Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Башкирский Государственный Аграрный Университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

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

.pdf

Скачиваний:

Добавлен:

24.10.2023

Размер:

11.82 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 67 / 217 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 > Следующая >>>

Постоянные % и т зависят от типа распылителя и ве личины числа Л Re (их значения даны в табл. 3).

Для всех опытных форсунок в широком диапазоне

3,0		3,5	*t,0	Zy А Ре
Рис. 22.	Зависимость		общего коэффициента сопроти
вления	головки	распылителя от конструкции			центро
бежных	форсунок и		величины i4Re (/,	2,	3, 4 см.
			рис. 21)
изменения	чисел	Л Re	зависимость	S	£ = / 04 Re)

является монотонно убывающей (рис. 22), а интенсивность изменения определяется конструктивными особенностями форсунки. Так как сопротивления сопла по сравнению с суммарными сопротивлениями других элементов фор сунки незначительны, то они не оказали существенного влияния на закономерность зависимостей.

Интенсивность изменения коэффициентов сопротивле ния от конструкций и чисел Л и Re определяется в основ-

ном характером распределения скоростей вблизи вну тренних стенок. Величина коэффициента сопротивления по отдельным элементам форсунок и структура потока в них меняются как под влиянием факторов, обусловли

вающих степень турбулентности		потока (числа Re, харак
теристики А,	условий входа и др.), так и под влиянием
направления	потока при входе	в камеру закручивания
и сопло.

Так, несколько увеличенная поверхность раздела жидкость — стенка во впускном тракте форсунок с винто выми завихрителями и наличие распределительной шайбы во впускном тракте форсунок приводят к повышенным начальным возмущениям потока, перераспределению ли нии токов, особенно радиальных, в камере закручивания и к существенному увеличению коэффициентов сопроти влений во всех элементах форсунки, а следовательно, и суммарного коэффициента сопротивления. При работе форсунок с входными каналами круглого сечения, распо ложенными тангенциально или под углом к оси сопла, таких возмущений потока нет, что приводит к значительно меньшим значениям коэффициентов сопротивлений во всех элементах и суммарного коэффициента сопротивле ния распылителя.

Во впускном тракте, камере закручивания и сопле осуществляются последовательные преобразования пьезо метрических напоров в скоростные. Эти преобразования соответствуют закону сохранения энергии потока во впускном тракте

		ft-r^			+ 4 v . - P + - Ç - .					№
а также на пути			от	входа		в форсунку			до входа в	сопло
		Р2 +		2 —	+	—2~	+	—2~	+
		+ Ape , +			ApK =		p +	- Ç -		(48)
и во	всем	распылителе
•	Р а +	4 ^	+	^ к + 2 д р = „ + ^ ,						,49,
где р3 — статическое				давление			вблизи		выхода из	сопла
	у	стенки.

Тангенциальный скоростной напор вблизи выхода из сопла у стенки,,а следовательно, и скорость W3UC можно определить из уравнения (49) или из балансового урав нения энергии потока по длине сопла в пристенной области

	lue	+ +	pW22r
Р2	lue		+
			+

~\Рв +			(50)

0,5

•h,

0	e)
0
El
h,
0,5	•гн,
0,5
	'Il
	»,
4	it	iff 4 Re
S)	г)

Рис. 23. Зависимость относительной энергии потока вязкого топлива на входе и выходе из камеры закручивания от конструкции цент робеж-

	ных форсунок	и величины Л Re:
а,	б — форсунка с тангенциальными	входными	каналами круглого сечения;
в, г	— форсунка с винтовыми завихрителями; а,		в — на входе в камеру закру
	чивания; б, г — на выходе из камеры закручивания
	Изменения потока вязкого топлива на входе и выходе
из	камеры закручивания и на входе и выходе из сопла
в	засисимости от конструкций центробежных форсунок
и	величины ARe представлены на		рис. 23 и 24.
	При этом учитывалось сохранение энергии потока
топлива:

при входе	в' камеру	закручивания
		РЩ		(51)
	Рі'-			(51)
и на выходе из нее
Р2 +				(52)
	-	г/4, г/	t$&v
0,5 ,09 0	0 -° х>—
		"г	b^e«0 — '
		"г
			ШАШ
о		Иг
о
0,5	0иѵ -Ci	гнг	fr&b
0,5

	о,	4 ^ И ^	^§a*fec
о		4 ^ И ^	^§a*fec
о
			«	л Re
			г)

Рис. 24. Зависимость относительной энергии потока вязкого топлива на входе и выходе из сопла от типа центробежных форсунок и величины числа ARe:

а, 6 и в, г — см. рис. 23; а, в — на входе в сопло около стенки; б, г — вблизи выхода из сопла у стенки

при входе	в	сопло
„	,	Мае	, Р^2в	,	р < -	„	(53)
Р2 H		g	~1~	+	~ 2 ~ =	Я 2	(53)
Р2 H		g	~1~	+	~ 2 ~ =	Я 2
и вблизи выхода из			сопла
		+					(54)
		+

	На рис. 23 и 24 энергии	потока	вычислены		в долях
от	напора соответственно на	входе	в	камеру закручива
ния H1 и на входе в сопло Я 2		и получены для тангенциаль
ной	форсунки с входными	каналами		круглого	сечения

и форсунки с винтовым завихрителем.

Анализ кривых рис. 23 и 24 показывает, что в харак терных сечениях камеры и сопла при широком диапазоне изменения числа Л Re относительные величины пьезоме трических напоров, тангенциальных, осевых и радиальных скоростных напоров и их потерь находятся в зависимости

от конструкции форсунки и числа		Л Re.
На входе в камеру для всех опытных форсунок с ро
стом числа	Л Re относительные	пьезометрические - ~
	Р Г 1	TT
и скоростные	- ^ — напоры меняются мало. На		выходе
из камеры во всем диапазоне изменения чисел Л Re			можно

выделить три зоны, определяемые характером зависи


мости относительных напоров jf-		и ^н"'	о т ч и с л а ^ R e -
Суммарные	относительные скоростные напоры			PWla
				+
H — g / / - с	ростом числа ЛRe у	форсунок	с винтовыми
завихрителями монотонно падают,		а у форсунок		с танген

циальными входными каналами круглого сечения увели

чиваются. Относительные потери							давления			топлива	•
с ростом		числа Л Re всегда уменьшаются.
	На выходе		из	сопла	скорости		W3n	а	следовательно,
и	относительные			радиальные		скоростные			напоры		—
по	вел-ичине		незначительны			и ими		можно		пренебречь.
С изменением числа Л Re					у всех опытных форсунок отно-
		'						Ра		Рч
сительные пьезометрические напоры -^- и									- ^ - меняются
мало.		Относительные			тангенциальные					скоростные
напоры		PWluc		PWLc			которых			влияют	на
			и	2Н '	з н а ч	е н и я

величину момента количества движения и, следовательно,

«центробежность»,	с	увеличением числа Л Re у форсунок
с тангенциальными		входными	каналами	круглого сече
ния падают, а у	форсунок с		винтовыми'	завихрителями

растут. Относительные скоростные напоры

р « 4

рК

2Нп

2Н9

PWla

, величины

которых в основном

определяют

даль

2 t f

нобойность факела,

с увеличением числа Л Re

форсунок

стангенциальнымивход-

р2

ными

. каналами

круг-

лого

сечения

растут,

у форсунок с винтовыми

завихрителями

падают.

Относительные

величи

ны

потерь

давления

топлива по длине сопла

всегда

незначительны

при

практикуемых дли

нах сопел они не ока

зывают

существенного

влияния

на работу рас

пылителя.

На

рис.

приве

дены зависимости

энер

гии

потока

идеальной

жидкости

на

выходе

из

камеры

закручивания

Рис. 25. Зависимость относительной

от

геометрической

ха

энергии потока

идеальной

жидкости

рактеристики

форсунки

на выходе из камеры

закручивания от

характеристики форсунки А :

А.

Энергии потока

вы

ражаются

долях

от

ІІ-;

III

--EX.

напора

Н1

на

входе в

1 — 2Ні

2H„

Я ,

камеру

закручивания.

Эти зависимости составлены на основе закона

сохранения

энергии потока

идеальной жидкости

на

выходе

из ка

меры

закручивания

я 1 .

(55)

Анализ кривых (рис. 25) и уравнения (55) показывает, что с увеличением характеристики форсунки А относи-

тельный тангенциальный скоростной напор pW2 — моно тонно растет, а относительный пьезометрический на пор ~ вначале увеличивается, а затем падает. Относи-

5 Л. В. Кулагин

тельный осевой скоростной напор		2Н1	'а	с ростом	харак
теристики форсунки	А уменьшается.
Из совместного	рассмотрения	рис. 23—25 видно, что
вопросы о рациональном использовании давления					топлива
в форсунках при распыливании		вязких		топлив	нельзя

решать по теории центробежной форсунки для идеальной

жидкости,	так как в	характерных сечениях камеры
и сопла	интенсивность	изменения относительных напо

ров и их потерь существенно зависит не только от зна чения геометрической характеристики А, но и от вязкости топлива, а следовательно, и величины критерия Re. Указанные факторы определяют в основном структуру

потока и его турбулентность в отдельных				элементах
форсунки,	а также	направленность	потока	при входе
и выходе из камеры и сопла. Для повышения				относитель-
ных тангенциальных			?Wtuc		PWîuc
		скоростных напоров - ~ Т 7 —			и • „
					2
необходимо, чтобы значения чисел Л Re были не ниже 2500,
а иногда и выше. Это приведет к увеличению					момента
количества	движения	и закручивания	потока.
Угол факела и толщина пленки топлива
При определении		угла факела для вязких			топлив,
по сравнению с зависимостями для идеальной				жидкости,

необходимо учесть неравномерность распределения ско

ростей	по	сечению	сопла, падения	момента		количества
движения		и напора.
Неравномерность распределения скоростей по сечению
сопла	можно учесть включением			в	выражение для
sin -^- [13] коэффициента х, а влияние					потерь	напора —
вводом	множителя		у
Тогда		а	2М
		а	2М
		S i n - 2 -	=
			( 1 + 5 3 ) х

(56)

Влияние падения момента количества движения на величину угла факела при закручивании можно учесть,

заменяя в формуле	(56) характеристику форсунки	А
на эквивалентную	действующую характеристику	Аэд,

а коэффициент расхода ц,0 —-на коэффициент ц.. Необходимо отметить, что известные формулы для

определения угла факела при истечении идеальной жидко сти и реальной с учетом сил трения о торцовые стенки камеры закручивания являются частными случаями фор мулы (56). Так, без учета потерь давления топлива, неравномерности распределения скоростей вблизи вну тренних стенок распылителя и падения момента коли

чества движения формула	(56) примет		вид
t g - f = „г	2 М	.	(57)
4	• -	.2,2
] / 0	+ Л )	2 - 4 ^

В работе Л. В. Кулагина и С. С. Охотникова [9] было проведено уточнение формулы (57) с учетом взаимодей ствия элементарных кольцевых струй жидкости, вытекаю щих из сопла под разными углами, с осреднением по импульсу струй. Уточненная формула имеет вид

tg	а		х	Л [У l	- S l	+ 2 ( ^ ) 2 lSin -S 3		(\|хИ)
		2 [	о		1 -	(ii0Af	- Y		2
		2М		(х0Л ^ arccos ц0 Л — arccos -^—•- j					(58)
				l - S ^ + 2 ( ^ l n S 8
При	изменении				геометрической			характеристики
(рис. 26) от 0 до оо угол факела							растет от 0 до 180° и при

этом различие между расчетными значениями углов фа кела по формулам (57) и (58) не превышает 5%.

Учет влияния сил трения о торцовые стенки камеры закручивания при истечении реальной жидкости приво дит к формулам для определения угла факела ат, анало гичным формулам для определения угла факела идеаль ной жидкости (57) и (58). Эти формулы отличаются только тем, что в них геометрическая характеристика заменена эквивалентной характеристикой. Для определения угла

факела можно использовать кривые, приведенные	на
рис. 26, откладывая по оси абсцисс вместо А значение	Аэ.

Формулы (57) и (58) не учитывают силы трения жидко сти на поверхности раздела жидкость—стенка и потери энергии в отдельных элементах форсунки. В ряде случаев наблюдаются существенные отклонения расчетных зна чений углов факела от экспериментальных и потому формулы (57) и (58) не имеют широкого применения.

Толщина пленки на выходе из сопла рассчитывается в следующем порядке.

rc'rcï

			1	г
0,2			3	4
			3	4
I	I	I	I/1	/ I	I	•	\д
О	Z	4	6	8	10	А(АЭ)
Рис. 26.	Зависимость		а, ат,	—	и —	от	А (Аэ)
				гс	гс

для центробежных	форсунок:		1	и 2 — соответственно
по формулам (57)	и (58); 3	и	4 — соответственно по
формулам		(63)	и	(65)

Известно, что объемный расход топлива через форсунку

Q =	fW = pnrî	р .
Площадь сечения	струи топлива	на срезе сопла

(см. рис. 17), расположенная нормально к ее поверхности,

равна боковой поверхности	усеченного конуса, а именно
f = яб (2rc~	ô c o s - \| - J .

Учитывая падение давления топлива и неравномер ность распределения скоростей вблизи внутренних стенок

распылителя,	можно	написать
Q = „о	( 2 г с -	Ô cos - f - ) X У± (р - Shp) =

или

ô2 * У-у	(р —	Е Д Р ) cos — —
- 2ôrc x У±. (р -	_	Ар) + цг?	р = 0.

В результате решения квадратного уравнения получим

_ ô _ _	(59)
	(59)
	COS-2-

Из расчетной схемы, приведенной на рис. 17, видно, что решение в виде корня со знаком плюс не имеет смысла,

так как толщина пленки	не может	быть больше — r S — .
		C O S T -
Если при определении и, и а принимать во внимание
также влияние падения	момента	количества движения

топлива внутри распылителя, то этот фактор будет влиять и на расчетное значение толщины топливной пленки.

Для расчета угла факела и толщины пленки топлива по формулам (56) и (59) необходимо знать значения коэф

фициента х и безразмерного радиуса						S3	воздушного
вихря на выходе из сопла.
Коэффициент	X можно		определить			по формуле		(34).
При истечении идеальной жидкости безразмерный ра
диус S3 воздушного		вихря	на срезе		сопла можно			найти
по трансцендентному		уравнению		[5].
1*0 у	î -	( M ) 2	- s3	Ys*	~	( м ) 2	-
- ( \| 1 . 0 Л ) 2 І П			1 + 1 Л - ( М ) 2			,		( 6 0 )
		s * + Y s î - m 2

Решая графически последнее уравнение (рис. 27), можно получить зависимость безразмерного радиуса воз душного вихря на срезе сопла от геометрической харак теристики форсунки. На том же рисунке приведен график зависимости безразмерного радиуса вихря на входе

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 67 / 217 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 > Следующая >>>

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ