генератор.
Распыливаемая жидкость направляется в генератор вихревого
типа и через кольцевую щель подводится в зону распиливания.
У устья форсунки на поток жидкости накладываются акустиче-
ские колебания.
Форсунки со статическими сиренами. Конструкции форсунок
“на основе принципа статических сирен обладают всеми преиму-
ществами форсунок с генераторами прямоструйного типа. При
соответствующем подборе размеров генерирующей системы и ее
расположении относительно подводящего жидкость устройства
обеспечиваются благоприятные условия для распиливания и
создания факела требуемой формы. Статические сирены типа
тороидального генератора работают при низком давлении газа
(~-40 кПа), обеспечивая к. п. д. около 10%.
Конструкция форсунки с тороидальным генератором акусти-
ческих колебаний (статическая сирена) показана на рис. 8.20, а.
Струя газа (пар или воздух) под высоким давлением подается
в две тороидальные полости. Ударяясь об острый край полости
А, она отклоняется по круговой траектории- внутри полости.
, Вблизи нижнего края полости Б газовый поток пересекает ос-
новной проходящий поток газа и прерывает его, вызывая его
пульсации. Частота звуковой волны, генерируемой в устройстве,
зависит от поперечного сечения резонансной полости и остает-
ся постоянной при изменении диаметра тороида. Выходная мощ-
ность зависит от величины газового потока и возрастает с уве-
личением диаметра тороида.
Форсунки с динамическими сиренами. Такие форсунки не
имеют системы, вырабатывающей акустические колебания.
Принцип действия их основан на механическом прерывании по-
тока газа (рис. 8.20,6). Газ под давлением поступает из канала
в ротор турбины и сообщает ему вращательное движение. За-
тем газ направляется в полости, образованные лопатками коле-
са, откуда через отверстия проходит в зону распыливания жид-
кости. Отверстия периодически перекрываются секциями вра-
щающегося колеса, в результате происходит прерывание потока
Рис. 8.19 Форсунки со стержневым излучателем Гартмана и комбинирован-
ным акустическим распыливанием:
а — [18]; б — [77]; 1 — генератор вихревого типа; 2 — ввод жидкости в зону распылива
ния; 3 — резонансная полость.
Рис. 8.20. Схемы акустических
форсунок:
а — с тороидальным генератором
колебаний (статической сиреной);
б — с механическим прерыванием
колебаний (динамической сиреной);
/—канал для подвода газа; 2 — ро-
тор турбины; 3 — лопатки; 4 — ко-
лесо; 5 — отверстие; 6_— секции,
расположенные иа колесе;
в — с вихревым генератором коле-
баний; 1 — камера закручивания;
2 — тангенциальные отверстия.
газа, и со стороны отверстий (в зоне распиливания) возни-
кают импульсы давления.
Используя диски с большим числом отверстий и большие
скорости вращения, получают колебания ультразвуковой ча-
стоты.
Динамические сирены, имеющие к. п. д. 30—40%, позволяют
получать большие акустические мощности и обеспечивают плав-
ное регулирование частоты (от нескольких герц до нескольких
мегагерц). Однако использование их для создания форсунок
сдерживается большими размерами, сложностью эксплуатации
(ввиду наличия вращающихся частей) и изготовления.
Форсунки с вихревыми генераторами акустических колеба-
ний. Вихревые генераторы акустических колебаний относятся к
наиболее простым излучателям звука. Механизм звукообразо-
вания в вихревом генераторе показан на рис. 8.20, в.
Сжатый воздух через тангенциальные отверстия поступает в
камеру закручивания, где под действием центробежных сил
прижимается к стенке камеры. При движении к выходу кольце-
вой воздушный поток сначала расширяется, а затем сужается.
Скорость потока в направлении от периферии к оси камеры ра-
стет с уменьшением радиуса, т. е. избыточное статическое дав-
ление переходит в скоростной напор; давление падает ниже ат-
мосферного. Падение давления зависит от давления на входе и
от геометрических размеров камеры. Под действием перепада
Давлений атмосферный воздух проникает в осевую зону излуча-
теля и под влиянием сил трения образует центральный вынуж-
денный вихрь.
Глава 9
СПЕЦИАЛЬНЫЕ П ПЕРСПЕКТИВНЫЕ СПОСОБЫ
РАСПЫЛИВАНИЯ ЖИДКОСТЕЙ
9.1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К РАСПЫЛАМ
В АППАРАТАХ СПЕЦИАЛЬНОГО НАЗНАЧЕНИЯ
II ОСНОВНЫЕ ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ
ЭФФЕКТИВНОСТИ РАСПЫЛИВАНИЯ
Инженерная практика поставила перед распылительной техни-
кой ряд задач, решить которые чрезвычайно трудно, а в рамках
рассмотренных выше способов зачастую просто невозможно.
Остановимся на некоторых из них.
Распыливание очень малых количеств жидкости требуется
не так уж редко. Например, при необходимости быстрого испа-
рения криогенных жидкостей в специальных аппаратах, при ге-
нерировании аэрозолей или тумана в замкнутом объеме клима-
тических камер, при получении очень чистых веществ в практи-
ке лабораторных исследований на малых моделях и т. п.
Создать распылитель, который обеспечивал бы однородное
диспергирование при очень малых расходах жидкости, на осно-
ве традиционных методов чрезвычайно сложно. В этом случае
требуются столь малые проходные отверстия распылителя,-что
для их выполнения необходимы специальные методы (лазерные,
электрохимические); при использовании же обычного оборудо-
вания невозможно обеспечить требуемую точность. Пусть, на-
пример, необходимо распыливать 5 л/ч воды при давлении
0,2 МПа с помощью простейшей гидравлической форсунки —
струйной. Принимая коэффициент расхода равным 0,8, получа-
ем размер соплового отверстия dc«0,25 мм.
Распыливание жидкостей, содержащих механические вклю-
чения или продукты с повышенной склонностью к адгезии. По-
добные задачи приходится решать, например, в аппаратах мок-
рой газоочистки с циркуляционным использованием промывной
жидкости, в охладителях систем водооборота и т. д. В этом слу-
чае для диспергирования подходят лишь механические распыли-
тели с погружными рабочими элементами. Если же расход жид-
кости незначителен, например в кондиционерах малой мощно-
сти, то и механическое распыливание становится непригодным.
Повышение экономичности распыливания. В установках не-
большой производительности затраты энергии на распыливание
жидкости незначительны и составляют несколько процентов от
общих затрат. В многотоннажных производствах, когда диспер-
гированию подвергаются сотни и даже тысячи кубометров жид-
кости в час, например в градирнях, расходы электроэнергии со-
ставляют тысячи квт-ч. В этих случаях повышение экономично-
сти распыливания становится насущной задачей, а ее решение
дает существенный экономический эффект.
Вместе с тем из предыдущих разделов известно, что к. п. д.
распыливания всех рассмотренных устройств составляет сотые
доли процента. Значение к. п. д.=О,1°/о можно считать макси-
мальным для традиционных способов распыливания.
Независимо от выбранного способа диспергирования умень-
шение размера капли неизбежно влечет за собой повышение
удельных энергозатрат, т. е. снижение к. п. д. распыливания
(напомним, что под к. п. д. распыливания понимается доля
энергии, необходимой для образования новой поверхности, от
общих энергозатрат на распыливание единицы объема жидко-
сти).
Так, при гидравлическом распыливании для уменьшения
размера капель приходится увеличивать перепад давления жид-
кости на форсунке. Например, при распыливании 1 м3 воды
при Р = 0,2—0,4 МПа размер капель составляет 250—300 мкм,
а к. п. д. — 0,05—0,07%. Для получения капель диаметром
100 мкм перепад давления приходится увеличивать до 1—
1,5 МПа, при этом к. п. д. падает до 0,02—0,03%. Если требуе-
мый размер частиц составляет 50 мкм^ давление возрастает до
3—4 МПа, а к. п. д. снижается до тысячных долей процента.
Таким образом, удельные энергозатраты быстро возрастают
с уменьшением размера частиц. Аналогичная картина наблюда-
ется и при использовании других способов распыливЭния, с той
лишь разницей, что начальное значение к. п. д. еще ниже. При
пневматическом и акустическом распыливании приходится уве-
личивать расход распыливающего агента, а при механическом—
частоту вращения рабочего элемента.
Увеличить долю энергии, затрачивае'мой непосредственно на
диспергирование, позволяют новые способы распыливания, ко-
торые рассматриваются в настоящей главе: ультразвуковое,
электростатическое, пульсационное, с предварительным газона-
сыщением и электрогидравлическое.
Следует отметить, что решение проблемы повышения эконо-
мичности распыливания в ряде случаев позволяет одновремен-
но решить и другие важные для практики задачи.
*
9.2. УЛЬТРАЗВУКОВОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ
При ультразвуковом распыливании увеличение поверхностной
энергии пленки достигается путем наложения на нее акустиче-
ских колебаний ультразвуковой частоты. На практике реализу-
ются два способа подвода колебательной энергии к жидкостной
струе: с помощью магнитострикционных и пьезоэлектрических
генераторов. При диспергировании жидкости в таких форсунках
существенную роль, как уже отмечалось в 8-й главе, играет
кавитация.
201
Для усиления эффекта ультразвукового воздействия' реко-
мендуется повышать статическое давление в жидкостях так, что-
бы суммарное значение статического давления и сил поверхно-
стного натяжения было меньше приложенного звукового давле-
ния. Путем подбора оптимального соотношения между
указанными величинами можно усилить эффект кавитационно-
го воздействия на один-два порядка.
Магнитострикционный эффект. Если в переменное магнит-
ное поле поместить закрепленный посредине стержень (или
пакет стержней) из магнитострикционного материала (никель,
его сплавы с алюминием и с железом, ферриты и т. п.), то под
действием поля их геометрические размеры будут изменяться
в оба полупериода изменения магнитного поля. Одному перио-
ду изменения магнитного поля будут соответствовать два перио-
дических изменения длинц стержня, т. е. частота колебаний
стержня будет в 2 раза больше частоты переменного магнитно-
го поля.
Изменение геометрических размеров стержня AZ зависит от
магнитострикции выбранного материала и напряженности маг-
нитного поля и может быть рассчитано по формуле
M/l^—vB/E (9.1)
где I — длина стержня; Е — напряженность магнитного поля; В — магнито-
стрикция.
Наибольшая амплитуда колебаний стержня наблюдается в
том случае, когда его собственная резонансная частота совпада-
ет с переменной частотой магнитного поля. Массу излучателя
(в кг) определяют при этом по формуле
G = (D\-D*BH - d2N) 103 (9.2)
где d — диаметр отверстий для обмотки; N — число отверстий для обмотки.
Пьезоэлектрический эффект. Если к граням пьезоэлектриче-
ской пластинки приложить переменное электрическое напряже-
ние высокой частоты, она будет совершать механические коле-
бания в соответствии с изменением приложенного электрическо-
го поля. При соприкосновении с какой-либо средой, в которой
могут распространяться ультразвуковые волны, пластинка бу-
дет’ излучать в эту среду ультразвук.
Наибольший эффект достигается при совпадении частоты
изменения электрического поля с собственной частотой упругих
колебаний пьезоэлемента, т. е. в момент резонанса.
Изменение размеров пьезоэлектрического элемента пропор-
ционально приложенному напряжению и некоторой постоянной
для данного кристалла величине, называемой пьезоэлектриче-
ским модулем.
Пьезоэлектрический элемент практически безынерционен,
что позволяет получать колебания весьма большой частоты
до 108—10® Гц.
9Л9
Наиболее важными параметрами для расчета пьезоизлуча-
теля являются собственная частота колебаний, толщина пьезо-
элемента, электрическое напряжение и акустическая мощность.
Основное отличие пьезоэлектрических преобразователей от
магнитострикционных — меньшая удельная мощность (пример-
но в два раза) вследствие пониженной предельной механиче-
ской и электрической прочности (возможен пробой электриче-
ской искрой).
В настоящее время пьезоэлектрические преобразователи при-
меняют в устройствах небольшой мощности, требующих повы-
шенной частоты колебаний, а магнитострикционные — для соз-
дания мощных акустических полей с частотой колебаний до
60 кГц.
Конструктивные схемы форсунок. По сравнению с обычными
форсунками ультразвуковые распылители не требуют подвода
жидкости под давлением, что особенно важно при распыле-
нии абразивных жидкостей, в том числе и вязких. Износоустой-
чивость узлов распылителя, особенно сопла, в этом случае зна-
чительно повышается.
Другим не менее важным достоинством таких распылителей
является возможность настройки излучателя на различные ча-
стоты и мощности и получение таким образом различной дис-
персности распыленной жидкости и производительности.
В форсунках с ультразвуковым генератором жидкость пода-
ется либо непосредственно на излучающую поверхность преоб-
разователя, либо через промежуточный элемент и мгновенно
превращается в поток мельчайших капель.
Форсунки с магнитострикционным излучателем. Параметры,
характеризующие качество распыливания форсунками такого
типа, являются функциями многих переменных и пока еще пол-
ностью не изучены. Однако для некоторых схем распылителей
с магнитострикционными преобразователями найдены зависимо-
сти производительности, дисперсности, угла факела распыла и
дальнобойности струи от амплитуды колебаний и подводимой
электрической мощности применительно к ряду жидкостей с
различными вязкостью и поверхностным натяжением.
Остановимся более подробно на результатах исследований
магнитострикционной форсунки, приведенных в работе [107].
В опытах расход жидкости изменялся в интервале 0,05—5 кг/ч
при давлении в жидкостной линии не более 5 кПа. Результаты
исследований показали, что производительность форсунки зави-
сит от амплитуды колебаний рабочего элемента, вязкости и по-
верхностного натяжения распыливаемой жидкости, способа ее
подачи на рабочую поверхность и ряда геометрических характе-
ристик (диаметра сопла форсунки, площади смачиваемой по-
верхности и др.).
На рис. 9.1,0 показана зависимость производительности фор-
сунки от подводимой электрической мощности и частоты ко-
лебаний f. Опыты проведены при трех значениях f — 20, 40 и
203
Рис. 9.1. Характеристики ультразвуковой форсунки:
а — зависимость производительности от подводимой электрической мощности и частоты
колебаний; б — зависимость угла факела распыла от производительности форсунки и ам-
плитуды колебаний (вода f—20 кГц, dc=l,4 мм).
60 кГц. Из рисунка видно, что с увеличением частоты колебаний
производительность форсунки уменьшается. Зависимость расхо-
да от амплитуды колебаний А аппроксимирована эмпирическим
соотношением
Ож = Л/(3,44-0,043Л) (9.3)
Средний диаметр капель распыливаемой жидкости с увели-
чением расхода (при A = const) возрастает, а с увеличением ча-
стоты от 20 до 60 кГц уменьшается и составляет 20—120 мкм.
Угол факела распыла зависит от амплитуды колебаний и
производительности форсунок (рис. 9.1,6). При этом внешйий
вид факела также меняется: при небольшой амплитуде (5—
7 мкм) факел имеет почти цилиндрическую форму, а при ее
увеличении появляются хорошо выраженные внутренний и внеш-
ний конусы, причем внутренний конус имеет более плотную
структуру, чем внешний. При амплитуде до 30 мкм угол внут-
реннего конуса изменяется незначительно, а при больших амп-
литудах (Л^50 мкм) происходит^ еще большее расслоение фа-
кела. Направление факела изменяется с изменением угла накло-
на кромки рабочей поверхности форсунки.
Дальнобойность струи испытанных форсунок лежит в преде-
лах 300—700 мм и уменьшается примерно пропорционально
плотности распыливаемой жидкости.
Конструктивные схемы форсунок. Разработанное в
НИИХИММАШе распылительное устройство (рис. 9.2, а) со-
стоит из магнитострикционного преобразователя с резонансной
частотой 18 или 22 кГц, распылительной насадки и узла для
тангенциального ввода распыляемой жидкости. Производитель-
ность распылителя достигает 0,14 л/с (по воде) при диаметре
факела распыла до 2,0 м; потребляемая мощность 0,8 кВт.
Распылители подобного типа могут применяться в тепло- и
массообменных аппаратах (скрубберах, сушилках, абсорберах и
т. п.); они довольно просто монтируются в том количестве, ко-
204
jropoe требуется для достижения заданной производительности.
Для интенсификации описанных процессов, а также для по-
лучения порошка путем диспергирования расплавленных метал-
лов применяют ультразвуковые распылители с активным и пас-
сивным насадками (рис. 9.2,6, в).
В устройстве с активной насадкой к полуволновому концент-
ратору магнитострикционного излучателя присоединена насад-
ка— цилиндр с внутренней экспоненциальной полостью, окан-
чивающейся тонкостенной оболочкой в виде усеченного конуса.
На цилиндрическую поверхность распылительной насадки пода-
ется диспергируемая жидкость, стекающая в виде тонкой плен-
ки. Амплитуда колебаний, передаваемых от магнитострикцион-
ного излучателя, .на конической части распылительной насадки
достигает 2—14 мкм. Коническая часть насадки совершает из-
гибные и радиальные колебания частотой 20 кГц. При амплиту-
де 12 мкм начинается распыливаиие.
Распылитель с пассивной насадкой состоит из магнитострик-
ционного излучателя, двухполуволнового концентратора и на-
садки в виде диска или полушара. Устройство устанавливают
под небольшим углом к горизонтальной плоскости. Колебания
Рис. 9.2. Схемы распылительных устройств с магнитострикционным излуча-
телем [191]: '
а — ультразвукового (1 — магнитострикционный преобразователь; 2 — распылительный на-
садок, 3— тангенциальные каналы подвода жидкости); б — с активным насадком; в — с
пассивным насадком; г — с магнитострикционным преобразователем [94]; д — с излучате-
лем из феррита [107]: / — концентратор; 2, 3 —каналы для подвода жидкости; 4, 8 —
соответственно пассивный и активный элементы генератора; 5 — корпус; 6 — полость для
^охлаждающей жидкости; 7 — вентилятор. _
205
передаются от излучателя концентратору, а затем пассивной на-
садке; в результате происходит распыление подаваемой на на-
садку жидкости (либо расплава или суспензии) в виде равно-
мерного факела.
В работе [191] приведены технические характеристики рас-
пылителей с активной насадкой (I) и с пассивной (II):
Параметры I II
Производительность, л/ч Б00 50
Диаметр факела, м До 1,5 0,5
Средняя дисперсность капель, мкм 10—100 10-100
Габаритные размеры, мм
высота 400
диаметр 150 •—•
На рис. 9.2, а показана схема форсунки, в которой трубка
для подвода жидкости выполнена из ферромагнитного материа-
ла. На трубке установлены две электромагнитные катушки, к
которым подается переменное напряжение высокой частоты.
Магнитный поток при определенных частотах вызывает в фер-
ромагнитном материале магнитострикционный эффект, и каж-
дый импульс магнитного возбуждения сжимает или растягивает
трубку. Один конец трубки неподвижно закреплен, поэтому дру-
гой вследствие повторных растяжений и сжатий вибрирует в
продольном направлении. Частота магнитного потока равна ре-
зонансной частоте трубки или ее гармонике. В месте закрепле-
ния образуется узел колебаний, т. е. они отсутствуют. Для того
чтобы достигалось максимальное колебание свободного конца,
длина трубки должна равняться */4; 3Д; 5/4 и т. д. длины вол-
ны при резонансной частоте вибраций. Колебание трубки спо-
собствует развитию волновых возмущений струи, а при некото-
рых частотах приводит к кавитации пленки распыливаемой
жидкости.
Воздух, проходящий снаружи трубки, также подвергается
колебательному воздействию. Изменяя частоту и энергию коле-
лебаний соответствующим изменением параметров электриче-
ского тока, подаваемого в катушки, можно регулировать дис-
персность распыливаемой жидкости в форсунке.
На рис. 9.2, д показана схема магнитострикционной форсун-
ки, в которую входят ультразвуковая колебательная система —
активный элемент (магнитострикционный преобразователь из
ферромагнитного материала), пассивный элемент (трансформа-
тор-концентратор упругих колебаний) и система постоянного
подмагничивания, обеспечивающая получение возможно боль-
ших механических деформаций активного элемента. Коэффици-
ент усиления амплитуды колебаний системы зависит от соотно-
шения площадей концентратора и от характера изменения пло-
щади по длине.
Жидкость поступает по радиальному каналу, высверленно-
му в диафрагме (размещенной в узле колебаний — в точке кон-
центратора, где отсутствуют колебания), а затем выходит на
206
рис. 9.3. Схемы ультра-
Ку ко вых распылитель-
ных устройств с пьезо-
электрическим излучате-
ле — со сферическим излуча-
Г телем [191] (/ — отбойник;
2 — штуцер; 3 — рубашка;
—I 4 — пьезоэлектрический излу-
чатель); б — с пьезокристал-
лическим генератором коле-
баний; в —с одним (/) и
двумя (2) резонаторами.
торцевую поверхность концентратора и распиливается. Воздух
подводится в зону распыливаемой жидкости от автономного вен-
тилятора или из сети сжатого воздуха. Преобразователь воз-
буждается от ультразвукового генератора и охлаждается водой.
Форсунки с пьезоэлектрическим излучателем. Пьезоэлектри-
ческие распылительные устройства работают в широком диапа-
зоне резонансных частот (от сотен до нескольких тысяч кГц).
На рис. 9.3, а представлена схема распылителя, в котором
диспергируемая жидкость расположена над сферическим излу-
чателем так, что ее уровень находится в области фокального
пятна. Пьезоэлектрический распылитель производительностью
0,473 л/с работает на частоте 2 МГц и распыливает жидкость до
частиц размером 0,5 мкм.
На рис. 9.3, б показаны форсунки с пьезокристаллическим ге-
нератором колебаний; на рис. 9.3, в — форсунка с одним (/) и
двумя (2) резонаторами.
9.3. ЭЛЕКТРОСТАТИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ
При искусственной электризации распыливаемой жидкости
(подводом потенциала к штуцеру распылителя, электростати-
ческой индукцией, коронным разрядом и другими способами)
струя жидкости находится в электрическом поле. Под действи-
ем этого поля на поверхности пленки жидкости происходит не-
которое распределение давлений, деформирующее пленку и вы-
зывающее потерю ее устойчивости, распад и образова~ние ка-
пель. Образующиеся капли приобретают электрический заряд.
При этом увеличивается электронапряженность поля или потен-
циал капель, уменьшается их собственное внутреннее давление,
а соответственно и поверхностное натяжение.
207
С уменьшением внутреннего давления (т. е. сопротивления}
капель увеличивается эффективность воздействия аэродинами-
ческих сил, что резко повышает силы «взрыва» капли. Чем
сильнее «взрыв», тем мельче «брызги» разрушенной капли и
тем быстрее переход от полидисперсной системы к монодисперс-
ной. Кроме того, заряженные капли, возможно, приобретают
ряд новых физических и химических свойств, отличающихся от
свойств жидкости, из которой они образовались [103, 171, 174,
181].
Для электрического распыливания параметры, определяю-
щие амплитуду разрушения пленки жидкости, с учетом интен-
сивности электростатического поля выражаются зависимостью
[197]:
д2с(Л / a k3e \
~д^-+[т^~8к~~ГЕ)с{1) = 0 (9-4>
где Е — напряженность электростатического поля на границе раздела воз-
дух— жидкость; k=n/dK — волновое число выноса, пропорциональное диамет-
ру капель; с(() —амплитуда волны.
Для распыленной жидкости без подвода напряжения от по-
стороннего источника интенсивность электрического поля выра-
жается формулой E=E0cosd)t.
После несложных преобразований с учетом того, что Е2 =
= l/2£o2(14-cos<i)Z), и при условии, что <i>t=r, уравнение (9.4)
примет вид:
д2Д(т) / oKfe3 gk _ k2e. а
dr2 + \ рксол2 ыг2 2рксо02 °
Л2е£02 \
-1^ cos2i)+..- + »(t)= 0 (9.5)
Введем следующие обозначения:
й2е£02 aKk3 gk
2рксооа В И Рк<о9а ~ С1>02
Тогда уравнение (9.5) зайишется в* виде
Д2_|_(С —2gcos2T)C=0 (9.6)
Как видно из уравнения (9.6), амплитуда разрушения жид-
костной пленки зависит от интенсивности и частоты электроста-
тического поля, от поверхностного натяжения и плотности жид-
кости.
В работе [171] получены соотношения, определяющие взаи-
модействие заряженных капель с потоком воздуха и зависи-
мость степени дисперсности распыленной жидкости от их элек-
тризации.
Избыточное давление внутри заряженной капли (в Па) при
известных потенциале капли U, заряде капли q или напряжен-
208
мости электрического поля Е определяется по соответствующим
1 уравнениям:
2о е„ и2 ро г 8 2 ’ г2 2о 1 д2 Ро~ г е ’ 32еол2г* (9*7> Pq = ~ 880Е2
где е=1+2(ер—1)/(е₽+г) —относительная диэлектрическая проницаемость;
еР—диэлектрическая постоянная; U — потенциал; во — постоянная электри-
ческого поля; для воздуха ео=8,854-10-12 А-с/В-м.
Поверхностное натяжение заряженной капли о при извест-
ных потенциале U, заряде q или напряженности Е рассчитыва-
ют по уравнениям:
£0 иг
aq—C — е • г
q2
= ° — е-64еол2г3 <9-
Г
cq=a — — ее0Е2
Силовое взаимодействие заряженных капель с потоком воз-
духа при известном U, q или Е выражается следующими зави-
симостями:
рш2от 2и е0 U2
2
Р^ог 2о _1_ д2
2 ~ г ~ е ' 32е0лМ '
раиаот 2а 1
—2—» —- —се0Е2
•
Анализ уравнений (9.7) и (9.8) показывает, что при получе-
нии каплей электрического заряда внутреннее давление, а соот-
ветственно и поверхностное натяжение ее уменьшаются прямо
пропорционально квадрату этих величин.
В работе [171] приведен следующий пример. Распыливаемые частицы
Жидкости диаметром 20 мкм получают заряд потенциалом 300 В. При отсут-
ствии заряда частицы таких размеров разрушались бы при скоростном напо-
ре, равном р|1ш2<,т/2~2а/г=145 500 Па (-~0,14 МПа).
Если радиус капли воды r=2-10-s м’, поверхностное натяжение о со-
ставляет 0,073 Н/м, подводимый потенциал 17=300 В, диэлектрическая
постоянная ер=81 и постоянная электрического поля для воздуха ео=
==8,854-10-12 А-с/В-м, то поверхностное натяжение, согласно уравнению
(9.7), понижается до ag = 0,01526. Соответственно аэродинамические силы, не-
обходимые для разрушения такой заряженной капли, согласно уравнению
(9.9), также уменьшаются до рш2от/2= 3075 Па, т. е. более чем в четыре раза.
14-161
209
Предельная скорость, с которой капля способна двигаться в
воздухе не разрушаясь, согласно [29], равна
К’пред = V °/(2рг) (9.10)
Радиус распиливаемых капель (в м) в зависимости от по-
тенциала, который подводится к штуцеру распылителя, при из-
вестном U, q- или Е определяют по соответствующим уравнени-
ям:
U2
гд=г-гг0-^-
Ф
гч — г ее0-64л2г2а
Л« = г(1_^“еео£2)
Пример. При распиливании воды образуются капли одинаковых разме-
ров— радиусом 10 мкм, т. е. 10-s м., Если на каждую из этих капель пода-
вать заряд потенциалом 300 В, то капли начнут разрушаться под действием
•аэродинамических сил, и радиус вновь образовавшихся капель, согласно
уравнению (9.11), гв=2-10~6 м. Таким образом, прй подведении потенциала
к капле размеры ее уменьшатся в 5 раз.
Увеличивая подводимый потенциал (до образования искро-
вого разряда), можно существенно повысить дисперсность рас-
пыла, рассчитав параметры по уравнениям (9.11) при извест-
ных заряде q и напряженности Е.
В работе [197] рассмотрены процессы, возникающие в рас-
пыленных заряженных жидкостях, на примере пневматической
форсунки внешнего смещения (см. рис. 9.6, е). Правда, опыты,
выполненные в работе [197], характеризуют только физическую
картину взаимодействия заряженных частиц жидкости с возду-
хом. Для электризации использовалось поле между электро-
дом и жидкостью, находящейся под нулевым потенциалом.
Число зарядов на каплях распыленной жидкости зависит, в
частности, от времени, в течение которого они электризуются.
Так как при электростатическом распыливании длительность
электризации зависит от расхода распыливаемой в единицу
времени жидкости, последний может служить характеристикой
времени электризации.
Особенно сильно сказывается влияние расхода жидкости на
величину заряда в случае, когда капли электризуются способом
контактной передачи или индукцией [170].
Зависимости заряжаемости воды и бензина А-95 от расхода
л подводимого потенциала представлены на рис. 9.4.
Для воды (рис. 9.4, а) линия, характеризующая зависимость
заряжаемости от расхода, при любом потенциале почти парал-
лельна оси расхода, а для.бензина А-95 (рис. 9.4,6) с увеличе-
нием расхода заряжаемость падает. Падение заряжаемости осо-
бенно резко выражено при малых значениях потенциала. На-
пример, с увеличением расхода в 4 раза при 10 кВт (от 0,02 до
0,08 мл/с) заряд уменьшается от 0,5-10_,° до 0,1 • 10-10 Кл, т. е.
<>1П
Рис. 9.4. Зависимости заряжаемости жидкости от ее расхода при различных
значениях подведенного потенциала для воды (в) и бензина (б).
в 4 раза, а при 22 кВт—от 2,5-10~10 до 1,6- 1О~10 Кл, т. е. менее
чем в 2 раза.
Таким образом, чем меньше диэлектрическая постоянная
жидкости, тем большее влияние оказывает расход жидкости на
ее заряжаемость.
Увеличением диэлектрической постоянной можно резко
повысить заряжаемость жидкостей и тем самым улучшить их
дисперсность, интенсифицировать процесс (например, процесс
испарения в сушильных агрегатах).
Повышение диэлектрической постоянной жидкостей с малой
электропроводностью может быть осуществлено несколькими
способами, например путем добавления электропроводных при-
садок (щелочных металлов, например, диэлектрическая посто-
янная которых стремится к бесконечности). На степень заря-
женности капель влияет также материал распылителя.
Авторы [171] рассмотрели зависимость поверхностной энер-
гии распыливаемых капель от степени их электризации. На при-
мере двух капель радиусом R, одна из которых распыливается
в обычных условиях (рис. 9.5,а), а вторая — в условиях корон-
ного разряда (рис. 9.5,6), получены зависимости приращения
поверхностной энергии заряженных капель АЕ (в Дж) от по-
тенциала, от заряда и от напряженности электрического поля:
,,, ЛЕ2е027?2и4
4Г2„_ее<г(у2
АГ- Я2 /Г1 1ЛХ
Д£? 16лееог (64п2ее0г3а — q2) 12>
’ ле2е207?4Е4
Е 4а — гее0Е2
где —радиус капли до разрушения; г — радиус капель, получаемых при
обычном распиливании.
14,
211
Рис. 9.5. Схема распада капли жидкости:
а — при обычных условиях; б — в электростатическом поле.
При обычном распыливании приращение поверхностной энер-
гии, являющейся результатом работы только аэродинамических
сил, определяется по уравнению
, ЛЕ = 4л/?2 (R/r — 1) о (9.13)
При распыливании с электризацией капель приращение по-
верхностной энергии является суммарным результатом работы
аэродинамических и электрических сил и при известных потен-
циале, заряде или напряженности электрического поля выража-
ется зависимостями:
J R Л ле2е0а/?21/4
Д^сум — 4 л/? г — 1 j а + b4f2a _ eeorLI2
— —1) ° + 16лее0г (64 л2ев0г3а — 92)
(9-14)
Д£сум = 4л/?2
ле2в02/?4£'4
° + 4а — ве0г£2
Расчеты показывают [171], что распыливая капли воды ра-
диусом /? = 2-10'3 м с поверхностным натяжением'о=0,073 Н/м
без электризации (см. рис. 9.5), можно получить каплю радиу-
сом 25-10-6 м. Увеличение поверхностной энергии при этом со-
ставляет АЕ = 290-10~6 Дж. При распыливании такой же капли,
наэлектризованной до потенциала 530 В, с помощью тех же
аэродинамических сил., получено двукратное увеличение по-
верхностной энергии (ДЕСум=515-10‘ 6 Дж).
Однако расчеты, проведенные для второго случая, показыва-
ют, что радиусы капель гд, полученных при распыливании, рав-
ны 0,4-10~6 м, т. е. почти в 63 раза меньше, чем при обычных
условиях дробления. Следовательно, без учета падения поверх-
ностного натяжения, обусловленного электрическими силами,
увеличение поверхностной энергии капель в этом случае соста-
вило бы
АЕсум = 4л/?2 (R/rg — 1) о = 18 340- 10-е в/м
Это увеличение поверхностной энергии почти в 63 раза боль-
ше получаемого при обычном распыливании и в 40 раз больше
рассчитанного по второй формуле (9.12). Такой результат под-
сказывает очень интересный и важный вывод.
212
Известно, что увеличение поверхностной энергии распылива-
емой жидкости ведет к ее охлаждению. Заряды, приобретенные
каплями, также вызывают некоторое увеличение поверхностной
энергии -капель, их охлаждение. Однако этот эффект действия
зарядов ограничен тем, что одновременно снижается поверхно-
стное натяжение капель. Следовательно, если после электроста-
I тического распыливания, сопровождающегося электризацией
жидкости, полученные капли разряжать индуктивным или дру-
гими способами, то они могут вновь приобрести поверхностное
натяжение, которое имели до электризации. Это приведет к рез-
кому увеличению поверхностной энергии капель, т. е. к резкому
их охлаждению и получению больших отрицательных темпера-
1 тур, что представляет интерес для создания принципиально но-
вого генератора холода.
На основании полученных результатов авторы работы [1У1]
делают следующие основные выводы.
1. Поверхностная энергия распыливаемых капель зависит от
величины аэродинамических сил и от степени электризации и
возрастает прямо пропорционально величине ле2е2о#2С/4 и об-
ратно пропорциональна 4г2ад.
2. С увеличением потенциала, заряда или напряженности
электрических полей капель уменьшается их поверхностное на-
тяжение, что ограничивает рост поверхностной энергии.
3. Разрядка электростатически распыленных капель приво-
дит к резкому увеличению их поверхностной энергии и, следова-
тельно, к резкому их охлаждению.
Конструктивные схемы. Форсунки с искусственной электри-
зацией распыливаемой жидкости можно условно разделить на
три основные группы: для распыливания жидкостей (в том
числе и вязких), для нанесения покрытий и для распыливания
порошков.
На рис. 9.6,а показана центробежная форсунка Со стержнем
из электропроводного материала, подключенным к источнику
тока. При подводе напряжения к форсунке происходит перерас-
пределение скоростей движения жидкости и вследствие этого—-
изменение дисперсности и угла факела распыла.
На рис. 9.6,6 показана схема форсунки, в которой для до-
стижения высокой дисперсности при большой производительно-
сти к электроду, связанному с отражателем, присоединен маг-
нитный вибратор. При распыливании жидкость выходит через
кольцевую щели в виде пленки и попадает на соединенный с
электродом конический отражатель. Вследствие вибрации отра-
жателя (частоту колебаний которого можно регулировать изме-
нением частоты подаваемого в магнитный вибратор электриче-
ского тока) пленка распадается на заряженные капли распы-
ленной жидкости, которые затем диспергируются на более мел-
кие частицы.
На рис. 9.6, в изображена форсунка, в которой штуцеры для
подвода жидкости и газа связаны между собой закрепленным
213
Рис. 9.6. Схема форсунок электростатического распыливания:
а — центробежная [150] (/ — корпус; 2— камера закручивания; 3— электроизолирующая
втулка; 4— электропроводный стержень); б — с магнитным вибратором [124] (/—ди-
электрическая шайба; 2 — втулка; 3 — отражатель; 4— электрод; 5 — корпус; 6 — кон-
тактный болт; 7—мембрана; 8— электромагнит); в — пневматическая [177] (/ — элект-
род; 2 — изолирующая шайба; 3— корпус; 4 — токоподводящнй .провод; 5, 7 — штуцеры
для подвода жидкости — второй электрод — и воздуха; 6 — контактная проволока); а —
пневматическая [59] (1 — корпус; 2 — кольцевой изолятор; 3— кольцо с электродами;
4 — генератор); д — пневматическая с двусторонним подводом воздуха [94] (/ — сопло;
2 — центральный канал; 3, 4 — искровые электроды; 5, 6 — кольцевые каналы для под-
вода воздуха); е — пневматическая [1971. (/ — электрод; 2 — корпус; 3, 6 — штуцеры; 4 —
наконечник; 5 — кольцевая канавка.
на наружной поверхности корпуса форсунки электродом. В кор-
пусе имеется изолированный от распиливаемых агентов канал,
в котором проложен провод, соединенный с индуцирующим
электродом. __
214
Рис. 9.7. Схемы форсунок электростатического распыливания:
а—струйная для вязких жидкостей [206] (/ — диэлектрический корпус; 2— сопло; 3—
изоляционный блок с цилиндрическим стержнем; 4 — проволочные электроды; 5 — кана-
лы подвода жидкости); б — струйная (7 — корпус; 2 — продольные щелевые каналы; 3 —
коронирующие пластинки; 4— ограничители пластинок; 5 — заглушка); в — пневматиче-
ская для вязких жидкостей [184] (/ — корпус; 2, 3 —каналы для подачн воздуха и жид-
кости, 4, 6 — заземленный и коронирующий электроды; 5 — разрядный промежуток; 7 —
обойма; 8—распылительная головка); г — пневматическая для распыливания порошков с
двусторонним подводом воздуха [51] (/ — сопло; 2 — камера закручивания; 3 — танген-
циальные каналы для подвода воздуха; 4, 5 — каналы для подвода воздуха и порошка).
На рис. 9.6, г приведена схема пневматической форсунки для
распыливания ядохимикатов или нанесения покрытий. Электрод,
смонтированный в кольцевом изоляторе, установлен на внешней
поверхности корпуса. У острых кромок электрода развивается
коронный разряд, в результате создается большое число ионов
одного знака, заряжающих частицы жидкости униполярно.
Между электродами и напыляемой поверхностью образуется
электростатическое поле. Двигаясь вдоль силовых линий поля,
заряженные частицы принудительно и равномерно осаждаются
на напыляемой поверхности.
На рис. 9.6, д показана пневматическая форсунка с двухсто-
ронним подводом электростатически заряженного воздуха. Жид-
кость поступает по центральному каналу вместе с воздухом,
Ионизированные молекулы которого ускоряются в электриче-
ском поле, и направляется в сопло. Вторичный воздух поступа-
ет по двум кольцевым каналам, предварительно пройдя искро-
вые электроды.
На рис. 9.6, е приведена схема форсунки с подзарядкой жид-
кости. Съемный эбонитовый наконечник позволяет регулировать
215
расход жидкости, которая подводится к кольцевой канавке и за- 1
тем в виде тонкой пленки равномерно растекается к выходному 1
соплу. В нижней части электрода установлены съемные втулки
для изменения выходного сечения воздушного канала.
На рис. 9.7, а показано'устройство для распыления вязких
жидкостей (например, лакокрасочного материала) в электроста-
тическом поле. Узел подачи жидкости выполнен в виде установ-
ленного концентрично соплу изоляционного блока с равномерно i
расположенными по его периферии каналами подачи жидкости. I
Блок имеет цилиндрический стержень, выступающий за корони-
рующий электрод, и сопло; зарядное устройство выполнено в
виде проволочных электродов, смонтированных в каналах.
В форсунке (рис. 9.7,6) коронирующие пластинки снабжены .
ограничителями со скошенными под углом 5—-10° кромками,
расположенными по бокам пластинок на их рабочей поверхно-
сти. В форсунке для нанесения покрытий в электрическом поле
(рис. 9.7, в) канал для подвода воздуха расположен между
электродами. На рис. 9.7, а показана пневматическая форсунка
с двухсторонним подводом распыливающего агента.
9.4. ПУЛЬСАЦИОННОЕ РАСПИЛИВАНИЕ
В современных форсунках значительная часть энергии распыли-
ваемой жидкости затрачивается на ускорение движения капель
и на потери при вязкой деформации. Известно, что дробление
капель жидкости обусловлено потерей устойчивости течения в
струях и пленках вследствие образования на их поверхности не-
устойчивых волн. Поэтому наложение пульсаций на поток рас-
пыливаемой жидкости должно приводить к увеличению- поверх-
ностной энергии, быстрой потере устойчивости потока и более
тонкому диспергированию.
Сущность пульсационного распыливания состоит в том, что
возникающие при истечении струи возмущения, вызывающие
дробление жидкости, усиливаются в результате искусственно •
создаваемых пульсаций. При этом возможны два принципиаль-
но отличных способа наложения пульсаций. По первому спосо-
бу создаются пульсации расхода жидкости — как правило, за
счет перекрывания проходных каналов или соплового отверстия
распылителя. По второму способу создаются (возбуждаются)
колебания давления перед форсункой с помощью поршневого •
пульсатора. В соответствии с этим форсунки, в которых реали-
зован первый способ, будем называть пульсационными форсун-
ками с прерывателем, а второй — с возбудителем.
Исследована [120] работа центробежно-струйных пульсаци-
онных форсунок с прерывателем, имеющим механический при-
вод (рис. 9.8, а) и с возбудителем — поршневым пульсатором
давления (рис. 9.8,6). Частота пульсаций изменялась от 5 до
250 Гц, перепад давления — от 0 до 1,2 МПа.
216
Ряс. 9.8. Пульсационные фор-
сунки
t — с механическим приводом пре-
рывателя [205] (/ — периферийный
канал. 2 — вкладыш; 3 — вал; 4 —
сопло, 5 — диск прерывателя с от-
верстиями; 6 — радиальные отвер-
стия); б —с возбудителем пульса-
ций (/ — форсунка; 2 —цилиндр с
цоршнем; 3 — питательная емкость;
4 — насос; 5 — магистраль).
В форсунке с прерывателем подводимая жидкость разделя-
ется на два потока. Один поток поступает по периферийным ка-
налам вкладыша и при совпадении их с отверстиями на диске в
виде вращающейся пленки направляется к выходному соплу.
[Второй поток через радиальные отверстия во вкладыше посту-
пает в осевой канал вала и также направляется в сопло, где
взаимодействует с периферийным потоком. При включении
пульсатора вал и жестко закрепленный на нем диск начинают
вращаться, что вызывает пульсации расхода периферийного по-
[ тока и осевой струи. Частоту пульсаций можно регулировать в
I широких пределах изменением частоты вращения вада и числа
периферийных и радиальных каналов.
В форсунке с возбудителем (рис. 9.8,6) пульсации возника-
ют вследствие возвратно-поступательного движения поршня.
[Жидкость из питательной емкости поступает на форсунку. Пор-
1 шень периодически отбирает и вновь возвращает в напорную
1 магистраль некоторое количество жидкости, возбуждая в ней
I пульсации давления.
Расходные характеристики форсунок представлены на
Грис. 9.9,а, б. За начальную точку при нулевой частоте принято
положение, при котором каналы вкладыша и прерывателя сов-
падают. Приведенные зависимости (рис. 9.9, а) показывают, что
увеличение частоты до 30 Гц вызывает в пульсационной форсун-
ке с прерывателем существенное уменьшение расхода, связан-
|[ное, по нашему мнению, с уменьшением эффективной площади
I [Проходных каналов. При более высоких частотах производи-
[ тетьность этой форсунки не меняется. У форсунки с возбудите-
l лем и в низкочастотной области расход не зависит от частоты
.Пульсации (рис. 9.9,6).
Характеристики распределения жидкости в факеле распыла
приведены на рис. 9.9, в, г, где по оси ординат отложены значе-
ния относительной плотности орошения q0TK=qlqm&x, а по оси
абсцисс — относительного радиуса /?оти=/?//?95- Как видно из
•рисунка, характер распределения с увеличением частоты пуль-
217
Рис. 9.9. Характеристики пульсационных форсунок:
а. б — расходные; в, г — распределения; -д, е — дисперсные; а, в, д —с прерывателем;
б, г, е — с возбудителем.
саций меняется, причем у форсунок с прерывателем при малых
частотах наблюдается резкое смещение максимума qOtH влево,
т. е распределение становится струйным, а угол факела не-
сколько уменьшается. При дальнейшем росте частоты угол фа-
кела начинает расти, а распределение плотности орошения ста-
новится равномерным (рис. 9.9,в).
У форсунок с возбудителем рост угла факела наблюдается
при увеличении частоты во всем диапазоне. При этом провал
плотности орошения на оси факела увеличивается, т. е. распре-
деление смещается в центробежную область (рис. 9.9,а). Веро-
ятно, в диапазоне частот от 20 до 50 Гц наблюдалось бы резкое
смещение максимума влево, как в форсунке с прерывателем,
однако технические возможности возбудителей не позволяли по-
лучить более высокие частоты.
218
Дисперсные характеристики. Зависимость среднего объемно-
Г поверхностного (заутеровского) диаметра капель от частоты
для пульсационной форсунки с прерывателем представлена на
рис. 9.9, д. Можно видеть, что при увеличении частоты до 80 Гц
заутеровский диаметр существенно уменьшается, а затем оста-
ется практически неизменным. У форсунки с возбудителем
(рис. 9.9, е) зависимость объемно-поверхностного диаметра d32
от частоты пульсации имеет экстремальный характер: вначале
di2 возрастает, достигая некоторого максимума, а затем убыва-
» ет до значения, меньшего, чем при нулевой частоте.
Приведенными выше данными, а также опубликованными
ранее [127] исчерпывается информация о пульсационном распы-
ливании, т. е. изучение этого способа диспергирования жидко-
стей находится на стадии накопления информации. Однако уже
I сейчас можно сделать некоторые выводы, говорящие о перспек-
I тивности дальнейших работ в этой области:
наложение пульсаций на поток распыливаемой жидкости
вызывает сканирование и пульсацию формы факела, которые
могут быть полезны в ряде технологических аппаратов, посколь-
I ку способствуют турбулизации и перемешиванию фаз;
пульсирующие струи распыленной жидкости характеризуют-
[ ся меньшими размерами капель, чем непульсирующие;
некоторые схемы пульсационных форсунок (например, с пре-
рывателем, установленным под вкладышем) позволяют управ-
лять распределением плотности орошения в факеле в широких
I пределах;
разработан достаточно широкий ассортимент конструктив-
ных схем пульсационных форсунок (приводятся ниже).
Рис. 9.10. Схемы пульсациоиио-гидравлических форсунок:
«— струйная пружинно-клапанная; б — центробежная с механическим приводом пульса-
тора (с нижним расположением прерывателя); в — центробежная (тангенциальная) с гид-
равлическим пульсатором.
О1П
Рнс. 9.11. Распределение
жидкости в факеле фор-
сунки, показанной иа
рис. 9.10,6:
1 — прерыватель неподви-
жен. отверстия прерывате-
ля и вкладыша совпадают;
2 , 3 — прерыватель враща-
ется навстречу закрученной^
жидкости с частотой 900 н
1500 об/мин; 4 — прерыватель
вращается в направлении
закручивания с частотой
900 об/мин.
Конструктивные схемы форсунок. Пульсационное распили-
вание не может существовать само по себе. Наложение пульса-
ций позволяет улучшать характеристики известных способов
распиливания. Поэтому можно выделить пульсационно-гидрав-
лическое, пульсационно-механическое,, пульсационно-пневмати-
ческое распыливаиие, осуществляемое в соответствующих фор-
_ сунках.
Простейшей пульсационно-гидравлической форсункой явля-
ется струйная пружинно-клапанная форсунка (рис. 9.10,а).
При подводе жидкости давление в корпусе форсунки нарастает,
пружина сжимается и открывается сопловой канал для выхода
жидкости. В этот момент давление в корпусе мгновенно умень-
шается, пружина втягивает прерыватель, сопловой канал пере-
крывается, и цикл повторяется. Частоту циклов можно регули-
ровать установкой пружин различной жесткости.
Достоинствами пружинно-клапанной форсунки являются
простота конструкции, возможность самоочищения соплового
канала (что позволяет снизить требования к качеству фильтро-
вания жидкости), возможность регулирования корневого угла
факела изменением угла скоса запирающего элемента головки
прерывателя.
На рис. 9.10,6, в показаны центробежные форсунки, в одной
из которых (рис. 9.10,6) прерыватель приводится во вращение
внешним приводом, а в другой (рис. 9.10, в)—энергией распи-
ливаемой жидкости. Жидкость по тангенциальному каналу по-
ступает в камеру пульсатора и приводит во вращение преры-
ватель. Лопасти прерывателя периодически перекрывают пря-
моугольный канал входа в камеру закручивания, создавая в
ней прерывистое течение и пульсационное истечение из сопла.
При нижнем расположении прерывателя (рис. 9.10,6) он
оказывает сильное влияние на характер истечения. Под дейст-
вием сил вязкости прерыватель либо создает дополнительное
закручивание жидкости, либо, наоборот, тормозит ее, в зависи-
мости от того, совпадает или не совпадает направление его вра-
щения с направлением закручивания жидкости в винтовых кана-
лах вкладыша. Следствием этого является изменение угла рас-
220
крытия факела и распределения жидкости по его сечению. Ча-
стота вращения прерывателя играет в этих случаях существен-
ную роль.
На рис. 9.11 приведены кривые распределения для четырех
случаев: 1) прерыватель неподвижен, а отверстия прерывателя
и вкладыша полностью совпадают; 2) и 3) прерыватель враща-
ется навстречу закручиваемой жидкости с частотой 900 и
1500 об/мин; 4) прерыватель вращается в направлении закру-
чивания. Как видно из рисунка, характер распределения в пер-
вом и четвертом случаях типично центробежный, во втором —
центробежно-струйный, а в третьем — струйный. Корневой угол
факела равен соответственно 95, 70, 23 и 120°.
Центробежно-струйные пульсационные форсунки показаны
на рис. 9.12. Форсунка с гидравлическим пульсатором (рис.
9.12, а) работает аналогично схеме, показанной на рис. 9.10,г,
с той разницей, что прерыватель вращается не на игольчатом
подшипнике, а на выступе, расположенном в неподвижном
вкладыше. Изменением зазора между вкладышем и прерыва-
телем можно регулировать величину пульсаций.
Рис. 9.12. Схемы пульсационно-гидравлических центробежно-струйных фор-
сунок:
а — с гидравлическим пульсатором [104] (/ — радиальные каналы; 2, 6 — осевые каналы;
3, 5 — винтовые каналы; 4 — прерыватель; 7 — неподвижный вкладыш); б — тангенциаль-
ная [36] (/, 4 — неподвижный и вращающийся диски с секторными вырезами; 2 — камера
закручивания; 3 — лопатки; 5 — втулка прерывателя).
221
Рис. 9ЛЗ. Схемы пульсационно-гидравлических ударио-струйных форсунок:
а— со сплошным отражателем [71] (/ — вкладыш; 2 — конусный прерыватель; 3— сопло;
4 — диск); б — каскадная [73] (/ — рабочие диски; 2— сопло; 3— вкладыш; 4—преры-
ватель).
В форсунке на рис. 9.12,6 подводимая жидкость за счет
тангенциального соединения патрубка с корпусом приобретает
вращательное движение. В остальном работа форсунки анало-
гична действию предыдущих.
Пульсационно-гидравлические ударно-струйные форсунки по-
казаны на рис. 9.13. В форсунке со сплошным отражателем
(рис. 9.13, а) жидкость подводится под давлением и через вкла-
дыш поступает в сопло. При этом конус, расположенный во
вкладыше, перемещается вниз, кольцевой зазор между ним и
вкладышем увеличивается, расход жидкости возрастает, и дав-
ление перед соплом уменьшается. Конус начинает перемещать-
ся вверх, закрывая отверстие вкладыша, давление вновь возра-
стает, и цикл повторяется. Таким образом, создаются пульсации
расхода, частоту которых можно регулировать жесткостью пру-
жины. Из сопла жидкость подается на рабочий диск и течет в
направлении кромки в виде волнообразной пленки. Пульсиру-
ющая подача жидкости на диск, установленный на пружине, вы-
зывает его колебания. При срыве с кромки диска жидкость при-
обретает не только продольные (в направлении движения), но
и поперечные возмущения. Вертикальные колебания рабочего
диска способствуют увеличению площади и равномерности оро-
шения.
В каскадной ударо-струйной форсунке (рис. 9.13,6) жид-
кость под давлением поступает через вкладыш в сопло; преры-
ватель с коноидальной головкой перемещается вниз, кольцевой
’ зазор между ним и вкладышем увеличивается, расход жидкости
возрастает, а давление на головку прерывателя уменьшается.
/ При снижении давления прерыватель перемещается вверх, коль-
। цевой зазор уменьшается, давление вновь возрастает, и цикл
I повторяется. Из сопла жидкость подается на рабочие диски.
| Поскольку по мере удаления от сопла диаметр центральных от-
| верстий в дисках уменьшается, жидкость распределяется по ра-
бочим поверхностям дисков и течет по ним в направлении кром-
I ки в виде волнообразной пленки.
Для уменьшения потерь энергии при распределении струи на
I дисках на их отверстиях выполнены срезающие кромки. Допол-
нительная турбулизация жидкостной пленки осуществляется на
I кромке кольцевым буртиком, угол скоса которого и определяет
I форму факела.
На рис. 9.14 показана пневматическая форсунка с пульсаци-
I ей жидкости и газа. В этой форсунке пульсатор выполнен в ви-
де укрепленной в корпусе гибкой мембраны, по обе стороны ко-
I торой (в жидкостной и газовой камерах), напротив каналов под*
I вода жидкости и газа к внутреннему и наружному соплам, рас-
I положены клапаны.
Если давление жидкости выше, чем давление газа, то жид-
I кость поступает в камеру А, а газ — в камеру Б, откуда пода-
I ется к наружному соплу (в зазор между соплами). При этом
I нижний клапан почти полностью закрывает вход во внутреннее
сопло. Нарастающее давление жидкости прогибает мембрану,
верхний клапан перекрывает канал для подачи газа и открыва-
ет вход в канал для жидкости. Давление в жидкостной камере
резко падает, мембрана возвращается в первоначальное поло-
I жение, и начинается новый цикл. Если давление распыливаю-
щего газа выше давления жидкости, клапаны устанавливаются
таким образом, что вход в газовый канал закрыт, а во внутрен-
I нее сопло открыт. При равенстве давлений жидкости и газа
Рис. 9.14. Пульсацион-
ная пневматическая фор-
сунка [32, 34]:
А, Б — жидкостная и газо-
вая камеры: 1, 2 — верхний
и нижний клапаны; 3, 4 —
наружное и внутреннее соп-
ла; 5 — мембрана.
223
Тис. 9.15. Пульсационно-механические распылители:
а — дисковый [31] (/ — стакан; 2 — диск-прерыватель; 3, А— внешний ряд отверстий,
5, 6 — внутренний ряд отверстий; 7 — рабочий диск; 8— тарельчатый питатель; 9 — шкив);
б — конусный погружной [69] (/ — вращающийся диск; 2 — конусный питатель; 3 — не-
подвижный диск-прерыватель).
мембрана устанавливается в нейтральном положении, и в этом
случае работоспособны оба варианта.
На рис. 9.15, а, б показаны схемы пульсационно-механиче-
ских распылителей с дисковым рабочим элементом и с погруж-
ным конусом.
В первой схеме жидкость поступает в приемный стакан. При
совпадении отверстий диска-прерывателя и стакана жидкость
из внешнего ряда отверстий, расположенных на периферии, по-
ступает на верхнюю поверхность рабочего диска и центробеж-
ными силами сбрасывается с его верхней кромки. Жидкость,
вытекающая из отверстий внутреннего ряда диска-прерывателя,
через отверстия в рабочем диске попадает на тарельчатый пи-
татель, с которого под действием центробежных сил перетека-
ет на нижнюю поверхность рабочего диска. Таким образом
обеспечивается пульсационная подача жидкости к обеим по-
верхностям рабочего диска, вызывающая колебания диска и та-
рельчатого питателя вдоль оси вращения. Возникающие колеба-
ния поддерживаются установленной на валу пружиной.
Такая схема распылителя обеспечивает повышение дисперс-
ности, увеличение орошаемой поверхности и равномерное рас"
пределение жидкости в факеле. -
224
Во второй схеме при вращении распылителя жидкость начи-
нает подниматься по боковым поверхностям конуса к его осно-
ванию. Здесь она периодически поступает либо на верхнюю по-
верхность вращающегося диска (в момент совпадения отверстий
с радиальными пазами), либо на нижнюю (когда отверстия пе-
рекрыты). В результате обеспечиваются пульсации расхода
жидкости на обеих поверхностях распыливающего диска.
9.5. РАСПЫЛИВАНИЕ С ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫМ
ГАЗОН АС ЫЩЕНИЕМ
В ряде химико-технологических процессов жидкая фаза посту-
пает в аппарат самотеком из предыдущего аппарата, установ-
ленного на более высокой отметке. В этом случае располагае-
мый напор не превышает нескольких метров (обычно до 2—
3 м). Столь низкий напор не позволяет воспользоваться обыч-
ными гидравлическими форсунками, так как в большинстве из
них факел при этом не разворачивается; установка же проме-
жуточного насоса зачастую крайне нежелательна. Ударно-
струйные форсунки, а также струйные с кольцевым соплом об-
разуют при таком напоре сплошную жидкостную пленку с не-
значительной поверхностью контакта.
Все изложенное заставляет при проектировании оборудова-
ния либо устанавливать сложные оросительные системы, либо
отказываться от использования простых и надежных распыли-
I тельных аппаратов и заменять их, например, насадочными.
В последнее время разработан новый способ диспергирова-
ния жидкостей, названный распиливанием с предварительным
газонасыщением. Сущность способа заключается в том, что для
увеличения поверхностной энергии в жидкость перед ее истече-
нием (в магистрали или перед распылителем) вводится либо
инертный по отношению к обеим фазам, либо технологический
газ (если условия допускают его контакт с жидкостью).
По мнению авторов [16], пузырьки газа, распределяясь в
жидкости, вызывают значительное увеличение Поверхностной
энергии, т. е. «разрывают» жидкость еще до ее истечения и во
многих случаях приводят к снижению ее эффективной вязкости.
Кроме того, газовые пузырьки сжимаются до давления жидко-
сти в магистрали, и газ частично растворяется (в количестве,
соответствующем равновесному при данном давлении жидко-
сти). При истечении из распылителя давление газа в пузырьках
практически мгновенно срабатывается до давления окружающей
(давления в аппарате), и пузырьки резко расширяются
ваются). Растворенный в жидкости газ начинает десорби-
роваться (давление падает, и равновесие смещается в сторону
Й Десорбции), и при определенных условиях жидкость как бы
вскипает. Весь этот комплекс явлений приводит к довольно эф-
фективному дроблению вытекающей из распылителя жидкости.
15-161 22S
среды
(взры
При исследовании этого способа распиливания проведены
опыты на ударно-струйной форсунке со сплошным отражателем.
Напор составлял около 15 кПа. В обычных условиях образовы-
вался факел в виде сплошной жидкостной пленки (диаметром
1—1,3 м), с краев которой отрывались круйные частицы жидко-
сти (рис. 9.16,а). Затем в жидкость перед распылителем пода-
вали газ, количество которого постепенно увеличивали. При
малом расходе газа на насыщение поверхность пленки турбули-
зуется, и в ней появляются отдельные перфорации (рис. 9.16, б).
Затем число разрывов растет, перемычки между ними стано-
вятся тоньше, и отдельные крупные частицы начинают отры-
ваться в различных местах пленки (рис. 9.16,в). При дальней-
шем увеличении количества подаваемого в жидкость газа плен-
ка исчезает, факел приобретает струйчатую структуру, и на не-
котором расстоянии от отражателя струйки распадаются на
капли (рис. 9.16,г). С ростом газонасыщения струйки утоньша-
ются и распадаются на более мелкие капли.
Количественная оценка разрушения пленки диспергируемой
жидкости при увеличении газонасыщения затруднена, поэтому
б
Рис. 9.16. Стадии распада жидкостной плеики при росте газонасыщения:
а — гладкая пленка (газ не подается); б — образование перфораций; в — образование
сплошных разрывов; г — образование струй.
г
226
Рис. 9.17. Влияние газонасыщения на теп-
лопередачу (1,1') и массопереиос (2.2х).
такая оценка проведена косвенно —
по изменению эффективности тепло-
и массопередачи [151]. Для этого бы-
ли осуществлены процесс абсорбции
диоксида углерода водой и тепло-
обмен между нагретым до ^=40—
80 °C воздухом и водой в цилиндри-
ческих аппаратах диаметром 0,2 и
0,4 м. Расход жидкости изменяли от
0,6 до 1,6 м3/ч. Расход газа состав-
лял примерно 50 кг/ч. Степень газо-
насыщения Сгн изменяли от 0 до 1,7%.
Результаты опытов приведены на рис. 9.17. Как видно из
рисунка, эффективность тепло- и массопередачи (kt и km) при
введении насыщающего газа возрастает, особенно в аппарате
большего диаметра. Такую закономерность можно объяснить
тем, что при постоянном расходе основного газового потока в
аппарате малого диаметра скорость газа выше, и пленка разру-
шается под действием этого потока. В аппарате большего диа-
метра это явление не наблюдается.
Таким образом, предварительное газонасыщение дисперги-
руемой жидкости приводит к увеличению к. п. д. распыливания
и к существенному снижению расхода газа и энергии по срав-
нению с расходом при пневматическом распиливании.
Конструктивные схемы форсунок. К настоящему времени
создано несколько конструкций распылителей, работающих по
этому способу. Все они относятся к классу гидравлических фор-
сунок, работающих в режиме предварительного газонасыщения,
и отличаются друг от друга способом ввода насыщающего га-
за: с принудительным вводом, с эжекцией и с одновременным
вводом газа и эжекцией. Рассмотрим наиболее интересные кон-
струкции.
На рис. 9.18, а, б приведены схемы центробежных форсунок,
в которых газ для насыщения эжектируется распыливаемой
жидкостью в кольцевом сопле или во входном патрубке.
В центробежной форсунке с кольцевым соплом (рис. 9.18, а)
жидкость через тангенциально установленный патрубок посту-
пает в камеру закручивания и вытекает из сопла в виде полого
конуса. Затем она попадает в кольцевой зазор, образованный
диффузором и конусообразным кольцом. Здесь под действием
положительного градиента давления окружающий воздух (или
газ) эжектируется факелом, поступающим из патрубка.
В центробежной форсунке на рис. 9.18,6 жидкость подается
во входной патрубок и через входное эвольвентное сопло в виде
струи, эжектирующей газ, через щелевые каналы на боковой
поверхности сопла попадает в камеру смешения, а затем в диф-
фузор, где давление жидкости повышается. Далее смесь жидко-
15* 227

Рис. 9.18. Схемы центробежных форсунок с предварительным газонасыщени-
ем распыливаемой жидкости:
а —с кольцевым соплом [37] (7 —корпус; 2— патрубок подвода газа; 3 —сопло; 4 —
Диффузор; 5 —канал для подвода газа; 6 — кольцо; 7, в — щелевая прорезь и зазор);
б — с эвольвентным соплом [58] (7 —входное сопло; 2— диффузор; 3 —вкладыш; 4 —
камера закручивания).
сти и газа подается в камеру закручивания, где приобретает
интенсивное вращательное движение и истекает из сопла. Такая
форсунка может работать также и с принудительным вводом
газа.
Благодаря тому что эжектирование газа в жидкость осуще-
ствляется за счет энергии самой жидкости, увеличивается по-
лезная доля энергии, расходуемая на диспергирование, и, сле-
довательно, повышается к. п. д. распыливания.
На рис. 9.19 показаны еще две схемы, которые могут рабо-
тать как в режиме самоэжекции насыщающего газа, так и с
подачей его от внешнего источника.
Центробежно-струйная форсунка, показанная на рис. 9.19, а,
во многом аналогична предыдущей. Распыливаемая жидкость,
пройдя по каналам завихрителя предварительного закручива-
ния, подается во входное сопло, а затем поступает в камеру
смешения, где окончательно перемешивается с эжектироваиным
при движении через конфузор газом. В диффузоре происходит
снижение скорости газожидкостной смеси и ее сжатие, а в шне-
ке— вторичное закручивание.
На рис. 9.19,6 показана струйная форсунка с круговым ще-
левидным соплом. Распиливаемая жидкость через отверстия в
направляющей втулке поступает в рабочую полость, обтекая
конфузор, и через сопловую щель вытекает из распыливающего
устройства. Поскольку конфузор расположен напротив щели, то
вытекающая жидкость эжектирует окружающий газ, который
проходит последовательно через верхнее и боковые отверстия
штока в конфузор.
9.6. ЭЛЕКТРОГИДРАВЛИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ
В ряде случаев производительность распыливающего устройст-
ва требуется изменять в очень широких пределах, а характери-
। стики распыла должны при этом оставаться примерно одинако-
выми. Электрогидравлическое распыливание позволяет решать
задачи управления дисперсными характеристиками распылов в
широких пределах.
Необходимо отметить, что в исследовании этого способа рас-
пыливания сделан первый шаг, поэтому включая в книгу дан-
1 ный раздел, авторы стремились не столько рекомендовать чита-
j телям законченные результаты, сколько привлечь внимание ис-
следователей к этому интересному и перспективному методу
диспергирования жидкостей.
Рис. 9.19. Схемы форсунок с предварительным газонасыщеинем:
в — центробежно-струйная [40] (7, 6 — шнековые завихрители; 2 — входное сопло; 3 —
конфузор; 4 —камера смешения; 5 — диффузор); б —струйная с кольцевым соплом [74]
U — напорный трубопровод; 2 — корпус; 3— шток; 4 —конфузор; 5— щелевое сопло;
6— направляющая втулка).
229
В основу обсуждаемого способа распыливания положено ис-
пользование электрогидравлического эффекта (ЭГЭ). Остано-
вимся кратко на этом явлении. Если к паре электродов, нахо-
дящихся в разрядном промежутке на расстоянии /р и погружен-
ных в жидкость, приложить критическое напряжение, произой-
дет пробой (рис. 9.20,а). Однако прежде чем в этом промежут-
ке появятся условия для реализации пробоя, пройдет некоторое
время (рис. 9.20,6, стадия Z). После начала пробоя происходит
формирование разряда (стадия II), характеризующееся неко-
торым ростом силы тока и падением напряжения. Завершается
эта стадия образованием плазменного шнура — высокопроводя-
щего канала электрического разряда (КЭР).
С образованием КЭР в систему в течение 10—100 мкс вво-
дится энергия, накопленная батареей конденсаторов. Вещество
в КЭР разогревается до температуры (20—40) 103 К, а давление
поднимается до (1—1,5) 103 МПа. Под действием этого давления
КЭР расширяется, приобретает большие скорости, направлен-
ные по радиусам, исходящим примерно из центральной части
разрядного промежутка /р. Под действием высокого давления
плазмы жидкость сжимается, и в ней распространяется ударная
волна. Одновременно с образованием ударной волны расширяю-
щийся канал разряда приводит в движение окружающую его
жидкость, при этом создается так называемый запаздывающий
поток, способствующий развитию газовой полости и возникно-
вению кавитации. ’ '
Энергия, отданная конденсатором на второй стадии образо-
вания КЭР, затрачивается на формирование плазмы в виде пе-
ремещающихся в направлении от анода к катоду стримеров —
ветвей в форме кисти.
Рассмотрим работу электрогидравлического распылителя на
примере струйной форсунки (рис. 9.21), снабженной электродом,
смонтированным во втулке-изоляторе. Корпус и электрод соеди-
нены с импульсным конденсатором, для зарядки которого пред-
усмотрен источник высокого напряжения.
Рис. 9.20. Формирование электрического разряда в жидкости:
а — схема обраозваиия КЭР; б — изменения тока и напяжеиия при образовании КЭР-
230
Рис. 9.21. Схема электрогид-
равлической струйной форсун-
ки [41]:
/ — втулка-изолятор; 2 — клапан;
3 — центральный электрод; 4 — пе-
реключающий узел; 5 — импульсный
конденсатор; 6 — источник высоко-
го напряжения.
Распиливаемая жидкость поступает в форсунку; электрод и
корпус периодически соединяется с обкладками конденсатора.
В момент замыкания между корпусом и электродом происходит
высоковольтный пробой жидкости, сопровождающийся резким
скачком давления и испарением жидкости в плазменном шну-
ре. Скачок давления приводит к выбросу высокоскоростного
потока капель, которые догоняют более крупные капли, поки-
нувшие форсунку между импульсами, и дробят их, образуя од-
нородный тонкораспыленный факел. Возникающая кавитация
и импульсные колебания давления также способствуют распи-
ливанию жидкости, вытекающей между импульсами. В момент
скачка давления клапан перекрывает входной патрубок и пре-
пятствует распространению ударной волны в направлении под-
водимой жидкости, т. е. вся энергия разряда направляется на
распыливание. Меняя мощность и частоту следования импуль-
сов, можно обеспечить требуемую дисперсность при заданной
производительности.
Глава 10
ВЫБОР РАСПЫЛИТЕЛЕЙ
И МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ИХ ХАРАКТЕРИСТИК
10.1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ
К РАСПИЛИВАЮЩИМ УСТРОЙСТВАМ
Эффективность технологических процессов, реализуемых при
распыливании жидкой фазы, в значительной мере зависит от
правильного выбора распыливающего устройства. При выборе
распыливающего устройства к нему предъявляют требования,
которые можно разделить на две группы: требования к конст-
рукции устройства; требования к характеристикам распыла.
Первая группа требований касается прежде всего способа
распиливания и надежности работы распылителя в конкретной
среде. Например, если распылитель не должен содержать вра-
щающихся элементов и недопустимо применение газа, то выбор
возможного способа распыливания практически ограничен гид-
равлическими форсунками. Требования надежности работы оп-
ределяют выбор материала или ограничивают размер проход-
ных отверстий, что очень важно при распиливании агрессивных
жидкостей или сред, содержащих механические включения.
В ряде случаев требования могут оказаться противоречивы-
ми и не могут быть выполнены без изменения технологии. Так,
если в приведенном примере распыливанию подвергается высо-
ковязкая жидкость, то подобрать подходящий способ распыли-
вания невозможно. Необходимо либо изменить требования (до-
пустить, например, использование распиливающей среды), ли-
бо изменить технологию таким образом, чтобы вязкость жидко-
сти перед распылителем была снижена (например, путем нагре-
ва жидкости).
Требования к характеристикам распыла обусловлены техно-
логическим процессом и аппаратом, в котором он проводится.
Чаще всего задаются производительность распылителя (или
всей системы орошения) и угол раскрытия факела (или размер
орошаемой поверхности и расстояние до нее). В малых распы-
лительных аппаратах, в устройствах сжигания жидких топлив
задается также средний размер капель.
С учетом растущих требований к повышению эффективности
работы оборудования в ряде случаев должно задаваться и рас-
пределение плотности орошения по сечению аппарата. Обычно
стремятся обеспечить максимально равномерное распределение.
Вместе с тем, как показал анализ работ в области аэродинами-
ки тепло-массообменных полых и насадочных аппаратов, рас-
пределение газовой фазы имеет существенные неоднородности,
характер которых может быть различным. Таким образом, со-
четание равномерного распределения жидкости с неравномер-
ным распределением газовой фазы приводит к образованию в
аппарате зон с недостаточным или с избыточным орошением,
что в конечном счете снижает эффективность тепло-массооб-
мена.
Очевидно, для каждого аппарата с конкретной аэродинами-
ческой обстановкой существует оптимальное распределение
жидкой фазы, обеспечивающее наиболее эффективное взаимо-
действие потоков и наибольшую для- данных условий степень из-
влечения компонентов.
Было показано [127], что в гидравлических форсунках воз-
можны самые различные виды распределения жидкости в фа-
келе, однако управлять этой характеристикой можно только в
центробежно-струйных. В большинстве механических распыли-
телей образуется узкий факел. В пневматических форсунках фа-
кел можно рассматривать как газовую струю с дисперсной при-
месью капель. Распределение жидкости в них обусловлено про-
филем удельных потоков газа в этой струе, который, в свою оче-
редь, определяется конструктивным исполнением форсунки и
может быть различным.
Следует иметь в виду, что при некорректной формулировке
требований к характеристикам распыла могут возникнуть не-
разрешимые противоречия. Например, с помощью единичной
гидравлической форсунки практически невозможно обеспечить
высокую производительность (несколько м3/ч) и тонкий распыл
(мельче 50 мкм), т. е. должен быть найден разумный компро-
мисс.
Выбор распыливающего устройства зависит от конкретного
технологического процесса и от аппарата, в котором этот про-
цесс реализуется, поэтому сказать однозначно, какой способ
распиливания, класс распылителей и конструкция форсунки
наиболее приемлемы в том или ином случае, не представляется
возможным. Ниже приводятся общие рекомендации по выбору
распыливающих устройств.
10.2. ВЫБОР РАСПЫЛИВАЮЩИХ УСТРОЙСТВ
Гидравлическое распыливаиие. Во всех случаях, когда это воз-
можно, предпочтение следует отдавать гидравлическим форсун-
кам как самым экономичным, простым и надежным [127]. Вы-
соконапорные струйные многосопловые сферические форсунки
применяют для чистки трубок кожухотрубчатых теплообменни-
ков, струйные коллекторные — для орошения насадочных ко-
лонн, веерные удобны для промывки материалов в движущейся
таре, очистки движущихся поверхностей, а также для орошения
змеевиковых теплообменников. Не рекомендуется применять
струйные форсунки в полых теплообменных аппаратах, посколь-
ку даже в многосопловом исполнении они не могут обеспечить
удовлетворительной дисперсности и необходимого для нормаль-
ного ведения процесса распределения жидкости по сечению ра-
бочего объема.
Ударно-струнные каскадные форсунки можно применять для
орошения насадочных колонн большого диаметра, так как они
обеспечивают весьма большие (до 160°) углы факела и произ-
водительность (до 1000 м3/ч). Некоторые из них можно реко-
мендовать (при высоких расходах) для распиливания вязких и
загрязненных жидкостей. Вместе с тем следует помнить, что
ударно-струйные форсунки создают грубый распыл с неравно-
мерным распределением, а многие из них довольно сложны и
громоздки.
Форсунки с соударением струй (однофакельные) можно ис-
пользовать наравне с веерными. Многострунные форсунки ре-
комендуются для распыливания больших количеств (100—
300 м3/ч и более) сравнительно чистых жидкостей в многотон-
иажных насадочных аппаратах.
233
С помощью центробежных форсунок можно распиливать
топливо в циклонных печах и котлоагрегатах с предваритель-
। ным закручиванием воздуха; жидкое сырье в рабочем объеме;
маловязкие тонкие суспензии в распылительных сушилках и
т. п. Не рекомендуется использовать центробежные форсунки
там, где требуется распределение жидкости по орошаемой по-
верхности, отличное от центробежного.
Центробежно-струйные форсунки наиболее предпочтительны
для орошения полых и насадочных аппаратов, так как позво-
ляют обеспечить практически любое наперед заданное в соот-
ветствии с профилем удельных потоков газовой фазы распреде-
ление жидкости по сечению аппарата.
Таким образом, если гидравлическое распыливание позволя-
ет обеспечить требуемые характеристики, то во всех случаях,
когда необходимо достаточно тонкое распыливание, а равно-
мерность не играет существенной роли, следует применять цент-
робежные форсунки; для жидкостей с повышенной вязкостью
или содержащих механические примеси можно рекомендовать
ударно-струйные форсунки; если необходимо равномерное или
иное распределение жидкости в факеле, которое нельзя обеспе-
чить другими распылителями, следует использовать центробеж-
но-струйные форсунки.
Механическое распыливание целесообразно применять, ког-
да жидкость в аппарат подают под малым напором, прежде
всего для орошения вертикальных или кольцевых поверхностей;
с целью создания распылов с минимальной полидисперсностью;
при распыливании очень вязких и загрязненных жидкостей; в
том случае, когда механический привод уже предусмотрен в ап-
парате, например для перемешивания.
При выборе рабочих элементов механических форсунок [127]
рекомендуется гладкие диски применять для тонкого дисперги-
рования малых количеств вязких, загрязненных жидкостей или
жидкостей с высокой адгезией. При использовании лопастных
дисков следует помнить, что все они (за исключением закры-
тых) обладают высоким вентиляционным эффектом. Их можно
применять для создания широкого горизонтального факела (на-
пример, в центробежных эжекторах).
Звездочные распиливающие элементы могут использовать-
ся для орошения насадочных колонн, когда применение гидрав-
лических форсунок затруднено. Сопловые элементы можно ис-
пользовать- для распыливания сравнительно чистых жидкостей,
когда необходимо получить круговой горизонтальный факел с
требуемым распределением жидкости. Реактивные рабочие эле-
менты целесообразно применять в тех случаях, когда необходи-
мо периодическое орошение поверхности, например в фильтрах
водоочистки.
Применение механических распылителей с наружными эле-
ментами полностью оправдывает себя, когда желательно много-
кратное использование жидкости, например в камерах конди-
пионеров. Они позволяют исключить сложную систему цирку-
ляции жидкости, необходимую в случае использования гидрав-
лических форсунок.
Пневматическое распыливание целесообразно применять
тогда, когда требуется тонкое диспергирование значительных
количеств жидкости или жидкостей с повышенной вязкостью,
.либо когда технологический процесс предусматривает ввод в
аппарат больших количеств газа или газа под высоким давле-
нием. В первом случае используют форсунки низкого давления,
во втором — высокого. Если давление жидкости высокое (более
200 кПа), а расход газа ограничен, целесообразно применение
пневмогидравлических форсунок.
Если жидкость способна вступать в реакцию с распиливаю-
щим газом, следует использовать форсунки внешнего смешения.
Когда распределение плотности орошения должно иметь макси-
мум на оси, следует применять прямоструйные форсунки; если
же на оси желательно иметь провал или если распределение
должно быть равномерным, предпочтение должно быть отдано
вихревым форсункам.
При распыливании высоковязких жидкостей рекомендуется
применять двухсторонние (с двумя струями газа) или многосту-
пенчатые форсунки.
Улучшить дисперсные характеристики при газовом распыли-
вании можно путем использования акустических форсунок.
Существенные трудности возникают, когда необходимо рас-
пыливать весьма малые количества жидкости (до нескольких
литров в час). Из известных способов можно рекомендовать
ультразвуковые и электрические распылители. Перспективны
форсунки электрогидравлического распыливания, однако в на-
стоящее время они находятся в стадии лабораторных исследо-
ваний.
Удовлетворительное диспергирование жидкостей гидравличе-
скими форсунками при весьма малом напоре (несколько кПа)
в ряде случаев можно получить при использовании предвари-
тельного газонасыщения.
Дисперсные характеристики распыла можно значительно
улучшить, применяя комбинированные способы распыливания,
например совмещая традиционные способы с пульсационным
распыливанием (пульсационно-гидравлическое, пульсационно-
пневматическое, пульсационно-механическое). Для орошения
насадочных колонн его применение дает и другой положитель-
ный эффект. Дело в том, что при использовании традиционных
форсунок (скажем, гидравлических с непрерывным истечением)
в слое насадки образуются стационарные струйки (ручейки).
При пульсационном орошении после каждого прерывания жид-
кость находит как бы новый путь, и поверхность насадки ис-
пользуется более полно.
Гидромеханическое распыливание позволяет получить запол-
ненный факел с углом раскрытия до 180—250°. При этом можно
'легко обеспечить и предварительное газонасыщение или соче-
тать распылитель с устройством принудительного ввода в аппа-
рат газовой фазы.
10.3. МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ХАРАКТЕРИСТИК
РАСПЫЛИТЕЛЕЙ
Теоретические основы и анализ методов определения характе-
ристик распылителей приведены в работе [127]. Поэтому здесь
кратко рассмотрены те новые материалы, которые появились
после ее опубликования и представляют практический интерес
либо являются, на наш взгляд, перспективными. Кроме того,
подробно описаны конструкции ряда устройств, необходимых в
экспериментальной практике и приведенных в литературе толь-
ко схематично.
Дисперсные характеристики. Все достижения в области техники экспери-
ментального определения дисперсного состава распылов связаны в последнее
время с развитием оптических методов. Анализ наиболее интересных работ
приведен в литературе [49а]. Рассмотрим некоторые из них.
Представляет интерес оптическое устройство для измерения спектра раз-
меров капель в зоне горения методом малых углов. Схема прибора приведе-
на на рис. 10.1. Свет лазера, рассеянный на каплях, вводимых в пламя, соби-
рается объективом на вращающемся диске с отверстиями. Радиальная диа-
фрагма пропускает в каждый момент времени свет только от одного какого-
либо отверстия. Линза посылает свет, прошедший через соответствующее от-
верстие диска, на катод фотоумножителя. Сигнал регистрируется запоминаю-
щим осциллографом с фотоприставкой. Рассеянный свет измеряется в интер-
вале углов от 0,01 до 0,15 рад. Так как интенсивность света, рассеянного под
Рис. 10.1. Схема прибора для измерения размера частиц в зоне горения:
/ — лазер; 2 — коллиматор; 5—щелевая диафрагма; / — собирающий объектив; 5 — в₽^
щающийся диск с отверстиями; 6 — радиальная щелевая диафрагма; 7 — линза; 8 — и
терфереициоииый светофильтр; S — фотоумножитель; 10 — электродвигатель; 11 —эо
горения; 12 — отверстия во вращающемся диске.
Рис, 10.2. Схема измерения размера частиц в
потоке с помощью телекамеры:
1— импульсный источник света: 2—форсунка: 3 —
факел, 4 — телекамера; 5 — светочувствительная по-
верхность видеоканала телекамеры; 6 — изображение
капли; 7 — развертка изображения.
большими углами, в 20—100 раз меньше,
чем рассеянного под малыми, то для повыше-
ния точности измерений диаметры отверстий
в сканирующем диске с увеличением расстоя-
ния от оптической оси системы увеличивают
от 0,2 до 1,4 мм. Угловая разрешающая спо-
собность составляет 0,007 рад.
Использование газового лазера в сочета-
нии с узкополосным интерференционным
фильтром с щелевой диафрагмой позволяет
избавиться от собственного свечения пламени. При
большой яркости пламе-
ни или малой концентрации частиц перед интерференционным фильтром до-
полнительно устанавливают поляризатор. При его применении фон от собст-
венного свечения снижается примерно в 2 раза.
Установку позволяет изменять диаметр луча в широких пределах (1—
20 мм), в зависимости от размеров факела. Время измерения порядка 0,01 С,
что дает возможность мгновенно регистрировать распределение интенсивно-
сти рассеянного света в быстро флуктуирующем потоке. Авторы [49а] отме-
чают, что прибор позволяет надежно определять размер частиц в диапазоне
3—80 мкм. .
Американские исследователи Симмонс и Лапера разработали анализатор
факела форсунок, принцип работы которого основан на синхронном действии
импульсного источника света и телекамеры (рис. 10.2). Импульсы света боль-
шой интенсивности фокусируются оптической системой в определенной точке
факела. Изображение капель в этой точке передается к светочувствительной
поверхности видеоканала телекамеры. Для подсчета и «сортировки» изобра-
жений капель иа видеоканале используют вертикальную и горизонтальную
(525 строк) развертки изображения. Предварительно схема обнаружения оп-
ределяет расположение капель в фокальном объеме. Если установлено, что
капля в фокусе, то электрический сигнал, соответствующий размеру и поло-
жению капли, поступает в один из шести каналов вычислительного блока, а
затем в накопитель. Это обеспечивает получение данных по всем группам
размеров.
При вспышках света изображения капель накапливаются на видеокана-
ле и развертываются для получения данных об их размерах, а затем «стира-
ются» для подготовки видеоканала к следующему циклу. Цикл повторяется
15 раз в секунду.
Совместно с камерой работает телемикроскоп с переменной степенью уве-
личения Разрешающей способностью такой оптической системы, определяе-
мой расстоянием (4 мкм) между линиями развертки, является капля разме-
ром 4 мкм.
Объект исследования — форсунка — располагается между осветителем и
камерой, которые надежно закреплены. Форсунка является подвижным эле-
ментом системы; перемещая ее, интересующую исследователя точку факела
устанавливают в фокусе оптической системы. При этом кодирующее устрой-
ство фиксирует три координаты этой точки с точностью до 0,025 мм и на-
правляет информацию в логическую цепь системы для обработки в вычисли-
тельном устройстве.
Далее выбирают число (100 илн 1000) импульсов для дайной серии. Ин-
формация о размере капли и размещении ее в одной из шести размерных
групп накапливается и выдается на печатающее устройство в виде шести чис-
ленных значений.
На рис. 10.3 показана оптическая схема двухлучевой голографической
установки с боковым опорным пучком. Импульсный луч лазера длительно-
стью 30 мс светоделителем разделяется на сигнальный и опорный лучи. Отра-
Рис. 10.3. Оптическая схема двухлучевой голографической установки:
I — импульсный лазер; 2— светоделитель; 3 — сигналы; 4—отраженный сигнальный луч;
5 — каллиматор; 6 — факел; 7 — объектив; « — диафрагма; 9 — фотопластинка; 10 — рас-
ширитель; И —опорный луч; 12 — зеркала.
Рис. 10.4. Схема прибора для дифракционного измерения размера капель:
1 — лазер; 2— оптическая система; 3— луч света; 4— капли; 5 — рассеянный световой
поток; 6— собирающая линза; 7 — детектор; 8— миникомпьютер; 9— печатающее устрой-
ство.
жаясь от зеркала, сигнальный луч расширяется коллиматором, проходит че-
рез выбранный участок распыленной струи, объектив и точечную диафрагму,
а затем попадает на фотопластинку, на которую через расширитель прохо-
дит и опорный луч, отразившийся от зеркала. В результате на фотопластин-
ке фиксируется голограмма, после обработки которой можно получить ха-
рактеристику распиливания.
Дифракционный метод измерения дисперсности распиливания основан на
использовании оптических явлений, возникающих при освещении сферических
частиц лучами монохроматического когерентного света. Образующаяся при
этом область дифракционного рассеяния накладывается на значительно мень-
шее геометрическое изображение. Если на пути светового луча, прошедшего
через частицы, поместить линзу и в плоскости ее фокуса расположить экран,
то нерассеянный световой поток сфокусируется в точку на оси, а рассеянный
создаст дифракционные кольца вокруг центрального пятна.
Диаметр дифракционного кольца обратно пропорционален диаметру ча-
стицы. Для сферической частицы световая энергия концентрируется в Центре
дифракционного кольца, концентрация ее резко уменьшается с увеличением
радиуса кольца. Это справедливо' тогда, когда диаметр частицы больше дли-
ны волны, источника излучения.
Прн использовании в качестве излучателя гелиево-неонового лазера с
длиной волны X—0,6328 мкм можно измерять частицы диаметром более
1 мкм.
Схема прибора показана на рис. 10.4. Он состоит из небольшого гелнево-
неонового лазера с пространственным фильтром н коллиматорной оптической
системой, из которой выходит расширенный, параллельный оси луч монохро-
матического когерентного света. Расположенные на пути луча измеряемые ча-
стицы рассеивают часть светового потока, который попадает на собирающую
линзу и фокусируется на специальный многоэлементный детектор сигнала,
размещенный в фокальной плоскости линзы. Детектор состоит из тридцати
концентрически расположенных полукольцевых элементов. Сигнал, выходя-
щий нз детектора, подается через умножитель на мнникомпьютер, а затем
поступает на аналог (селектор) — преобразователь н печатающее устройство,
являющееся выходным устройством всего прибора.
Применяемая в приборе система детектор — линза обеспечивает увеличе-
ние частицы примерно в 100 раз. Использование линзы с фокусным расстоя-
нием 105 мм позволяет измерить частицы размером от 2 до 200 мкм.
Пои помощи линз с фокусными расстояниями 300 и 630 мм можно из-
мерять частицы размером соответственно от 5 до 560 мкм и от 10 до
1180 ькм.
Следует отметить, что для реализации описанных методов требуется до-
вольно сложное аппаратурное оформление, поэтому до сих пор широко ис-
пользуется простой и надежный метод улавливания капель иммерсионной
средой. В литературе, в том числе [127], приводятся принципы действия раз-
личных каплеулавливающих устройств. Однако, как показал опыт, создание
каплеуловителя встречает существенные трудности, что обусловлено требова-
ниями к устройству каплеуловителя. Он должен обеспечить отбор проб по
всему радиусу факела, быть достаточно компактным, допускать варьирова-
ние времени экспозиции, исключать доступ капель к пластине до и после от-
бора пробы, предотвращать вторичное дробление капель и попадание брызг,
образующихся при ударе капель о поверхность элементов устройства, в кю-
вету с иммерсионной средой. Поэтому сочли необходимым привести здесь
подробную схему каплеулавлнвающего устройства, которое успешно исполь-
зуется в течение многих лет и в котором учтены описанные требования.
Схема устройства приведена иа рнс. 10.5. К основанию корпуса прикреп-
лены торцовые опоры, в которых подвижно установлен цилиндрический от-
секатель с продольной прорезью. С одной стороны отсекателя смонтирован
привод. Обе опоры сужаются навстречу потоку. Корпус имеет одну непо-
движную боковую стенку с верхней отогнутой кромкой и одну подвижную.
Подвижная стенка посредством пружины прижимается по краям к торцевым
опорам, а ее отогнутая кромка — к кромке неподвижной стенки. Кромка по-
движной стенки выступает относительно кромки неподвижной стенки, кото-
рая, в свою очередь, отстоит от осн симметрии отсекателя на расстояние,
превышающее половину ширины прорези отсекателя. Подвижная стенка мо-
жет поворачиваться вокруг оси, закрепленной на корпусе, и имеет регулируе-
мый упор. На отсекателе укреплен кулачок, а на неподвижной стенке — под-
лружинная пластина с гигроскопичным материалом.
Каплеулавлнвающее устройство работает следующим образом. На пред-
метном столике устанавливают кювету, заполненную иммерсионной средой.
Затем включают систему привода, отсекатель начинает вращаться, и прижа-
тый к нему гигроскопичный материал (например, поролон) снимает с его по-
верхности влагу, осевшую в предыдущем опыте. Когда прорезь подходит к
зоне пробоотборника, подвижная стенка поворачивается на некоторый угол,
•открывая каплям доступ к пробоотборной кювете. Прн дальнейшем поворо-
те-отсекателя и прорези пружина вновь прижимает подвижную стенку, и
отбор пробы прекращается, а устройство возвращается в исходное положе-
10.5. Схема каплеулавливающего устройства:
Рнс.
J —основание корпуса; 2 —торцевые опоры; 3, 4 —ведомая и ведущая шестерни- 5 —
кольцо; 6 — пробоотборная кювета с перегородками; 7 — отсекатель; S — предметный сто-
лик; 9 кулачок; 10 гигроскопический материал; 11 — подпружиненная пластина- 12
И-неподвижная и подвижная стенки .корпуса; 13 - продольная прорезь- 15 -контакты
<1уска секундомера; 16 — секундомер; 17 — привод отсекателя. ни. контакты
Рис. 10.6. Схема универсального пробоотборника для
ния распыленной жидкости.
измерения распределе-
ние. При этом поверхность отсекателя увлажняется минимально, а доступ
капель к корпусу исключен. При прохождении щелью отсекателя верхнего
положения происходит включение и отключение секундомера, фиксирующего
время экспозиции.
В устройстве предусмотрена возможность смены отсекателя с различной
шириной щели. Ширина открытия подвижной стенки регулируется винтом.
Отогнутые навстречу потоку кромки и каплеулавлнвающее устройство обте-
каемой формы снижают до минимума брызгообразованне.
Характеристики распределения. Для измерения удельных потоков в рас-
пылах со сравнительно небольшим углом раскрытия факела обычно исполь-
зуют кольцевые горизонтальные сборники, а в распылах с факелом, близким
Рнс. 10.7. Схема установки для измерения скорости капель в факеле мето-
дом скоростной фотографии:
/ — координатник; 2 — фотоаппарат; 3 — форсунка; 4, 8 — осветительные импульсные
лампы; 5, 7 — красный и синий светофильтры; б — полупрозрачное зеркало; 9 — фотоум-
ножитель; 10— блок запуска лампы; 11— высоковольтный выпрямитель; 12, /3—блоки
питания; 14^— цифровой измеритель времени; 15 — запоминающий осциллограф.
Рис. 10.8. Отсекатель распылен-
ной жидкости для конических
факелов:
1 — форсунка; 2 — приемная камера;
3 — направляющие пластины; 4 — па-
трубок; 5 — ось патрубка; 6 — рычаг;
7 — соленоидный привод.
к горизонтальному, — вертикаль-
ные пробоотборники [128]. Такие
устройства имеют существенные
недостатки: во-первых, их исполь-
зование ограничено направлением
факела и его углом; во-вторых,
при изменении утла раскрытия
факела приходится изменять и
расстояние до сборника, что за-
трудняет сопоставление получае-
мых результатов; в-третьих, при
больших углах раскрытия факела
(более 70—80°) появляется зна-
чительная погрешность, так как
для периферийных капель условия
их отбора начинают заметно от-
личаться от условий определе-
ния плотности орошения
(напомним, что плотностью орошения называют ко-
личество жидкости, проходящее в единицу времени через единичную пло-
щадку, нормальную вектору скорости капель).
Нами разработан универсальный пробоотборник, пригодный для любых
распылителей с любым утлом раскрытия факела. Схема его приведена на
рис. 10.6. Ячейки пробоотборника расположены по дуге окружности, в цент-
ре которой устанавливают распылитель. Попавшая в ячейки жидкость сли-
вается в мерники, а после записи результатов — в сливной патрубок. На пе-
редней стенке каждой ячейки нанесено значение ее углового положения по
отношению к вертикальной осн. Это позволяет одновременно с измерением,
плотности орошения определять и корневой угол факела.
Гидродинамические параметры и структура факела. Для измерения ско-
рости капель в факеле и анализа его структуры нами совместно с ЛТИЦБГГ
разработана установка для фотографирования капель в потоке со сверхко-
роткой выдержкой (рис. 10.7). В основу измерения скорости частиц положен
метод двойного экспонирования с задержкой на один кадр. Для идентифи-
кации капель используется цветная пленка и два цветных светофильтра.
Оптическая схема установки (см. рис. 10.7) работает следующим обра-
зом. Оптическая система юстируется с помощью коордннатннка. Открывается
затвор фотоаппарата и затем поджигается искровая лампа, обеспечивающая
длительность вспышки 10-6 с. Световой импульс проходит через красный све-
тофильтр, полупрозрачное зеркало н освещает капли, попадающие в фото-
графируемую область. Разряд лампы инициирует срабатывание схемы запу-
ска, которая через заданный промежуток времени Дт поджигает искровую»
лампу с синим светофильтром. Световой импульс от этой лампы также попа-
дает на полупрозрачное зеркало, отражается и освещает ту же область фа-
кела, что первая лампа. Затвор аппарата закрывается. Для регистрации вре-
менного промежутка используют фотоэлектронный умножитель, в котором
во время вспышек возникают два электрических импульса, направляемых на
запоминающий осциллограф и цифровой измеритель времени.
За время Дт капли успевают пройти некоторое расстояние Д/. Так как
увеличение известно, можно определить скорость движения капель и их раз-
мер н увидеть структуру факела в интересующих участках.
Устройство для отсекания распыленной жидкости. При снятии большин-
ства характеристик распылителей, например расхода и распределения, жид-
кость в зону измерения должна поступать только в течение некоторого вре-
Рнс. 10.9. Отсекатель распылен-
ной жидкости для горизонталь-
ных факелов:
/ — внешняя стенка; 2 —корпус; 3 —
направляющие пластины; 4 — заслонка;
5, 9 — нижняя н верхняя крышки;
6 — привод заслонки; 7 — входное коль-
цевое отверстие; 8 — испытываемый
распылитель.
мени. Для отсечки жидкости и
вывода ее за пределы зоны изме-
рения обычно используют раз-
личного рода подвижные ворон-
ки. Однако при значительных
производительностях распылителя
такие несложные устройства уже
не обеспечивают надежной рабо-
ты. Происходит брызгообразова-
нне, либо выбрасывание части
жидкости в зону измерения, либо
воронки становятся слишком гро-
моздкими.
Нами разработаны два уст-
ройства отсечки (рис. 10.8, 10.9):
первое предназначено для кони-
ческих факелов с углом раскрытия до 90°, второе — для факелов, образуе-
мых, например, вращающимися дисками.
Отсекатель, показанный на рис. 10.8, содержит патрубок для приема н
отвода жидкости; он закреплен на оси в испытательном баке и может пере-
мещаться вдоль этой оси. На верхнем конце осн укреплен рычаг, соединен-
ный тягой с сердечником соленоидного привода, связанного с выключателем
пуска электросекундомера.
Работа отсекателя ясна из рисунка. Следует отметить, что при произво-
дительности до 20 м3/ч направляющие пластины и отсекатель в целом обес-
печивали плавный, без брызг, ввод н вывод жидкости.
Второй отсекатель (см. рнс. 10.9) состоит нз корпуса с направляющими
втулками. Корпус связан с приводом вертикального перемещения (на схеме
не показан) и состоит нз верхней н нижней крышек, внешней и внутренней
стенок. Между крышками укреплены направляющие пластины так, что меж-
ду нх нижней кромкой н нижней крышкой остается зазор для свободного
слнва жидкости. На внешней стенке выполнено окно, по бокам которого ук-
реплены направляющие с заслонкой, связанной с приводом, установленным
на верхней крышке. Зазор между верхней кромкой внутренней стенки и верх-
ней крышкой образует входное кольцевое отверстие.
Устройство работает следующим образом. Распылитель помещают внутрь
цилиндра так, что уровень рабочей плоскости оказывается на середине вход-
ного окна. Затем на распылитель подают диспергируемую жидкость. Сры-
ваясь с кромок, она попадает на направляющие пластины н, следуя их изги-
бу, плавно, без брызг, достигает внешней стенкн и стекает на ннжнюю крыш-
ку. Благодаря уклону ннжней крышки и наличию зазора между пластинами
и короткой внутренней стенкой жидкость стекает к выходному отверстию н
отводится за пределы установки.
После выхода системы на режим нлн в любой другой заданный момент
времени (в зависимости от поставленной задачи) обеспечивается доступ всей
жидкости нли части ее к пробоотборным устройствам (или датчикам). Для
этого в первом случае включают механизм привода корпуса, н он перемеща-
ется вверх вдоль осей. Во втором случае, когда исследуется вырезанный нз
факела сегмент, включают привод, открывающий заслонку. После требуемой
экспозиции устройство возвращается в исходное положение.
242
Литература
1. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. М., Гостехтеориздат»
1953. 736 с.
2. Абрамович Г. Н. Теория центробежной форсунки — В кн.: Промышлен-
ная аэродинамика. М., БИТ ЦАГИ, 1944, с. 82—88.
3. Анискин С. В. — В кн.: Охрана окружающей среды от загрязнения про-
мышленными выбросами в ЦБП. Сб. науч. тр. ЛТА, 1978, вып. 6»
с. 165—168.
4. Архипов В. А. и др. Экспериментальное исследование взаимодействия ка-
пель при столкновениях — ЖПМТФ, 1978, № 2, с. 21—24.
5. Ахмедов Р. Б. и др. Аэродинамика закрученной струи. М., Энергия»
1977. 240 с.
6. Бабуха Г. Л. и др. Расчет двухфазных потерь в соплах при наличии ко-
агуляции и дробления капель конденсата. — Изв. АН СССР. Мех. жид-
кости н газа, 1971, Ns 1, с. 175—177.
7. Бабуха Г. Л. и др. Экспериментальное исследование устойчивости капель,
при соударениях. — В кн.: Теплофизика и теплотехника. Киев. Наук, дум-
ка, 1972, вып. 21, с. 89—96.
8. Базаров В. Г. А. с. 266124 — Бюл. изобр., 1970, Ns 11, с. 39.
9. Базаров В. Г., Бирюков В. И. А. с. 897306 — Бюл. изобр., 1982, №2, с. 68.
10. Белов И. А. и <5р. —ИФЖ, 1974, Ns 12, с. 268—271.
11. Бетчелор Дж. Введение в динамику жидкости. Пер. с англ./Под ред.
О. Ф. Васильева. М., Мнр, 1973. 548 с.
12. Бордарюк М. М., Ильяшенко С. М. Прямоточные воздушно-реактивные
двигатели. М., Оборонгнз, 1958. 440 с.
13. Борисов А. А. и др, — ИФЖ, 1981, т. 40, Ns 1, с. 64—70.
14. Бородин В. А. и др. Распыливание жидкостей. М., Машиностроение»
1967. 208 с.
15. Борисанов В. К. и др.— В кн.: Всесоюз. конф, по аэрогидродинамике
хнм. аппаратов «Аэрохим-1», Северодонецк, 1981. Ч. 1, с. 163—165.
16. Борисанов В. К. и др. А. с. 929135 — Бюл. изобр., 1982, № 19, с. 78.
17. Борисенко А. И. и др. — В кн.: Материалы девятой межвуз. конф, па
вопросам испарения, горения н газовой динамики дисперсных сред, Одес-
са, 1969, с. 39—43.
18. Борисов В. П. и др. А. с. 214948 — Бюл. изобр., 1968, № 12, с. 132.
19. Бурминский Э. П. и др. А. с. 876179 — Бюл. нзобр., 1981, Ns 40, с. 38.
20. Вачагин К. Д., Николаев В. С. Движение потоков вязкой жидкости па
поверхности быстровращающегося плоского диска. — Изв. вузов. Химия
н хнм. технол., 1960, т. 3, Ns 6, с. 71—76.
21. Верещагин И. П. и др. Основы электрогазодинамики дисперсных систем.
М., Энергия, 1974. 346 с.
22 Верещагин А Ф. и др К вопросу о распаде высокоскоростной водяной
струи —ЖТФ, 1959, т. 29, Ns 1, с. 45—50.
23. Вешкурцев П. А. А. с. 895526 — Бюл. изобр., 1982, Ns 1, с. 23.
24. Вивденко М. И., Шабалин К. Н. Исследование условий получения равно-
мерных капель размером 1—0,5 мм. — Изв. вузов. Химия и хнм. технол.»
1965, т. 8, Ns 4, с. 685—690.
25. Питман Л. А. и др. Распыливание жидкости форсунками. М., Госэпер-
гоиздат, 1962. 264 с.
26. Выговский Г. А., Хорошков Ю. Ф. А. с. 579028 — Бюл. изобр., 1977»
Ns 41, с. 39.
27. Вырубов Д М. —ЖТФ, 1939, Ns 21, с. 9.
28. Волынский М. С. О дроблении капель в потоке воздуха — ДАН СССР»
1948, т. 12, Ns 3.
29. Волынский М. С.—ДАН СССР, 1948, т. 63, № 2, с. 128.
30. Вязников Б. П. и др. А. с. 889130 — Вюл. изобр., 1981, Ns 46.
31. Галустов В. С. и др. А. с. 531549 — Бюл. изобр., 1976, Хв 38, с. 73.
32. Галустов В. С. и др. А. с. 611683 — Бюл. изобр., 1978, Xs 23, с. 27.
33. Галустов В. С., Шувалов В. В. А. с. 621386 — Бюл. изобр., 1978, № 32.
34. Галустов В. С. и др. А. с. 673318’—Бюл. изобр., 1979, № 26, с. 41.
35. Галустов В. С. и др. А. с. 770555 — Бюл. изобр., 1980, № 36.
36. Галустов В. С. и др. А. с. 784933 — Бюл. изобр., 1980, Xs 45.
37. Галустов В. С. и др. А. с. 852367— Бюл. изобр., 1981, № 29, с. 61.
38. Галустов В. С. и др. А. с. 856570 — Бюл. изобр., 1981, Xs 31.
39. Галустов В. С., Шувалов В. В. А. с. 861912 — Бюл. изобр., 1981, Хв 33.
40. Галустов В. С. и др. А. с. 876180—Бюл. изобр., 1981, Xs 40, с. 67.
41. Галустов В. С. и др. А. с. 925413 — Бюл. изобр., 1982, Хв 17, с. 39.
42. Галустов В. С. и др. К выбору уравнения для расчета коэффициента со-
протйвления в моделях динамики дисперсных систем. Рук. деп.
Xs 551-ХП-Д80.
-43. Галустов В. С. Об оценке точности модели гидродинамики свободнорас-
пространяющегося факела распыленной жидкости. Библ, указатель
ВИНИТИ «Деп. рук.», 1981, Хв 12, с. 126.
44. Гельперил Н. И. и др. Исследование дисперсности распыливания жидко-
сти центробежно-струйной форсункой. — Хим. и нефтян. машиностр.,
1972, Хв 11, с. 15—17.
45. Герасимов Г. Я. К теории взаимодействия системы сферических газовых
пузырей с жидкостью при больших числах Рейнольдса — Изв. АН СССР.
Мех. жидкости и газа, 1975, Xs 6, с. 617.
46. Гирба Е. А. Канд. дис. М., ГИАП,. 1,978.
.47. Годин А. К. Канд. дис. М., ВЗПИ, 1981.
48. Головачевский Ю. А. Оросители и форсунки скрубберов химической про-
мышленности. М., Машиностроение, 1967, 196 с.
49. Головачевский Ю. А. Оросители и форсунки скрубберов химической про-
мышленности. М., Машиностроение, 1974. 270 с.
49а. Голубев А. Г., Ягодкин В. И. Оптические методы измерения дисперсно-
сти аэрозолей. Тр. ЦИАМ, 1981, Xs 828.
50. Горбис 3. Р. Теплообмен и гидродинамика дисперсных сквозных пото-
ков. М., Энергия, 1970. 428 с.
.51. Горюнов Ю. Д. и др. А. с. 326097—Бюл. изобр., 1971, Xs 4, с. 25.
52. Гупало Ю. П. и др. О поле скоростей потока жидкости в винтовом ка-
нале прямоугольного сечения — Изв. АН СССР. Мех. жидкости и газа,
1977, Xs I, с. 131—136.
-53. Гущин Ю. И. Канд. дис. Ярославль, НПИ, 1980.
54. Дитякин Ю. Ф. и др. А. с. 306270 — Бюл. изобр., 1971, Xs 19, с. 121.
55. Дитякин Ю. Ф. и др. А. с. 219328 —Бюл. изобр., 1968, X? 12, с. 132.
56. Дитякин Ю. Ф. и др. Распыливание жидкостей. М., Машиностроение,
1977. 208 с.
-57. Дитякин Ю. Ф., Ягодкин В. И. — Тр. ЦИАМ, 1973, Xs 525, с. II. •
58. Дмитриев С. Н. и др. А. с. 730373 — Бюл. изобр., 1980, Хв 16, с. 39.
•59. Дунский В. Ф. и др. А. с. 222801 —Бюл. изобр., 1968, Хв 23, с. 39.
60. Дунский В. Ф., Никитин Н. В. — ИФЖ, 1983, т. 44, Хв 3, с. 390—396.
61. Дунский В. Ф., Никитин Н. В. — В кн.: Аэрозоли в сельском хозяйстве.
М., Колос, 1973, с. 71—106.
62. Дунский В. Ф., Южный 3. М. — В кн.: Аэрозоли в сельском хозяйстве.
М., Сельхозгиз, 1956, с. 7—18.
63. Дятлов И. Н. Обобщение результатов измерений мелкости распыливания
топлива механической и воздушно-механической форсунками центробеж-
ного типа.—Тр. КАИ им. А. Н. Туполева. Казань, 1969, вып. 2.
‘64 . Дятлов И. Н. Распыливание топлива в камерах сгорания газотурбинных
двигателей. — Тр. КАИ им. А. Н. Туполева. Казань, 1980, вып. 4, с. 4—<
15.
65. Дятлов А. В., Хохлов С. Ф. — Тр. Днепропетров. хим.-технол. ин-та им.
Ф. Э. Дзержинского, I960, вып. 10, с. 61—64.
66. Ерастов К. Н., Николаева Е. Г. Влияние подогрева жидкости иа харак-
теристики центробежной форсунки. Техн, отчет Хв 73, ЦИАМ, Оборонгиз,
1955. 12 с. v
€7. Ересько А. Ф. и др. А. с. 835504 — Бюл. изобр., 1961, Xs 21, с. 65.
68. Есипов Г. 3., Журавлев В. А. — В кн.: Химия и химическая технология,
Кемерово, КПИ, 1972, № 36, с. 167—172.
69. Заварин И. Д. и др. А. с. 567505 — Бюл. изобр., 1977, № 29, с. 56.
70. Заварин Н. Д., Галустов В. С. А. с. 579025—Бюл. изобр., 1977, № 41.
71. Заварин Н. Д. и др. А. с. 584897 — Бюл. изобр., 1977, № 47, с. 54.
72. Заварин И. Д., Галустов В. С. А. с. 621387 — Бюл. изобр., 1978, X® 32.
73. Заварин Н. Д., Галустов В. С. А. с. 680766 — Бюл. изобр., 1979, X® 31,
с. 69.
74. Заварин Н. Д. и dp. А. с. 706132. — Бюл. изобр., 1979, Xs 48, с. 76.
75. Зайцев А. И. Докт. дис. М„ МИХМ, 1981.
76. Иванов В. В. и др. А. с. 643205 — Бюл. изобр., 1979, X® 3.
77. Иванюков Д. В. и др. А. с. 314038. — Бюл. изобр., 1971, X® 21, с. 105.
78. Источник мощного звука/Под ред. Л. Д. Розенберга. М., Наука, 1967.
420 с.
79. Карлсон Е., Хогланд Ж. Сопротивление и теплоотдача частиц в соплах
ракетных двигателей. •—Ракетная техника и космонавтика, 1964, Xs 11,
с. 104—109.
80. Кацнельсон Б. Ф., Тимофеев Ф. А. — Котлотурбостроение, 1948, *Хв 5,
с. 16.
81. Кацнельсон Б. Ф., Шваб В. А.— В ки.: Исследование процессов горения
топлива. М.— Л., Госэиергоиздаг, 1958, с. 118.
82. Клячко Л. А. К теории центробежной форсунки — Теплоэнергетика,
1962, X® 3, с. 25—27.
83. Коваленко В. С. и др. А. с. 764732. — Бюл. изобр., 1980, X® 35.
84. Ковалев Н. С., Попов А. А. А. с. 322563. — Бюл. изобр., 1971, X® 36,
с. 18.
85, Колбовский Ю. Я- Теоретико-групповой метод отыскания автомодельных
решений задач гидродинамики. — Сб. науч. тр. ЯГУ, Ярославль, 1982,
с. 42—49.
85а. Колесник А. А. и др. А. с. 738679. — Бюл. изобр., 1980, Xs 21, с. 39.
856. Колесник А. А. и др. А. с. 937031. — Бюл. изобр., 1982, X® 23, с. 4.
85в. Колпаков А. В., Коктуш С. М. — В сб.: Физика аэродисперсиых систем.
Киев — Одесса, Высшая школа, 1975, вып. 12, с. 17—20.
85г. Колесник А. А. Каид. дис. Казань, КХТИ, 1983. 216 с.
86. Коливажко А. С. и др. А. с. 686774.— Бюл. изобр., 1979, Xs 35.
87. Коливажко А. С. и др. А. с. 701718. — Бюл. изобр., 1979, X® 15.
88. Крайко А. Н. и др. Механика многофазных сред. Итоги науки и техни-
ки. Гидродинамика. М. Наука, 1972, т. 6. 174 с.
89. Крикунов А. Е. и др. А. с. 307255. — Бюл. изобр., 1971, X® 20, с. 118.
90. Крылов В. В., Филатов Ю. И. — Молочная пром., 1972, X® 10, с. 22—24.
91. Кулагин А. В., Макаров В. В.—Теплоэнергетика, 1979, Хв 6, с. 25—31.
92. Кулагин А. В., Макаров В. В. — Вести. Всесоюз. НИИ ж.-д. транспорта,
1973, Хв 3, с. 85—91.
93. Кулагин Л. В., Морошкин М. Я. Форсунки для распыливания тяжелых
топлив. М., Машиностроение, 1973. 200 с.
94. Кулагин Л. В., Охотников С. С. Сжигание тижелых топлив. М., Недра,
1967. 286 с.
95. Кутовой В. А. Впрыск топлива в дизелях. М., Машиностроение, 1981.
120 с.
96. Кутовой В. А., Почивалин В. М. А. с. 343708.— Бюл. изобр., 1972, Хе 21,
с. 17.
97. Ламм Э. Л. и др. — Тр. НИИхиммаш, М., Машиностроение, 1968, вып. 5,
с. 38—46.
98. Лебедев П. Д., Леончик Б. И,—В ки.: Тепло- и массопереиос. М., Гос-
энергоиздат, 1963. Т. 4, с. 104—120.
99. Левин Л. М. Исследования по физике грубодисперсных аэрозолей. М.,
Изд-во АН СССР, 1961. 268 с.
100 Леончик Б. И. и др. — Изв. вузов. Энергетика, 1959, X® 10, с. 99—
106.
101. Липатов Н. Н. и др. Влияние конструкции дисков распылительных су-
245
шилок иа процесс распыления жидкости. М., ЦНИИ ТЭИ, Легпищемаш,
1969. 46 с.
102. Липатов Н. Н., Харитонов В. Д. Сухое молоко. М., Легкая и пищевая
промышленность, 1981. 264 с.
103. Лифшиц М. И., Моисеев В. М. Электрические явления в аэрозолях и их
применение. М., Энергия, 1965. 86 с.
104. Ломтев В. Л. и др. А. с. 718172. — Бюл. изобр., 1980, № 8, с. 46.
105. Лопарев В. П. — Изв. АН СССР. Мех. жидкости и газа, 1975, Xs 3,
с. 174—178.
106. Лойцянский Л. Г. Механика жидкости и газа. М., Наука, 1978. 736 с.
107. Лукачев В. П., Ключарев Л. Г. — Изв. вузов. Энергетика, 1969, № 4,
с. 261.
108. Лыков А. В. Тепло- и массообмеи в процессах сушки. ГЭЭП, Минск,
1956. 532 с.
109. Лыков М. В., Леончик Б. И. Распылительные сушилки. М., Машиностро-
ение, 1966. 240 с.
ПО. Лышевский А. С. Закономерности дробления жидкости механическими
форсунками давления. Новочеркасск, Новочеркасский политехи, ин-т,
1961. 180 с.
111. Ляховский Д. И. —ЖТФ, 1940, т. 10, № 12, с. 10.
112. Мак-Адамс В. X. Теплопередача. Пер. с аигл./Под ред. Г. С. Белецкого,
М., Металлургиздат, 1961. 518 с.
113. Малахов Н. Н. А. с. 400777. —Бюл. изобр., 1973, № 40, с. 105.
114. Махин В. А. и др. — Изв. вузов. Авиац. техн., 1962, X» 3, с. 166—176.
115. Махин В. А. и др. — Изв. вузов. Авиац. техи., 1962, Xs 4, с. 139—144.
116. Мерч Н. — Механика, 1965, Xs 2, с. 90.
117. Мизин В. А. и др. — В ки.: Вопросы химии и химической технологии.
Харьков, 1979, вып. 56, с. 106—111.
118. Михайленко Г. Г. и др. А. с. 835502. — Бюл. изобр., 1981, Xs 21.
119. Михайлов Е. А. и др. Разработка методики расчета геометрических раз-
меров форсунок с заданным характером распределения удельных пото-
ков жидкости. Ярославль, 1981. 6 с. Рук. деп. в ОНИИТЭХИМ,
20.04.1981, Xs 371-ХП-Д81".
120, - Михайлов Е. А. и др. — В ки.: Строительные и дорожные машины. Ярос-
лавль, ЯПИ, 1981, вып. 5, с. 64.
121. Моряков В. С. и др. — Изв. вузов. Химия и хим. техиол., 1975, т. 18,
Xs 10, с. 61.
122. Мужилко А. А. — В сб. докладов Всесоюзного совещания по тепло- и
массообмеиу. Новосибирск, 1982.
122а. Мусташкин Ф. А. и др. — Бюл. изобр., 1982, Xs 43, с. 29.
123. Накаряков В. Е., Шрейбер И. Р. — ПМ.ТФ, 1973, Xs 2, с. 109—113.
124. Незгада В. Е., Табрис Е. С. А. с. 412945. — Бюл. изобр., 1974, X» 4, с. 65.
125. Основы горения углеводородных топлив. М., Издатиилит, 1960. 386 с.
126. .Оссовский Б. Г. Канд. дис. М., МИТХТ им. М. В. Ломоносова, 1969.
228 с.
127. Пажи Д. Г., Галустов В. С. Распылители жидкости. М., Химия, 1979.
216 с.
128. Пажи Д. Г. и др. Форсунки в химической промышленности. М., Химия,
1971. 224 с.
129. Пажи Д. Г. и 6р. Распиливающие устройства в химической промышлен-
ности. М., Химия, 1975. 200 с.
130. Пажи Д. Г. и др. А. с. 180522. — Бюл. изобр., 1966, Xs 7.
131. Пажи Д- Г. и др. А. с. 182054. — Бюл. изобр., 1966, Х° 10.
132. Пажи Д. Г., Прахов А. М.— Хим. и иефт. машииостр., 1969, Xs 2,
с. 10—16.
133. Панфилов Ф. В. — Тр. СоюздорНИИ, 1967, вып. 21, с. 128—130.
134. Панасенков И. С.— ЖТФ, 1951, т. 21, Xs 2, с. 160—166.
134а. Пасечник С. П. Канд. дис. Л., ЛТИЦБП, 1974. 162 с.
135. Пат. 1284384, 1968 г. /Англия/.
136. Пат. 1358453, 1969 г. /Англия/.
137. Пат. 3064619, 1962 г. /США/.
246
138. Пат. 3070313, 1962 г. /США/.
139. Пат. 3081946, 1963 г. /США/.
140. Пат. 3084868, 1963 г. /США/.
141. Пат. 3157369, 1964 г. /США/.
142. Пат. 3169508, 1965 г. /США/.
143. Пат. 3297255, 1967 г. /США/.
144. Пат. 3371869, 1968 г. /США/.
145. Пат. 3474970, 1969 г. /США/.
146. Пат. 3591082, 1971 г. /США/.
147. Пат. 3638859, 1972 г. /США/.
148. Пат. 4142682, 1978 г. /США/.
149. Пат. 1750561, 1978 г. /ФРГ/.
150. Пауков Ю. М. и др. А. с. 708112. — Бюл. изобр., 1980, № 1, с. 27.
151. Пашковский Б. С. Канд. дис. М., МЭИ, 1974.
152. Пашковский Б. С. и др. — Теплоэнергетика, 1974, № 10, с. 28.
153. Пашковский Б. С-, Тебеньков Б. П. — Тр. ВНИПИ. Теплопроект, 1972,
вып. 19, М., с. 11—19.
154. Перри Дж. Справочник ииженера-химика. Пер. с англ./Под ред.
Н. М. Жаворонкова и П. Г. Ромаикова. Л., Химия, 1969. Т. 1, 639 с.
155. Петров А. Г. — ПММ, 1977, т. 41, с. 79—94.
156. Плит И. Г. — В ки.: Химическая технология. Харьков, 1967, вып. I,
с. 109—116.
157. Подвысоцкий А. М., Шрайбер А. А.—Изв. АН СССР. Механика жидко-
сти и газа, 1975, № 2, с. 71—79.
158. Подвысоцкий А. М., Шрайбер А. А. — В ки.: Физика аэродисперсиых
систем. Киев — Одесса, Высшая школа, 1975, вып. 12, с. 21—28.
159. Политое В. С. и др.—В ки.: Сборник науч. тр. Челябинск, политехи,
ии-та. Челябинск, 1975, № 162, с. 82.
160. Политое В. С. и др. — Изв. вузов. Авиац. техи., 1971, № 1, с. 78—85.
161. Поляков К. А., Гальцов В. Я.— Хим. пром., 1941, № 19, с. 15—17.
162. Поляков К. А., Гальцов В. Я- — Хим. пром., 1941, № 1, с. 11—15.
163. Прахов А. М. Регулирование авиадвигателей. М., Оборонгиз, 1955, Сб.
№ 20, с. 131—135.
164. Присняков В. Ф. — Изв. вузов. Авиац. техи., 1972, № 4, с. 108—114.
165. Раушенбах Б. В. и др. Физические основы рабочего процесса в камерах
сгорания воздушно-реактивных двигателей. М., Машиностроение, 1964.
526 с.
166. Рахматулин X. А. — ПММ, 1956, № 2, с. 26—30.
167. Ривкинд В. Я-, Рыскин Г. М. — Изв. вузов. Мех. жидкости и газа, 1976,
№ 1, с. 218.
168. Рид Р„ Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. Пер. с англ. Л., Химия,
1969. Т. 1, с. 98.
169. Розенбаум Р. Б., Тодес О. М. —ДАН СССР, 1957, т. 115, № 3, с. 504—
507.
170. Салимов А. У. и др.— Изв. АН УзССР. Техн, науки, 1971, № 3, с. 12.
171. Салимов А. У. и др. Вопросы теории электростатического распылива-
иия. Ташкент, Изд-во АН УзССР, 1968. 160 с.
172. Салтанов Г. А. Сверхзвуковые двухфазные течения. Минск, 1972. 476 с.
173. Седов Л. И. Механика сплошной среды. М., Наука, 1973. Т. 1. 680 с.
174. Скурный К. и др. Аэрозоли. М., Атомиздат, 1964, 526 с.
175. Соколовский А. П., Тимофеев Ф. А. — В ки.: Исследование горения на-
турального топлива. М., Госэнергоиздат, 1948, с. 164.
176. Солдатов Н. И. Каид. дис. М., МЭИ, 1962.
177. Солодихин А. Е., Горбунова Е. В. А. с. 521936. — Бюл. изобр., 1976,
№ 27, с. 68.
178. Coy С. Гидродинамика многофазных систем. Пер. с аигл./Под ред.
М. Е. Дейга. М., Мир, 1971. 536 с
179. Справочник по пыле- и золоулавливанию/Под ред. А. А. Русанова. М.,
Энергия, 1975. 296 с.
180. Теплофизические свойства веществ. Справочник/Под ред. Н. Б. Варгаф-
тика. М., Госэнергоиздат, 1956, с. 73.
247
181. Статическая электризация. М., Госэнергоиздат, 1963. 224 с.
182. Стекольщиков А. М. и др. — ИФЖ, 1972, т. 23, Ns 2, с. 226.
183. Стернин Л. Е. Основы газодинамики двухфазных течений в соплах. М.,
Машиностроение, 1974. 212 с.
184. Тимохов Е. П. А. с. 626816. — Бюл. изобр., 1978, № 37, с. 82.
185. Ульянов В. М., Фокин А. П. — Хим. и иефт. машнностр., 1970, Ns 6, с. 21.
186. Уоллис Г., Грэхем Б. Одномерные двухфазные течения. Пер. с англ./Под
ред. И. Г. Аладьева. М., Мир, 1972. 486 с.
187. Физические основы ультразвуковой техиики./Под ред. Л. Д. Розенбер-
га. М., Наука, 1970. 224 с.
188. Филатов Ю. И.— Молочиая пром., 1970, Ns 9, с. 18—20.
189. Фридман И. А. и др. А. с. 614821. — Бюл. изобр., 1978, № 26, с. 28.
190. Фридман В. М.— Ультразвуковая техника, 1963, № 1, с. 55.
191. Фридман В. М. Ультразвуковая химическая аппаратура. М., Машино-
строение, 1967. 212 с.
192. Фукс Н. А. Механика аэрозолей. М., Изд-во АН СССР, 1955. 352 в,
193. Хавкин Ю. И. Центробежные форсунки. Л., Машиностроение, 1976. 168 с.
194. Хоблер'Г. Массопередача и абсорбция. Пер. с англ./Под ред. П. Г. Ра-
манкова. М., Химия, 1964. 684 с.
195. Хогланд Ж- — Ракетная техника, 1962, Ns 5, с. 3—16.
196. Цераушвили Г. Е. А. с. 835503. — Бюл. изобр., 1981, № 21.
197. Чернобыльский И. И. и др.— В кн.: Химическое машиностроение. Киев,
1968. вып. 6, с. 168.
198. Чернышов А. А. и др. А. с. 564869. — Бюл. изобр., 1977, № 26.
199. Чернышов А. А. и др. А. с. 585884. — Бюл. изобр., 1978, Ns 48.
200. Чернышов А. А. и др, А. с. 638383. — Бюл. изобр., 1978, Ns 47.
201. Чернышов А. А. и др. А. с. 657858. — Бюл. изобр., 1979, Ns 15.
202. Чуфаровский А. И. и др. А. с. 925405. — Бюл. изобр., 1982, Ns 17.
203. Шилов Г. Е. Математический анализ функции нескольких вещественных
переменных. М., Наука, 1972. 624 с.
204. шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. Пер. с аигл./Под ред. В. С. Ав-
дуевского и В. Я- Лихушина. М., Наука, 1974. 480 с.
205. Шувалов В. В., Галустов В. С. А. с. 493249. — Бюл. изобр., 1975, № 44,
а 76.
206. Щербаков А. В. и др. А. с. 634796. — Бюл. изобр., 1978, № 44, с. 64.
207. Щукин В. К. Теплообмен и гидродинамика внутренних потоков в поле
массовых сил. М., Машиностроение. 1970. 330 с.
208. Эккерт Э. Р.^ Дрейк Р. М. Теория тепло- и массообмена. М., Госэнерго-
издат, 1961. 576 с.
209. Южный 3. М. Канд, дис., 1964.
210. Angebo R. D. — NACA TN 1056, N 3762, 1956.
211. Clark С. L., Dombrowski N. — Chem. Eng. Sci., 1971, vol. 26, p. 1949.
212. Frosting N., Gerland Beitr. — Geophys., 1937, vol. 51, p. 167.
213. Ford R. P„ Middeman S. — AIChE Journal, 1966, vol. 12, p. 669—676.
214. Hinze I. 0., Milborn H. — J. Appl. Meeh., 1950, vol. 17, N 2, p. 145—153.
215. Kadaki K. — Chem. Eng. Japan Abrid. Ed. Eng., 1966, N 2, p. 4,
216. Kinzer G. D., Gunn R. G. — J. Meteor., 1951, vol. 8, p. 11.
217. Kinarol G. E. e. a. — Brit. Chem. Eng, 1963, vol 8, p. 326.
218. Lauhmuir J., Blodgett K. — J. Meteorology, 1948, vol. 5.
219. Manning W. P„ Gauvin W. H.-r- AIChE Journal, 1960, vol. 6, p. 18.
220. Nukijama S„ Tanasawa J. — Rep. Trans, from Trans. Soc. Meeh. Eng.
(Japan), 1938, vol. 5, N 18.
221. Ranz W., Marschall W.— Chem. Eng. Progr., 1952, vol. 48, N 3, p. 67.
222. Razinsky E„ Brighton J. A. — Trans. ASME, 1971, Ser. D, vol. 93, p. 333.
222a. Schmidt P. — Chem. Ing. Techn., 1967, N 5/6, S. 375—379.
223. Steinberg R. L.. Treubal R. E.—AIChE Journal, 1960, vol. 6, p. 227.
224. Stolting M.—Chem. Ing. Techn., 1980, vol. 52, N 7, S. 589—598.
225. Taylor G. I.— Quarterly J. Mechanics a. Appl. Mathematics, 1950, vol. 4,
N 3, p. 128.
226. Weiss M., Worsham C. — Chem. Eng. Sci., 1960, vol. 12, p. 24—26.
Предметный указатель
Акустические форсунки
с вихревыми генераторами акусти-
ческих колебаний 180, 199
влияние положения резонирующей
полости на характеристики
185, 186
с динамическими сиренами 198, 199
зависимость характеристик от гео-
метрических размеров 182 сл.
классификация 180
корневой угол факела 190
коэффициент расхода 186, 187
к. п. д. генератора колебаний 184
медианный диаметр капель 190,
191
пороговое число Рейнольдса 188
потеря устойчивости пленки 178,
179
• со статическими сиренами 198
со струйным (стержневым) излу-
чателем Гартмана (газоструй-
ные форсунки) 181, 192 сл.
течение жидкости и газа 177, 178
угол выхода жидкостной пленки
187
форма факела 189
характеристики акустические
483 сл.
— гидравлические 186, 187
—я дисперсные 190 сл.
Бассе — Буссинеска силы 38
Бернулли
силы 38
уравнение ПО
Блок-схемы расчета центробежно-
струйных форсунок 129 сл.
Вебера критерий критический
при распаде капель 19 сл.
при столкновении капель 22 сл.
Взрывной распад капель 20, 21
Вторичное дробление капель 38
Выбор распыливающих устройств
233 сл.
Газожидкостной факел
гидродинамика см. Гидродинамика
газожидкостного факела
ограниченный стенками аппарата
формы стенок 47
зоны течения 48
оценка точности математической
модели 50, 51
уравнения движения 48 сл.
Газожидкостной факел
характеристики см. Характеристики
газожидкостного факела
Газоструйный (стержневой) излуча-
тель Гартмана
конструктивные схемы 193 сл.
распределение давления в потоке
воздуха 181
Геометрическая характеристика
центробежно-струйных форсунок
114, 116, 119, 120
центробежных форсунок 98
Гидравлические форсунки »
классификация 71 сл.
комбинированные 71, 72
с соударением струй см. Форсунки
с соударением струй
струйные см. Форсунки струйные
центробежно-струйные см. Центро-
бежно-струйные форсунки
центробежные см. Центробежные
форсунки
ударно-струйные см. Форсунки
ударно-струйные
Гидравлическое распыливание жид-
кости
разрушение плеики
конической 17
круговой 16, 17
плоской 16, 17
разрушение цилиндрической струи
14 сл.
формы струй и пленок 14 сл.
форсунки см. Гидравлические фор-
сунки
энергетический фактор 10, 11
Гидродинамика газожидкостного фа-
кела 10
влияние различных эффектов 34 сл.
математические модели 32 сл.,
42 сл.
при наличии ограничивающих сте-
нок 47 сл.
наложение факелов 53, 54
неравномерность плотности ороше-
ния 51, 52
одиночного свободного 41 сл.
основные закономерности
28 сл.
расчет коэффициента сопротивле-
ния 39 сл.
— оптимальной расстановки не-
скольких распылителей 55 сл.
249
Дальнобойность факела 9
Движение жидкости при механиче-
ском распыливании
математическое описание 139 сл.
с обдувом распылителя потоком
газа 145, 146
основные стадии 137
уравнения движения 138, 139
Дефлекторы 172, 173
Дисперсные характеристики факела
7, 8
Дифференциальные (частотные) кри-
вые распределения 7, 8
Интегральные (суммарные) кривые
распределения 7, 8
Капля-«мишень» 22 сл.
Капля-«снаряд» 22 сл.
Капля-«спутник» 15, 23
Каскадные форсунки 80 сл.
Коалесценция (слияние) капель см.
Соударение (коалесценция) ка-
пель
Комбинированные форсунки см.
Форсунки комбинированные
Коническая пленка 17
Концевой эффект 58
Корневой угол факела
в акустических форсунках 190
схема расчета 9
в центробежно-струйной форсунке
118 сл.
Коэффициент (ы)
диффузии в газе 63
заполнения соплового канала 9
захвата капель 22
неравномерности окружной 8
— радиальной 8, 9
полезного действия распыливания
10, 201
скорости 9
эффективности соударений 24
Коэффициент избыточного орошения
55
зависимость от числа распылителей
56
формулы расчета 56, 57
Коэффициент расхода
в акустических форсунках 186,
187
вязкой жидкости в центробежно-
струйной форсунке 115, 116
жидкости 94 сл., 98 сл., 104 сл.
в центробежио-струйных форсун-
ках 115, 116, 118 сл.
Коэффициент сопротивления
влияние турбулентности потока 39,
40
для свободного одиночного факе-
ла 43
Коэффициент сопротивления
уравнения расчета 39 сл.
в условиях стесненного движения
40
Кривые распределения 7
Критерии
Вебера критический 19 сл.
Рейнольдса критический 41
— при распаде капель 19, 20
-----соударении капель 23, 24
устойчивости капли 19 сл.
— «мишени» 24
Критический диаметр капель 40,. 41
Круговая пленка 17
Магнитострикционный эффект 202
Математические модели
гидродинамики газожидкостного
потока 32 сл.
— одиночного свободного факела
42 сл.
оценка точности 46, 47, 50, 51,
68 сл.
тепло-массообмена между каплями
и газом 63 сл.
упрощающие допущения 51
центробежно-струйной форсунки
114 сл.
Медианный диаметр капель 161 сл.
Методы определения характеристик
распылителей
гидродинамических 241
дисперсных 236 сл.
распределения 240, 241
Механические распылители
с гидроприводом 155
дисковые с непосредственной пода-
чей жидкости 146 сл. •
классификация 136, 137
с погружными рабочими элемента-
ми 150 сл.
с пористыми рабочими элементами
156 сл.
реактивные 154
с сопловыми рабочими элемента-
ми 152 с л.
с чашечными рабочими элемента-
ми 152
Механическое распыливание
разрушение пленки 18
энергетический фактор 11
Монодисперсное распыливание жид-
костей 155 сл.
Навье — Стокса уравнение 139
Наложение факелов 53, 54
Ограничивающие стеики 47
250
Оптимальная расстановка распыли-
телей
при кольцевом сечении орошаемой
поверхности 56, 57
при круглой форме орошаемой по-
верхности 57, 58
коэффициент избыточного оро-
шения 55, 56
Остроградского — Гаусса теорема 34,
35
Отсекатель распыленной жидкости
241, 242
Оценка точности математических мо-
делей
гидродинамики газожидкостного
факела, ограниченного стенка-
ми 50, 51
— свободного факела 46, 47
тепло-массообмена между каплями
68 сл.
Пленка, типы 16, 17
Плоская пленка 16, 17
Плотность орошения 51, 52
Пневматические форсунки
внешнего смешения 169 с л.
------с дефлектором 172 сл.
------с пористым вкладышем 174,
175
— — с регулируемой формой факе-
ла 174, 175
внутреннего смешения 168, 169
выбор конструктивной схемы 167,
168
классификация 159, 160
медианный диаметр капель 161 сл.
разрушение струи 18, 19
распределение капель по сечению
165
скорость истечения газожидкостной
смеси 161
среднемассовый диаметр капель
165, 166
энергия распыливающего агента
163, 164
Пневматическое распыливание
разрушение струи 18, 19
энергетический фактор 11
Пористые вращающиеся распылите-
ли
конструктивные схемы 158, 159
режимы истечения жидкости 156,
157
Пороговое число Рейнольдса (для
акустических форсунок) 188
Пульсационные форсунки
с возбудителем 217
дисперсные характеристики 218,
219
конструктивные схемы 220 сл.
Пульсационные форсунки
механические с дисковым рабочим
элементом 224, 225
пневматическая 223
с прерывателем 216, 217
принцип действия 216
распределение жидкости в факеле
220
расходные характеристики 217, 218
ударно-струйные 222, 223
характеристики распределения 217,
218
центробежно-струйные 221
Пьезоэлектрический эффект 202, 203
Рабочие элементы механических рас-
пылителей
с гидроприводом 154, 155
дисковые 146 сл.
звездочные 149
погружные 150 сл.
реактивные 154
сопловые 152 сл.
чашечные 152
Разрушение
пленки при механическом распыли-
вании 18, 144, 145
----- увеличении скорости истече-
ния 16 сл.
струи в центробежно-струйной
форсунке 106 сл.
цилиндрической струи при увели-
чении скорости истечения 14,
15
Распад капель
взрывной 20, 21
в газовом потоке 19 сл.
Распределение плотности орошения
влияние на распределение концент-
рации трассера по сечению фа-
кела 123, 124
-----г — составляющих скорости
122, 123
зависимость от диаметра соплового
канала 126, 127
----- угла наклона винтовых кана-
лов 125, 126
-----размеров закручивающих ка-
налов 125
-------осевого канала 125, 126
параметрическое описание 128
типы 9
Распыливание жидкостей
акустическое 11
гидравлическое 10, И, 14 сл.
комбинированное ,13
механическое И, 17, 18
пневматическое 11
с предварительным газонасыщеии-
ем 12
пульсационное 12
251
Распыливаиие жидкостей
ультразвуковое 12
электрогидравлнческое 12, 13
электростатическое 11, 12
Распыливаиие с предварительным
газонасыщеиием 225
влияние газонасыщения иа тепло-
массопередачу 227
конструктивные схемы форсунок
227 с л.
стадии распада пленки 226
Распылители
определение 7
схемы 147 сл., 205 сл.
Расходные характеристики факела 9,
10
Расчет
оптимальной расстановки несколь-
ких распылителей 55 сл.
свободного одиночного факела
42 сл.
температуры поверхности капли
' 61, 62
физико-химических свойств фаз 62,
63
цеитробежио-струйиых форсунок
127 сл.
Рейнольдса критерий
критический 41
распада капель 19, 20
соударения капель 23, 24
Ричардсона — Заки н Тодеса урав-
нения 40
Свободный факел 41, 42
Силы
Бассе — Буссииеска 38
Бернулли 38
массовые 35
сопротивления 35 сл.
статического давления 34, 35
Сопла струйных форсунок
в виде круговой прорези 75, 76
кольцевые 75
цилиндрические 73, 74
. щелевидные 74, 75
Соударение (коалесценция) капель
виды соударений 22 сл.
при действии аэродинамических
сил 25
коэффициент захвата 22
критерий Вебера 22 сл.
расчет доли столкнувшихся капель
25, 26, 38, 39
эффективность соударений 24
Средний диаметр капель 8
Стадии дробления капли 21
Стандартная кривая сопротивления
. 39
Струйные форсунки см. Форсунки
струйные
Схемы
взаимодействия потоков жидкост»
в центробежно-струйной фор-
сунке 108
двухлучевой голографической уста-
новки 238
дисковых распылителей с непо-
средственной подачей жидко-
сти 147, 148
дифракционного измерения разме-
ра капель 238 i
задания начальных условий 66
измерения размера частиц 236, 237
— скорости капель в факеле 240
истечения двухфазной жидкости из
центробежной форсунки 93
каплеулавливающего устройства
239
пересечения факелов 26
погружных распылителей 150, 151
пневматических форсунок внешнего
смешения 170 сл.
----внутреннего смешения 169
пористых вращающихся распыли-
телей 158, 159
распылителей с магнитострикцион-
ным излучателем 205
— механических с гидроприводом
155
реактивного механического распы-
лителя 154 __
сопловых рабочих элементов ме-
ханических распылителей 153
течения жидкости по поверхности
отражателя ударно-струйной
форсунки 78
— парожидкостной смеси в криво-
линейном канале 103
ультразвуковых распылителей с
пьезоэлектрическим излучате-
лем 207
чашечных рабочих элементов меха-
нических распылителей 152
Схемы расчета
истечения пленки из щелевого соп-
ла 74
плотности орошения 51
размещения распылителей 54
свободного факела 42
Схемы форсунок
акустических 199
с предварительным газоиасыще-
нием 228, 229
пульсационной 217
пульсационно-гидравлических 219
— центробежно-струйных 221
пульсационной пневматической 223
пульсационно-механических 224
со стержневыми излучателями
Гартмана 193 сл.
струйных с кольцевым соплом 75
252
Схемы форсунок
— с соплом в виде круговой про-
рези 76
с соударением плоских струй 77
ударно-струйных 81
центробежно-струйных
с вкладышем 132
с закручиванием части потока
135, 136
со скрещивающимися струямн
133
с перераспределением потоков
135, 136
с центральным 'стержнем 136
с частичным торможением закру-
ченного потока 134
с цилиндрическим вкладышем
107
центробежных 82
нерегулируемых иеразбориых 85
— разборных 86
с завихряющнмн вкладышами 87
регулируемых 88, 90
— комбинированных 91
— двухсопловых 89
— с несколькими распылителями
92
электростатического распылнваиня
214, 215
Тепло-массообмеи между каплями н
газом •
блок-схема расчета 68
интенсивность 67
математическая модель 63 сл.
начальные и граничные условия
66 сл.
оценка точности модели 68 сл.
в пленке 67
для различных зон течения 64 сл.
температура поверхности кдпли 61,
62
физико-химические свойства фаз
62, 63
Течение вязкой жидкости в центро-
бежно-струйной форсунке
геометрическая характеристика
114, 116
коэффициент расхода 115, 116
— трения 117
потери на трение 114
— суммарные 115
— энергии 115, 116
приведенный коэффициент потерь
117
суммарная доля потерь 117
Течение идеальной жидкости в цент-
робежно-струйной форсунке
107 сл.
Ударно-струйные форсунки см. Фор-
сунки ударно-струйные
Ультразвуковые распылители
с Магнитострикционным излучате-
лем 203 сл.
с пьезоэлектрическим излучателем
207
способы подвода колебательной
энергии 201, 202
Уравнение(я)
Бернулли ПО
движения жидкости при механиче-
ском распылнваини 138, 135>
Дрейка 60, 61
Навье — Стокса для движения
жидкости по диску 139
Рамма 61
тепло- и массопередачи между кап-
лями и газом 60
Фреслинга 60
Формы струй
в струйных, форсунках 72
в форсунках с соударением струй;
76
Форсунки гидравлические см. Гид-
равлические форсунки
Форсунки каскадные 80 сл.
Форсунки комбинированные
принцип действия 71, 72
регулируемые 91, 92
Форсунки с соударением струй
принцип действия 71
плоских 76, 77
схема 77
цилиндрических 76
Форсунки струйные
с кольцевым соплом 75
принцип действия 71
с соплом в виде круговой прорез»
75, 76
схемы 75, 76
формы струй 72
с цилиндрическим соплом 75
со щелевидным соплом 74, 75
Форсунки ударно-струйные
каскадные 79 сл.
области течения жидкости 77, 73
принцип действия 71
профиль скоростей в струе 78
средняя скорость течения жидко-
сти 79
толщина пленки 78, 79
Форсунки центробежно-струйные
блок-схема расчета 129 сл.
взаимодействие потоков 107, 10$
влияние геометрических размеров
на характеристики 118
геометрическая характеристика 112х
114, 116, 119, 120
253
«Форсунки центробежно-струнные
конструктивные схемы 132 сл.
корневой угол факела 118 сл.
коэффициент расхода 115, 116,
118 сл.
принцип действия 71
распределение концентрации трас-
сера по сечению факела 123,
124
— плотности орошения 122, 123
— составляющих скорости 121 сл.
расход идеальной жидкости через
сопло 113
расчет 127 сл.
степень взаимодействия потоков
123, 124
течение вязкой жидкости см. Тече-
ние вязкой жидкости в цент-
робежно-струйной форсунке
течение идеальной жидкости
107 сл.
с цилиндрическим вкладышем 107
Форсунки центробежные
геометрическая характеристика 98
двухкамерные 88, 89
двухсопловые 89, 90
двухступенчатые 82, 88, 90
истечение подогретой жидкости
93 сл.
— кипящей жидкости 97
— парожндкостной смеси 101 сл.
расход жидкости 94 сл., 98 сл.,
104 с л.
классификация 81
комбинированные 91, 92
тлногосопловые 92
иеразборные 86
нерегулируемые 82, 85 сл.
принцип действия 71, 81
разборные 86
расчет 84, 85
регулируемые 82, 87 сл.
режим течения жидкости 83 сл.
Характеристики акустических фор-
сунок
акустические 183 сл.
гидравлические 186, 187
дисперсные 190 сл.
Характеристики газожидкостного фа-
кела
гидродинамические 10
дисперсные 7, 8
распределения 8, 9
расходные 9, 10
формы 9
энергетические 10
Центробежно-струйные форсунки см.
Форсунки центробежно-струйные
Центробежные форсунки см. Фор-
сунки центробежные
Цилиндрическая струя 14 сл.
Электрогидравлнческое распыливаиие
формирование электрического раз-
ряда в' жидкости 230
электрогидравлическая струйная
форсунка 230, 231
Электростатическое распыливаиие
расчетные соотношения 208, 209
поверхностное натяжение капли
209
степень электризации капель 211,
212
схема распада капли жидкости
212
конструктивные схемы форсунок
213 сл.
Энергетические характеристики факе-
ла 10
Эффект присоединенной массы 37
ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!
В 1985 году издательство «Химия» планирует выпустить в свет
книгу
Химические аппараты с индукционным обогревом (Горбат-
ков С. А., Кувалдин А. Б., Минеев В. Е. и др. — М.., 1985. — 10 л.,
50 к.
В книге обобщен опыт расчета и проектирования, разработ-
ки и оптимизации, эксплуатации и ремонта химической аппара-
туры с индукционным обогревом. Рассмотрены области рацио-
нального применения индукционного нагрева в химических про-
изводствах. Приведены типовые конструкции аппаратов с ин-
дукционным обогревом.
Издание предназначено инженерно-техническим работникам,,
занятым разработкой, проектированием и эксплуатацией хими-
ческих аппаратов.
Эту книгу можно заказать только через издательство «Хи-
мия».
Книжные магазины сбором заказов и продажей данного из-
дания заниматься не будут.
Специалисты, заинтересованные в данной литературе, за-
ранее, до выхода книги в свет, направляют свои заказы по ад-
ресу:
107076, Москва, ул. Стромынка, дом 21 корп. 2.
Отдел рекламы и распространения издательства «Химия».
Телефон для справки: 268-39-72
Организации и предприятия оформляют свои заказы на эти
издания гарантийными письмами, которые должры быть подпи-
саны руководителем и главным бухгалтером, заверены печатью;
индивидуальные заказчики — на открытках.
В письме необходимо указать точный почтовый адрес за-
казчика.
Помните:
тираж данного издания определяется количеством предвари-
тельных заказов.
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ХИМИЯ*
Давид Григорьевич Пажи
Владимир Сергеевич Галустов
ОСНОВЫ
ТЕХНИКИ
РАСПЫЛИВАНИЯ
ЖИДКОСТЕЙ
Редактор Р. Е. Мин евич
Художественный редактор К- К. Федоров
Технический редактор Н. КХ Ефимова
Корректор Т. С. В а с и н а
ИБ № 1601
Сдано в наб. 04.06.84. Подп. в печ. 30.08.84. Т-18601. Формат
бумаги 60x90‘/ie. Бумага тип. Ns 3. Гарн. литературная.
Печать высокая. Усл. печ. л. 16,0. Усл. кр.-отт. 16,0,
Уч.-изд. л. 17,29. Тираж 5700 экз. Заказ № 161. Це-
на 2 р. 20 коп. Изд. № 2539.
Ордена «Знак Почета» издательство «Химия».
107076, Москва, Стромынка, 21/2.
Московская типография № 11 Союзполиграфпрома прн Го-
сударственном комитете СССР по делам издательств, поли-
графии и книжной торговли.
Москва, 113105, Нагатинская ул., д. 1.