Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса. цель и задачи исследования .8
1.1. Жидкостногазовые струйные насосы и системы на их основе 8
1.2. Устройство и работа струйного насоса AZ
1.3. Основные параметры и показатели работы ...17
1.4. Краткий обзор известных методов расчета жидкостно-газовых струйных насосов...20
1.5. Выводы. Цель и задачи работы .35
2. Энергетический анализ газожидкостньк течении и особеннос ти рабочего процесса в двухфазном струйном насосе ...38
2.1. Уравнения изотермического плавноизменяющегося течения газожидкостной смеси в горизонтальном канале..38
2.2. Удельная энергия газожидкостного потока в сечении. Бурное» спокойное и критическое состояние штока ..42
2.3. Общий анализ дифференциального уравнения изотермического течения газожидкостной смеси в трубах..54
2.4. Интегрирование дифференциального уравнения изотермического двухфазного течения в горизонтальной трубе..59
2.5. Особенности физического процесса в жидкостногазовом струйном насосе и некоторые пути его совершенство-вания . 68
2.6. Выводы .79
3. Распад струи и смешение потоков жидкости и газа в цилиндрической трубе. выбор рациональной длины смесительной камеры двухфазного струйного насоса 84
3.1. Существующие рекомендации по выбору длины камеры смешения 84
3.2. Распад свободных струй жидкости в газе. .87
3.3. Факторы, определяющие длину распада жидких струй и смешения потоков жидкости и rasa в цилиндрической трубе .92
3.4. Зависимость длины смешения потоков жидкости и газа в трубе от коэффициента скольжения фаз, чисел Вебера
и Рейнольдса .94
3.5. Влияние относительной площади сопла и соотношения плотностей газа и жидкости на длину их смешения в цилиндрическом канале .101
3.6. Длина смешения потоков шідкооти и газа в цилиндрическом канале и выбор рациональной длины смесительной камеры жидкостногазового эжектора 108
3.7. Выводы... 117
4. Конструкции струйных насосов. состояние и перспективы 119
4.1. Жвдкостногазовые струйные насосы (эжекторы) первого и второго поколений .119
4.1.1. Эжекторы с однострунным соплом...119
4.1.2. Эжекторы с многоструйным соплом... . .,125
4.2. ЖидкостногазоЕые струйные насосы нового поколения ... 128
4.2.1. Задачи создания новых образцов струйных насосов. 128
4.2.2. Конструкции струйных насосов нового поколения.130
4.3. Жидкостногазовые струйные насосы конструкции ЧГТУ...143
4.3.1. Одноканальний эжектор с многоструйным соплом..143
4.3.2. Регулируемые струйные насосы с побудителями распада активной струи и формирования прыжка перемешивания .146
4.4. Выводы 159
5. Характеристики и расчет жидкостногазового струйного насоса . 162
5.1. Выбор расчетной модели .162
5.2. Предельные режимы работы жидкостногазового струйного насоса 174
5.3. Экстремальные характеристики жидкостногазового струйного насоса 178
5.4. Степень влияния погрешности в определении коэфициетов сопротивления на характеристики жидкостногазового эжектора . 193
5.5. Расчет жидкостногазового струйного насоса... 198
5.6. Выводы 207
6. Оптимальный синтез гидросистем с жмдкостногазовыми струйными насосами .210
6.1. О коэффициенте полезного действия жидкостногазового струйного насоса. 210
6.2. Анализ эффективности работы жидкостногазового струйного насоса в системах с циркуляцией жидкости по замкнутому контуру 214
6.3. Принципиальные схемы и ожидаемые показатели работы новых эжекторных систем вакуумирования паротурбинных установок .. . 218
6.4. Выводы. 227
7. Экспериментальные исследования и натурные испытания. промышленные жидкостногазовые струйные насосы й их характеристики . .229
7.1. Задача экспериментальных исследований и натурных испытаний. .229
7.2. Описание экспериментальных струйных насосов. Порядок проведения испытаний и контрольно-измерительные приборы 229
7.3. Результаты экспериментальных исследований и их анализ. .243
7.4. Промышленные зкидкостногазовые струйные насосы и их характеристики .261
Основные выводы. .272
Литература
- Основные параметры и показатели работы
- Удельная энергия газожидкостного потока в сечении. Бурное» спокойное и критическое состояние штока
- Факторы, определяющие длину распада жидких струй и смешения потоков жидкости и rasa в цилиндрической трубе
- ЖидкостногазоЕые струйные насосы нового поколения
Введение к работе
Среди динамических гидромашин струйные насосы принадлежат к числу наиболее распространенных. Особенность струйных гидромашин состоит в том, что при сравнительно простой конструкции они обладают сложным рабочим процессом, связанным с массо - и энергообменом между потоками зкидкости и газа, фазовыми переходами. В связи с этим для многих типов струйных гидромашин (главным образом двухфазных) имеющиеся модели рабочего процесса и методики расчета нуждаются в существенных уточнениях, а в некоторых случаях - и принципиальных пересмотрах.
Представленная диссертация является одним из результатов длительного цикла исследований, проводимых на кафедре "Гидравлика и гидропневмосистемы" ЧГТУ и посвященных совершенствованию методов расчета и конструирования жидкоетногазовых струйных насосов и гидросистем на их основе. Диссертация состоит из семи глав, сновных выводов и списка литературы.
В первой главе рассматриваются существующие жидкостногазо вы9 струйные насосы и установки, описывается их работа, выполняется краткий обзор методов расчета эжекторов, формулиру I ются цель и задачи исследования. Во второй главе на основе энергетического анализа газожидкостных течений в горизонтальных трубах исследуются особенности рабочего процесса в жидкостнога- зовом эжекторе и предлагаются некоторые пути его совершенствования. Третья глава целиком посвящена исследованию распада жидкой струи и смешению потоков жидкости и газа в цилиндрической трубе, выводу формулы рационального выбора длины смесительной камеры\ аппарата. В четвертой главе анализируются конструкции жидкостногазовых струйных насосов первого и второго поколений,
- 7 формулируются основные принципы оптимального синтеза струйного аппарата и предлагаются оригинальные конструктивные решения их реального воплощения. Пятая и шестая главы диссертации являются синтезирующими. В пятой главе предлагается математическая модель, рассчитываются экстремальные характеристики эжектора, устанавливающие взаимосвязь между его реально достижимыми параметрами, разрабатывается метод расчета и проектирования жидкостногазового струйного насоса. В шестой глаье на основе структурно-логической схемы установки с кидкостногазовым эжектором, выводится наиболее общее выражение его КПД, которое учитывает обе функции, выполняемые струйным насосом, анализируется эффективность работы эжектора в системах с циркуляцией жидкости по замкнутому контуру, разрабатываются рекомендации оптимального синтеза и расчета эжекторных систем вакуумирования энергетических установок. Седьмая глава диссертации посвящена экспериментальным исследованиям и натурным испытаниям эжекторов, промышленным водовоздушным струйным насосам конструкции ЧГТУ и их эксплуатационным характеристикам. Анализом последних показывается, что предложенный метод расчета и конструирования жидкостногазовых струйных насосоЕ позволяет разработать аппараты с минимальным энергопотреблением, устойчивой работой и может быть рекомендован к широкому практическому использованию.
Основные параметры и показатели работы
Работа жидкоетногазового струйного насоса в гидро - и пнеЕМОсиетемах характеризуется объемными и массовыми расходами сухого газа и рабочей (активной) падкости, давлениями питания р1, всасывания р2 и нагнетания р5 (проТИЕОдавлением), (рис.2).
Объемный расход газа или, что то же самое, объемная подача струйного насосз QrE определяется, как правило, по давлению всасывания р и связана с массовым расходом газа (массовой додачей) m следующим соотношением: нгл Здесь Тр - абсолютная температура газа на всасывании.
Основными безразмерными параметрами работы жидкостногазо-вого струйного насоса являются степень повышения давления (степень сжатия) рг соотношение давлений на сопловом устройстве или степень падения давления Pi є12 = , (6) Р2 массовый ц и объемный а0 коэффициенты эжекции или отношение массовых и объемных долей газа и жидкости \Х = , (Т) Qr2 а = . (8) г Q Объемный расход газа Qr2 во входном сечении 2-2 приемной камеры аппарата выражается через массовый расход m соотношением (4). Это позволяет связать объемный а и массовый \± коэффициенты экекции гаг «г Тг «г Тг Рж а = = ц , „ _ (CJ) %?г РЕ
В приемной камере и во входном раструбе смесительной камеры эжектора происходит насыщение газа парами жидкости. Вследствие этого на входе в камеру смешения (сечение 3-3 на рис. 2 и 3) эжектируемой средой является уже парогазовая смесь, объемный расход Q который равен согласно закону Дальтона объемному 11 X расходу газа Qr3 при парциальном давлении рг3 его в смеси, то есть 0П г = Qr3- С учетом последнего, формулы (2) и уравнения Клапейрона-Менделеева объемный расход парогазовой среды в сечении 3-3 можно выразить через массовый расход газа соотношением: т. ж р - р t- 4Г± 11 С помощью формул (4) и (10) установим взаимосвязь между объемной подачей Q_„ струйного насоса и объемным расходом CL 1 — 11 X # парогазовой смеси. После преобразований получим [1,2]: гг ГН.П. 1 Т г Т ж тт.г. пЗ т Чт.г." ч поправочные коэффициенты на давление насыщенных паров жидкости и различие абсолютных температур газа 1 и жидкости Т.,,. Анализ выражений (11) и (12) показывает, что с увеличением температуры Тж жидкости давление насыщенных паров растет и поправочный струей жидкости. При повышении давления в рабочей камере или диффузоре пар, содержащийся коэффициент к уменьшается. При равенстве давлений всасывания р и насыщенных паров р коэффициент к = 0 и объемная подача Q струйного насоса становится равной нулю. Однако объемный расход эжектируемой среды а 0, так как в XX приемной камере происходит вскипание жидкости и выделяющийся пар отсасывается этой же струей жидкости. При повышении давления в рабочей камере или диффузоре пар, содержащийся в парожидкостной смеси, конденсируется 11]. Поправочный коэффициент k , как правило, больше единицы, поскольку температура Т отсасываемого сухого газа в большинстве случаев превышает температуру Тж рабочей жидкости. Б целом при использовании в качестве активной жидкости воды с температурой t 25 С , абсолютном давлении на всасывании рг 45 кПа и равестве температур газа и жидкости (Т_ = т ) произведение поправочных коэффициентов К_ km 0,93 и %г Оц.г.
Существуют два направления в расчете жидкостногазовых струйных насосов. Одно из них - эмпирическое. Авторы этого направления [1. 2, 6...15] отказываются от выводов громоздких расчетных уравнений, а выполняя экспериментальные исследования, предлагают эмпирические или полуэмпирические расчетные формулы.
Наиболее обширные экспериментальные исследования водовоздушных струйных насосов выполнили Е. Я. Соколов и Н. М. Зингер И], М.М. Баженов [7, 8], Л.Д. Берман, Г.И. Ефимочкин и Б.Е. КоренноЕ [9...15]. В результате этих исследований изучено влияние геометрических и режимных параметров на показатели работы струйного насоса и предложено несколько методов его расчета П, 2, 8...10, 12, 143. Причем большинство известных эмпирических методов посвящено расчету водовоздушных струйных насосов, выполненных по схеме, характерной для эжекторов с однофазными средами и содержащей, как правило, однострунное сопло подачи высоконапорной воды и сравнительно короткую смесительную камеру длиной Ц = (G...12)D [1, 2, 8-...10]. Но такое исполнение проточной части водовоздушного струйного насоса не обеспечивает протекания в полном объеме всех стадий рабочего процесса. Поэтому эффективность эжекторов, рассчитанных и спроектированных по методикам И, 2, 8...10], как правило невелика. Однако имеются эмпирические методы расчета водовоздушных эжекторов с удлиненной іщлиндрической камерой смешения (L 20В3), в большей степени удовлетворяющей особенностям рабочего процесса [2, 12...14].
Удельная энергия газожидкостного потока в сечении. Бурное» спокойное и критическое состояние штока
График зависимости Е - Е(р), также как и график Э = 3(h), (см. рис. 6 и 7) имеет точку, в которой удельная энергия сечения газожидкостного потока принимает минимальное значение Е = Е . „ Давление, соответствующее минимуму удельной энергии сечения, назовем критическим р . Оно является критерием, опре де лящим энергетическое состояние газожидкостных потоков в трубах. Так, потоки находятся в бурном состоянии (являются бурными) при давлениях р pv ; в спокойном состоянии, когда р р и критическом состоянии при равенстве действительного и критического давлений: р = р . Бурному движению газожидкостного потока соответствует нижняя ветвь кривой Е Е(р) (см. рис. 6), в пределах которой удельная энергия сечения .уменьшается с увеличением давления, то есть dE 0 . dp Спокойному движению отвечает верхняя ветвь кривой Е = Е(р), из которой видно, что в спокойном потоке с увеличением давления р удельная энергия сечения Е возрастает и производная dE 0 . dp Газожидкостные потоки в критическом состоянии соответствуют давлению р - рк, при котором dE = Q . (46) dp Дифференцируя выражение (45) по давлению р и приравнивая, согласно условию (45) полученный результат к нулю, получаем уравнение критического состояния потока г жгж р А" которое, в свою очередь, преобразуем к виду: 1 -1 = 0 . 1 + Здесь г ж ж РЛ + - 48 MM ф р М. ЯпТ р Ф р - Q, (47) "ж Чк Ф р Аг г ж"ж 1 + Пк = (48) т ж"ж Ф р - параметр кинетичности, характеризует состояное потока. Согласно (47) и (48) при критическом состоянии потока, то есть при р рк Пк = 1 ; (49) (50) при спокойном состоянии ( р рк ) к Пк 1 ; при бурном состоянии потока, когда р р Пк 1 . (51)
Установим взаимосвязь параметра кикетичности Пк с общепринятыми критериями, характеризующими состояние потоков жидкости и газа. Для этого сначала преобразуем его формулу, введя в нее скорость движения жидкости V и отношение оОъемных долей газа и жидкости а в потоке смеси- Скорость течения жидкости находится по формуле (43), и отношение оОъемных долей фаз а = CL пк т """Ж пк = М- (52)
Подставим (52) в (48) и, комбинируя полученное соотношение с формулой (43), приведем аналитическое выражение параметра - 49 В свою очередь коэффициент скольжения фаз связан с отношением объемных долей газа и жидкости а зависимостью: a Q Ф = , (54) 1 - Q где Q = Ащ / А - относительная площадь, занятая жидкой фазой в нормальном сечений русла. Исключив в уравнении (53) коэффициент скольжения Ф с помощью формулы (54), после преобразований получим еще одно выражение параметра кинетичности р V2 гж ж Пк = (1 - П) - а . (55) Р
Рассмотрим два предельных случая совместного течения жидкости и газа в канале. 1. Расслоенное движение сред в канале с бесконечно большой площадью поперечного сечения А и конечной площадью живого сечения А„, занятой жидкостью. В этих условиях относительная площадь П - 0 и течение приобретает все свойства потока жидкости в открытом русле, при котором давление р определяется глубиной потока її: р = р g h , а отношение объемных долей газа и жидкости а близко к нулю. В результате параметр кинетичности Пк согласно выражению (55) становится равным числу Фруда: Шс = Рг = —— . (56)
Газожидкостный поток в канале конечных поперечных размеров с равномерным распределением компонентов в живых сечениях и без скольжения фаз, то есть при коэффициенте скольжения ЇЇ = 1. Б этих условиях двухфазное течение может рассматриваться как течение квазиоднородной (гомогенной) среды со средней плотностью + u (5T) P.- = P, 1 + a и скоростью движения V , равной скорости течения газовой V и жидкой V компонент, то есть 1п = Ч = У . ПРИ ЭТОМ двухфазная среда с точки зрения распространения акустических волн может рассматриваться как изотермическая сплошная среда, если расстояние между центрами соседних пузырьков (или капель) не превышает половины длины волны, их радиус составляет менее 0,1 мм, а сама частота колебаний не превышает 100 гц [41, 473. Скорость звука в такой среде связана с давлением р и плотностью р соотношением; с = ч0,5 которое совместно с уравнением адиабаты p an = const (58) и формулой (57) с отброшенным коэффициентом ц в виду его малости приводит к следущему выражению для скорости звука в изотермической сплошной среде:
Факторы, определяющие длину распада жидких струй и смешения потоков жидкости и rasa в цилиндрической трубе
Обзор рекомендаций по выбору длины смесительной камеры жидкостногазового эжектора и анализ выражений (90)...(98), отражающих закономерности распада свободных струй жидкости в газе, показывает, что на процесс разрушения жидких струй и смешения потоков жидкости и газа в цилиндрическом канале влияют многие факторы: относительная площадь сопла QQ3 и форма сопловых отверстий, отношение плотностей рп / р я объемных долей а3 = Од /Од, парогазовой смеси и жидкости во входном сечении канала, критерии Вебера We и Рейнольдса Не для струи жидкости, давление всасывания pg. Однако последний параметр можно исключить из числа определяющих факторов, так как давление р5 а р„ и плотность р взаимосвязаны уравнением состояния насыщенной парогазовой смеси. Такое уравнение выводится, исходя из выражения баланса расходов смеси Vr. = . + = (1+2), (99) определения ее плотности г. \. Рп.Г. Q п. г. соотношений (2), (3) и (10). После подстановки последних Е предыдущее равенство и ряда преобразований с учетом (99) уравнение состояния парогазовой смеси записывается в виде РП.Г.= г-: 100 і г ж Здесь Rr и Нд - газовые постоянные эжектируемого газа и паров рабочей жидкости; Р» -\ давление насыщенных паров жидкости при температуре Т . Кроме того, отношение объемных долей а3 целесообразно заменить коэффициентом скольжения фаз Ф, ибо, во-первых, коэффициенты 0L, и Ф взаимосвязаны простым соотношением: "03 а, = Ф , (101) а 3 следующим из их определений (1), (10) и условия неразрывности течения сред БО входном сечении камеры, во-Еторых, распад жидкой струи в спутном потоке газа обусловлен скольжением фаз друг относительно друга, а не отношением их объемных расходов и, в третьих, при работе двухфазного струйного насоса без дополнительных побудителей пассивного потока коэффициент скольжения Ф 1 [1, 11, 16, 383. Таким образом, при неизменной конфигурации соплового устройства уравнение, обобщающее данные предыдущих исследований, примет вид:
Здесь L - длина смешения потоков жидкости и газа в цилиндрическом канале. Она состоит из участка разрушения струи жидкости и формирования бурного газожидкостного потока в канале и участка с прыжком перемешивания. В связи с этим и согласно шводам энергетического анализа газожидкостных потоков в трубах длина смешения Ьс численно равна расстоянию между входным сечением канала (камеры смешения) и сечением, в котором достигается наибольшее давление (см. рис. 2, 4, 14 и 15).
Определим вид (формулу) общей функциональной зависимости (102), основываясь на данных собственных экспериментальных исследований длины смешения потоков воды и воздуха в трубах и материалах исследований других авторов [19, 59, 65 3. При этом ограничимся рассмотрением сопловых устройств, содержащих одно или несколько отверстий, каждое из которых выполнено в виде диафрагмы с прямоугольными кромками. Опыты Р. Каннингэм и Р. Допкина показали, что диафрагмы по сравнению с плавно сужающимися соплами образуют струю с большей эжектирувдей способностью и меньшей длиной распада в трубе, обеспечивают устойчивую работу струйного насоса при всех положениях прыжка перемешивания в рабочей камере [19].
На рис. 18 и 19 относительная длина смешения потоков в рабочей камере жидкастногазовогс эжектора с однострунным
Зависимость относительной длины смешения от коэффициента скольжения фаз (по опытам [193) нанесена в зависимости от отношения скоростей газа 7г3 и жидкости Уж3 во входном сечении 1=3 камеры при удалении сечения 1=3 от среза сопла (сечения і = 0) на расстояние трех диаметров Б3 камеры, то есть при LQ3 = 3D3 (см. рис. 2). Графики на рис. 18 построены по данным экспериментальных исследований Р. Каннингем и Р. Допкина, а на рис. 19 -но данным опытов, проведенных автором в гидравлической лаборатории ЧГТУ. Подробные сведения о лабораторной установке и выполненных на ней экспериментах изложены в седьмой главе диссертаций и опубликованы в статье і 50 J.
Анализируя криЕЫв на рис. 18 и 19 и, сравнивая их с графиками наиболее простых функций, видно, что зависимость между относительной длиной смешения L /UQ И коэффициентом скольжения фаз Ф может быть выражена одной из записанных ниже степенных функций: h = а Ф + b Фс (103) о или - - - а ( Ф + b Фс ), (104) do где а - угловой коэффициент при линейной составляющей функций (103) и (104), зависящий от режимных и геометрических параметров струйного насоса; b и с - некоторые константы, подлежащие определению. Возможность использования, например, функции (103) легко установить, если все опытные точки нанести в координатной плоскости: lg ( L /cL - аФ ), lg Ф. Если уравнение (103) верно отражает закономерность между длиной смешения Ъ и коэффициентом скольжения Ф, то все опытные точки должны укладываться вдоль одной универсальной линии. Таким же способом определяется применимость и уравнения (104). Однако в этом случае опытные точки размещаются в плоскости с координатами: 1 L с да Ф. lg - ф a &_ о
Проверка пригодности функций (103) и (104) осуществлена на рис. 20. Там же приведены числовые значения коэффициента а, найденные как тангенсы углов наклона касательных, проведенных к кривым ьуй0 = і (Ф) из начала координат. Например, для опытной кривой, полученной испытанием струйного насоса с относительной площадью сопла QQ3 = 0,225 и диаметром струи воды &0 = 6,71 мм при давлении питания pt = 394 кПа и плотности паровоздушной смеси р _ - 0,478 кг/м3, ордината касательной при коэффициенте скольжения Ф = 0,5 равна 70 и, следовательно угловой коэффициент а = 70/0,5 =140 (см. кривую 3 на рис 19).
Сопоставляя распределение опытных точек по координатным плоскостям, построенным на рис. 20, убеждаемся, что разброс точек в координатах: lg(1/a LVd - Ф), lg Ф оказывается существенно меньшим, причем все точки лежат вблизи линии, отвечающей уравнению
ЖидкостногазоЕые струйные насосы нового поколения
Исследованиями [16, 21, 57, 70] установлено, что интенсифицировать распад жидкой струи в камере можно увеличением числа струй N, формируемых сопловым устройством. Действительно, в соответствии с выражением (110а) при прочих равных условиях длина смешения пропорциональна диаметру струи й0- Если же при неизменной площади выходного сечения сопла А0 количество отверстий в нем увеличить до N, то диаметр каждой струйки уменьшается в у N раз. Можно ожидать, что и длина распада струй и смешения потоков жидкости и газа в трубе также уменьшается в у N раз. Однако экспериментальные исследования жидкостногазового струйного насоса с многоструйными соплами не подтверждают это предположение. Подробные сведения об этих исследованиях изложены в 7 главе. Здесь же отметим, что при многоструйном сопловом устройстве коэффициент пропорциональности зависит от числа струй N и относительной площади всех струй активного потока за срезом сопла П03, и эта зависимость при N 20 и 0,1 QQO 0,3 і выражается формулой: п = п0 + 3 ( 1 - п03 )А in N, где слагаемое nQ = 0,8.
Рассмотрим более детально влияние числа Рейнольдса Re струй жидкости на длину их распада и смешения сред в цилиндрической трубе. Для этого в знаменателе выражения (110а) сопоставим слагаемые, первое из которых является постоянной \ величиной, а второе зависит от числа Re . Видно, что с уменьшением Re второе слагаемое также уменьшается и при некоторых числах Re может стать настолько малым, что им по сравнению с первым слагаемым можно пренебречь. В этих условиях длина смешения L зависит лишь от числа Вебера We, возрастая с его увеличением. При достаточно больших значениях критерия Рейнольдса, наоборот, первое слагаемое может оказаться пренебрежимо малым по сравнению со вторым. В этом случае длина смешения L зависит от соотношения чисел We и Re , причем с С увеличением последнего она должна непрерывно уменьшаться, приближаясь к нулю при Re - «. Однако, этот вывод не согласуется с результатами лабораторных исследований Витте [16, 17], который, экспериментируя с водрЕоздушным эжектором при больших числах Рейнольдса активных струй ( Re 7 1 а5 ), обнаружил, что потребная длина смесительной камеры, равная в его опытах длине L распада струй воды и смешения ее с воздухом, практически не зависит от Re.
Таким образом, анализ выражения (110) и результаты экспериментальных исследований И6, 17] выявили по крайней мере три области значений Re, отличающиеся друг от друга характером изменения длины смешения L . Первая область - область малых чисел Рейнольдса Re, при которых процесс распада струй и смешения сред в трубе обусловлен, главным образом, соотношением сил инерции и поверхностного натяжения. В ней длина смешения Ъп зависит лишь от числа Вебера We. Во второй области длина Lc зависит уже от двух критериев - Вебера We и Рейнольдса Re, причем с увеличением последнего его влияние на процесс распада струй и смешения потоков жидкости и газа ЕСЄ больше усиливается. Третья область - область больших Не может быть названа автомодельной, так как в ней длина смешения от абсолютных значений чисел We и Re не зависит, а определяется их соотношением и геометрическими параметрами сопла и рабочей камеры.
Граничное число Re д. между первой и второй областями, то есть между первым и вторым режимами бурного газожидкостного течения в трубе (рабочей камере) определяется той минимальной величиной критерия Рейнольдса Re, начиная с которой его влияние на длину смешения L становится ощутимым. Если принять трехпроцентную погрешность в определении длины L допустимой, то по данным численного анализа выражения (110а) Вв = 70000.
Определим граничное значение Нв критерия Рейнольдса между второй и третьей областями, с этой целью выразим критерий Вебера через критерий Рейнольдса
