книги из ГПНТБ / Кулагин Л.В. Форсунки для распыливания тяжелых топлив

шей удельной затрате энергии распыливающего агента. В целях улучшения использования кинетической энергии воздушной струи были предложены конструкции с много­ ступенчатым распыливанием (рис. 67), в которых воздуш­ ный поток подводится к топливной и образовавшейся

В ряде конструкций для улучшения процесса распы­ ливания воздушный поток закручивают, сообщая ему тангенциальное направление. При этом резко увеличи-

Рис. 67. Форсунка с двухступенчатым подводом распыливаю­ щего агента:

/ — мазут; •// — первичный воздух; III — вторичный воздух

вается угол факела. Форсунки с завихренным воздушным потоком работают как на низком, так и на высоком давле­ нии воздуха.

Для увеличения площади контакта топлива и распы­ ливающего агента в ЦНИИ МПС испытаны форсунки

ствие внешнего воздушного потока и топлива происходит внутри распылителя, другого (рис. 68, б) — за преде­ лами форсунки. Форсунка первого варианта работает следующим образом. Топливо, подаваемое под небольшим давлением в левый канал форсунки, попадает в полость корпуса 3 распылителя, откуда по нескольким каналам малого сечения поступает в кольцевой зазор между рас­ пылителем / и корпусом 3 распылителя. Затем через ряд тангенциальных отверстий в распылителе / топливо подается в камеру сгорания в виде тонкой кольцевой струи. Распыливающий воздух (или пар), поступающий в форсунку по правому каналу, проходит через централь­ ное отверстие корпуса распылителя в пространство между

141

соплом 2 и корпусом распылителя. В этом пространстве поток распыливающего воздуха (пара) разделяется на две части. Одна часть воздуха, пройдя тангенциальные отверстия сопла 2, воздействует на внутреннюю поверх­ ность кольцевой топливной струи, другая после прохож-

Для котельного железнодорожного транспорта была изготовлена и испытана форсунка большей производи­ тельности, чем приведенные выше. В этой форсунке предусмотрена возможность регулирования угла факела струи, для чего в центре сопла установлен отбойник конической формы с осевыми или винтовыми прорезями для прохода распыливающего агента (рис. 69). Кроме

142

того, для сокращения числа сопряженных плоскостей изменена конструкция корпуса распылителя. Форсунки такого типа надежно работают на низкосортном топливе типа мазута М100 в котельных заводов и локомотивных депо с производительностью до 750 кг/ч при удельном расходе пара меньше 0,15 кг на 1 кг топлива.

Вследствие того, что в паровых и пневматических форсунках давление и скорость движения топлива не оказывают существенного влияния на процесс распыли­ вания, то подробные исследования расходных характе­ ристик таких форсунок обычно не проводятся. Необхо­ димый расход топлива обеспечивается изменением давле-

Рис. 69. Пневматиче­ ская форсунка с ко­ ническим отбойником

ния подачи и соответствующими дозировочными регу­ ляторами. Обычно расход топлива определяют по урав­ нению

в зависимости от конструкции топливного сопла в диа­ пазоне от 0,6 до 0,85.

Потери давления топлива £1 Ар в форсунках без завихривания топливной струи складываются из потерь:

от вязкости топлива и для каждой конструкции опреде­ ляется конфигурацией топливоподающих каналов, по­

ных участках движения топлива могут быть оценены по соответствующим уравнениям гидродинамики вязкой жид­ кости. В случае подачи топлива в форме закрученной пленки потери давления, а также коэффициент расхода могут быть рассчитаны по соответствующим уравнениям для центробежных форсунок.

143

В форсунках с внутренним взаимодействием струй воздушный поток создает дополнительное сопротивление движению топлива, в соответствии с чем уменьшается расход топлива. При работе таких форсунок необходимо увеличить давление подачи топлива на величину проти­ водавления распиливающего агента, которая для фор­ сунок каждого нового типа должна устанавливаться опытным путем.

Расход воздуха (или пара) в струйных форсунках с внешним взаимодействием потоков топлива и распыливающего агента определяется по обычным газодинами­ ческим зависимостям как функция размеров сопла и

более эффективное взаимодействие распыливающего агента и топлива происходит при закручивании потока воздуха или пара. Для расчета этого потока можно воспользо­ ваться основными зависимостями, полученными для исте­ чения идеальной жидкости из центробежных форсунок, только при этом необходимо учесть сжимаемость распы­ ливающего агента. Согласно расчету Скобелкина В. И., сжимаемость газа может быть учтена в результате вве­ дения поправки к геометрической характеристике, кото­

газа всегда больше, чем коэффициент расхода несжимае­ мой жидкости.

Угол факела пневматических струйных форсунок мо­ жет быть рассчитан по уравнениям для турбулентных потоков с тяжелыми примесями [1]. В случае закручен­ ных потоков для определения угла факела воспользуемся уравнением суммарного момента количества движения. Если известен угол конусности пленки топлива и угол выхода воздушного (или парового) потока, то в первом приближении рассматривается угол факела как угол отклонения вектора суммарного момента количества дви­ жения от оси форсунки.

144

Проекции векторов момента количества движения топливной и,воздушной (паровой) струй на ось форсунки определяются соответственно следующими выражениями:

Tp=GpWpcos^.

Проекция суммарного момента количества движения топливо-воздушной (или топливо-паровой) смеси

V- GT + GP

Приравнивая проекцию момента количества движения смеси к сумме проекций моментов количества движения распыливающего агента и топлива, получим приближен­ ную формулу для определения угла факела

определяются по соответствующим уравнениям для цен­ тробежных форсунок. Величины Gp, Wp и ар рассчиты­ ваются по этим же уравнениям с заменой А на Ар.

Согласно опытным данным [6] изменение относитель­ ной плотности факела при работе струйной пневматиче­ ской форсунки описывается зависимостью

Q

— = ехр

Ят

где г02 -— расстояние от оси струи до точки сечения, в ко­ тором -—• -- 0,5.

Изменение местной концентрации топлива в сечениях факела влияет и на его дисперсионный состав. Как следует

из опытных данных, полученных авторами, с удалением от центра факела размеры капель уменьшаются. При этом характер зависимости среднего диаметра капель от отно­ сительного радиуса факела (рис. 70, а) остается одина­ ковым в сечениях факела, взятых на разных расстояниях от сопла форсунки.

Дальность полета капель при распыливании топлива пневматической форсункой зависит от ее производитель­ ности, так же как при распыливании механической фор­ сункой. Средний диаметр капель увеличивается прибли­ зительно прямо пропорционально расстоянию рассматри-

djät ср

уравнений, пригодных для расчета дисперсионного со­ става факела. Имеющиеся теоретические зависимости не отражают особенностей конструкций и пригодны лишь для анализа процесса распыливания и разработки общих ре­ комендаций. Экспериментальный материал в основном по­ лучен для различных форсунок лабораторного типа, а не­ большое количество опытов с промышленными форсунками проведено в очень ограниченной области значений изме­ няемых параметров без учета ряда переменных, влияющих на качество распыливания. Например, при исследовании форсунок, конструкция которых представлена на рис. 62, предложена критериальная зависимость вида [6 ]

(107)

2а

где рр и ѵр — соответственно плотность и коэффициент кинематической вязкости распыливающего агента;

146

скорость, на что обратили внимание и авторы исследова­ ния. Учитывая, что свойства жидкости и газа в опытах не изменялись, из равенства (107) следует, что диаметр ка­ пель увеличивается прямо пропорционально площади воз­

агента при увеличении сечения сопла повышается удель­ ный расход распыливающего пара или воздуха, что не может привести к ухудшению качества распыливания. Это противоречит и результатам обработки опытных данных, полученных при исследовании лабораторных и промыш­

Из уравнения (108) следует, что средний диаметр ка­ пель хср пропорционален диаметру топливного сопла в сте­ пени 0,55 и, следовательно, увеличивается с уменьшением удельного расхода распыливающего агента. Эти противо­ речия свидетельствуют об ограниченной сфере применения рекомендуемых критериальных зависимостей.

Кроме указанных уравнений, для расчета среднего диаметра капель, образуемых при работе пневматических форсунок, предложено еще несколько, среди которых широко распространена эмпирическая формула Нукияма и Танасава

Средний диаметр капель получается в мкм.

Уравнение (109) содержит больше переменных, влияю­ щих на тонкость распыливания, чем другие уравнения.

Однако расчет по этой формуле дает значительное рас­ хождение (до 80%) с результатами опытных данных авто­ ров и других исследователей [6], что обусловлено особен­ ностью конструкций форсунок с затопленным соплом, для которых получена зависимость (109).

При распиливании топлива пневматическими (или па­ ровыми) форсунками средний диаметр капель зависит как от величин, характеризующих свойства топлива, форму и скорость истечения струи топлива, так и величин, ха­ рактеризующих воздушный поток. Можно предположить, что из этих величин наиболее существенное влияние на распыливание топлива оказывают диаметр топливной струи (или толщина топливной пленки ôj.); относительная скорость W, обычно равная скорости распыливающего агента; коэффициент поверхностного натяжения топ­ лива а; соответственно плотности и коэффициенты вяз­

Согласно я-теореме число безразмерных степенных произведений, являющихся комбинациями размерных переменных, меньше этих переменных на число основных единиц. Так как основных единиц три (единицы силы, длины и времени), то можно выбрать семь крите­ риев; число возможных безразмерных комбинаций равно

G ? = i î L = , 2 0 .

В число этих критериев можно включить указанные

Чт

Применение большого количества критериев повышает точность расчета, но значительно его усложняет, поэтому обычно используют зависимости, включающие не более трех критериев. Ограничивая число критериев, следует в первую очередь исключить те, которые содержат пара­ метры, малоизменяющиеся в условиях работы форсунок. Например, при обработке опытных данных по распылива-

148

нию тяжелых топлив нецелесообразно включать критерии, содержащие коэффициент поверхностного натяжения. Вопервых, для его измерения в настоящее время нет обще- • принятой методики, а имеющиеся способы применимы только в лабораторных условиях; во-вторых, у большин­ ства топлив коэффициент поверхностного натяжения из­ меняется мало.

На основании исследования работы пневматических форсунок и изучения опубликованного в технической лите­ ратуре материала представляется целесообразным для оценки качества распыливания использовать критерий, включающий удельную энергию и вязкость топлива. Од­ ним из таких критериев может быть произведение кри­ териев П 2 , П 3 и П7 :

по которой происходит взаимодействие потоков; толщину топливной струи (пленки) и вязкость топлива.

Энергия, затрачиваемая распыливающим агентом, опре­ деляется из выражения

где Gp и Wcp — соответственно объемный расход и сред­ няя скорость распыливающего агента.

Проанализируем влияние на качество распыливания каждой из величин, определяющих энергию распыливаю­ щего агента.

149