Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Обзор современного состояния вопроса и постановка задач исследования 18
1.1. Краткий обзор направлений создания малоэмиссионных камер сгорания конвертированных авиационных двигателей, эксплуатируемых в наземных условиях, и стационарных ГТУ 20
1.2. Обзор известных способов пневматического распыливания жидкости 25
1.2.1. Устройства пневматического распыливания жидкости 25
1.2.2. Газодинамические характеристики пневматических форсунок 30
1.3. Результаты экспериментальных исследований экологических характеристик малоэмиссионной камеры сгорания ГТУ при сжигании бедных смесей топлива и воздуха, предварительно подготовленных . в устройстве смешения с применением проницаемого элемента 37
1.4. Задачи исследования 42
ГЛАВА 2. Исследование струйного смешения топлива и воздуха как первой ступени двухступенчатого процесса смешения жидкости и газа 53
2.1. Новый способ двухступенчатого смешения жидкости и газа с повышенной однородностью смеси 53
2.2. Численный метод расчета траектории однорядной системы струй метана, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха 64
2.3. Обобщение предложенного метода расчета траектории на случай однорядной системы струй жидкого топлива, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха 78
2.4. Анализ влияния различных геометрических и газодинамических параметров на особенности распространения однорядных систем струй жидкости и газа в сносящем ограниченном потоке воздуха 87
ГЛАВА 3. Экспериментальные исследования газодинамических характеристик металлокерамических проницаемых пластин в турбулентной области по числу Рейнольдса 100
3.1. Экспериментальная установка для исследований газодинамических характеристик металлокерамических проницаемых пластин в турбулентной области по числу Рейнольдса и система измерений параметров потока 103
3.1.1. Краткое описание экспериментальной установки и ее принципа работы 103
3.1.2. Система измерений параметров потока 105
3.2. Методика обработки экспериментальных данных 108
3.2.1. Вывод соотношений для коэффициентов трения и сопротивления проницаемых пластин 108
3.2.2. Особенности определения гидравлического диаметра проницаемых пластин, изготовленных из микронных сеток, волокон и порошков 113
3.2.3. Определение пористости проницаемой пластины 115
3.2.4. Определение средних эквивалентных диаметров частиц, образующих проницаемые пластины 116
3.2.5. Методика расчета коэффициентов потерь и числа Рейнольдса по данным экспериментальных исследований 117
3.2.6. Определение среднего эквивалентного диаметра пор проницаемой пластины 119
3.3. Результаты экспериментальных исследований газодинамических характеристик металлокерамических проницаемых пластин в турбулентной области по числу Рейнольдса 120
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования газодинамических характеристик устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа с применением проницаемого элемента 135
4.1. Обзор источников по исследованиям режимов дробления капель жидкости газовым потоком и определению критериев их существования 138
4.2. Экспериментальная установка для исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента и газодинамических характеристик вихревой камеры устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа. Система измерений параметров потока 151
4.3. Критерии, применяемые для определения режимов дробления капель жидкости газовым потоком, и методика их расчета по данным экспериментальных исследований 156
4.3.1. Определение скорости смеси и начального диаметра капель 157
4.3.2. Определение скорости и плотности газа 160
4.3.3. Определение коэффициента расхода проницаемого элемента 162
4.4. Результаты экспериментальных исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента, их анализ и математическое обобщение 164
4.5. Результаты экспериментальных исследований газодинамических характеристик вихревой камеры устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа, их анализ и математическое обобщение 171
4.5.1. Методика определения коэффициента сопротивления вихревой камеры и числа Реннольдса по измеренным геометрическим и газодинамическим параметрам 172
4.5.2. Анализ полученных результатов 174
4.6. Методика выбора и расчета оптимальных геометрических и газодинамических параметров устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа, 176
Выводы и рекомендации 207
Литература 209
- Газодинамические характеристики пневматических форсунок
- Численный метод расчета траектории однорядной системы струй метана, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха
- Вывод соотношений для коэффициентов трения и сопротивления проницаемых пластин
- Результаты экспериментальных исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента, их анализ и математическое обобщение
Введение к работе
Одним из приоритетных направлений развития энергетики является создание высокоэффективных энергоустановок на базе газотурбинных двигателей [1], обладающих рядом преимуществ по сравнению с тепловыми электрическими станциями:
высокий технический уровень проектирования;
большая удельная мощность в одном агрегате;
возможность быстрого монтажа установки, в том числе в трудно доступных местах;
короткое время запуска и выхода установок на номинальный режим;
высокий эффективный к.п.д. (-40% и выше) и др.
Однако ввиду больших расходов газа стационарные газотурбинные установки (ГТУ) являются мощными локальными источниками вредных веществ (ВВ), представляющими значительную опасность для прилегающих жилых массивов. Основные экономические и экологические требования к перспективным энергетическим ГТУ приведены в работе [2]. В соответствии с этими требованиями перспективная энергоустановка мощностью более 5 МВт должна иметь комбинированный рабочий цикл, включающий в себя газотурбинную ступень с эффективным к.п.д. до 60%. Причем эмиссия NOx и СО за свободной турбиной, т.е. на выходе из энергоустановки, не должна превышать 9 ррт и 20 ррт соответственно.
Такие низкие значения эмиссии NOx можно достигнуть, используя предварительно подготовленные и высококачественные бедные топливовоздушные смеси (ТВС), сжигание которых осуществляется при весьма низких температурах, в то же время достаточных для получения заданной работы турбины.
Однако возникает проблема устойчивого горения бедных ТВС. Эта проблема в настоящее время решается двумя основными путями:
- реализацией каталитического воспламенения и устойчивого горения
смеси, рекомендованного Программой развития передовых технологий Депар
тамента энергетики США "Advanced Turbine System" [3];
стабилизацией горения бедной ТВС с помощью диффузионного факела;
стабилизацией горения бедной ТВС с помощью факела, полученного сжиганием предварительно конвертированного исходного топлива.
После такой конвертации углеводородного топлива (газообразного или жидкого) оно превращается в газовую смесь, состоящую преимущественно из горючих газов СО и Н2.
В работе [1] было показано, что реакционная способность такой смеси приближается к реакционной способности смеси водорода и воздуха. В частности, было установлено, что срывная скорость спутного потока воздуха для продуктов окислительной конверсии метана увеличивается не мене чем в 10 раз (с 30 м/с до 310 м/с). Показано, что факел этих продуктов может быть эффективным средством для воспламенения и поддержания горения бедных ТВС, характеризуемых коэффициентом избытка воздуха аг = 2,5. Причем эмиссия NOx и СО на выходе из камеры сгорания, горение в которой поддерживается факелом из продуктов окислительной конверсии метана, не превышает 2 ррт, что соответствует уровню лучших камер сгорания, в которых реализуется каталитическое сжигание бедных смесей.
Опираясь на полученные данные, авторы работы [1] рассматривают третий путь обеспечения устойчивого горения бедной ТВС как альтернативу первым двум путям.
Авторы этой работы высказывают также предположение о том, что за счет предварительной окислительной конверсии жидкого топлива можно решить задачу о создании камеры сгорания с предварительным смешением.
Следует подчеркнуть, что процессы конверсии углеводородного топлива различного природного состояния (газообразного, жидкого и твердого) хорошо изучены теоретически и разработаны высокоэффективные технологии получения синтез-газа в связи с решением проблемы получения водорода, аммиака и метанола [4, 5]. Применительно к ГТУ интерес представляет получение синтез-газа, прежде всего, из газообразных и жидких углеводородов. Анализ состава получаемого газа показывает, что он зависит не от природного со-
стояния и вида углеводородного топлива, а от соотношения в исходном сырье:
c,h,o,s.
При конверсии газообразных углеводородов обычно применяют пароки-слородную, парокислородовоздушную или паровоздушную конверсию метана - основного компонента природного газа в присутствии катализатора. Так как содержание серы в последнем в несколько раз превышает ее допустимое со-держание (1 мг/м ), то процесс конверсии неизбежно сопровождается отравлением катализатора конверсии топлива.
Реакции неполного окисления метана протекают в две стадии
СН4+0,5О2^СО+2Н2; Д#= - 35,6 кДж (1) СН4+202++С02+2Н20\ АН=- 802,6 кДж (2)
СН4+Н2О^СО+ЗН2; Д#= + 206,4 кДж (3) СН4+С02^2СО+2Н2; Д#= + 248кДж (4)
Реакции кислородной конверсии метана экзотермические.
Значения констант равновесия реакций первой стадии весьма большие, поэтому их равновесие сильно смещено в сторону продуктов реакций, т.е. кислород расходуется полностью.
Скорости реакций метана с водяным паром и диоксидом углерода без катализатора очень малы, поэтому в промышленных условиях процесс ведут в присутствии катализаторов. Причем равновесие эндотермической реакции (3) с ростом температуры и соотношения пар-метан смещается в сторону продуктов реакции (СО и Н2), а с ростом давления - в сторону образования метана.
Целесообразность двухстадийной конверсии метана, позволяющей получить более высокую концентрацию Н2 и СО в составе получаемого газа, заключается в том, что тепла, выделяющегося при протекании экзотермических реакций первой стадии, достаточно не только для осуществления конверсии метана, но и для покрытия теплоты, необходимой на реализацию эндотермической реакции его паровой конверсии. Однако факельная стабилизация бедной ТВС в камере сгорания стационарной ГТУ может стать альтернативой ка-
12 талитическому сжиганию бедной ТВС, по-видимому, только в том случае, если ограничиться высокотемпературной окислительной конверсией метана, т.е. реакцией (1). Причем повышать давление в этом процессе, как и в случае конверсии метана водяным паром, термодинамически нецелесообразно, т. к. чтобы добиться высокой степени конверсии метана при повышенных давлениях, процесс необходимо проводить при более высоких температурах.
Если процесс конверсии метана проводить при низких давлениях, полученный синтез-газ необходимо сжать, чтобы снизить затраты на сжатие газа, процесс конверсии метана желательно проводить также под давлением, превышающем давление в основном потока ГТУ в месте подачи синтез-газа. Реализовать такой процесс высокотемпературной окислительной конвесии метана не составляет труда, используя воздух высокого давления.с отбором за компрессором ГТУ и учитывая, что реакция (1) протекает с увеличением объема.
К недостаткам высокотемпературной окислительной конверсии углеводородов следует отнести возникновение процесса образования сажи при достаточном уменьшении коэффициента избытка воздуха. По оценкам работы [1] его значение не должно быть меньше 0,35. Чтобы исключить образование сажи в процессе конверсии любого углеводородного топлива, атомное отношение кислорода и углерода должно быть больше единицы.
В процессе парциального окисления углеводородов кислород вначале связывается с углеродом, образуя оксид углерода. При этом связанный водород углеводорода высвобождается. Чтобы избыток кислорода не окислял далее СО и Н2 до СОг и Н20, его подачу в конвертор необходимо регулировать.
На наш взгляд, нет препятствий к применению в стационарных ГТУ паровоздушной конверсии жидких углеводородов или метана по реакциям (1) и (3). Однако ее реализация сдерживается:
во-первых, усложнение технологического процесса конверсии углеводородов;
во-вторых, удорожанием процесса, прежде всего, из-за необходимости применения катализаторов паровой конверсии углеводородов;
13 в-третьих, относительно небольшими потребными расходами топлива
для реализации факельной стабилизации горения бедной ТВС по сравнению с расходами основного топлива в КС ГТУ.
Целесообразность применения паровоздушной конверсии топлива может существенно возрасти, если стационарную ГТУ построить по более совершенному рабочему циклу, в соответствии с которым конверсии подвергается все топливо, используемое в КС ГТУ.
У такой ГТУ появляется важное свойство универсальности, т. к. и жидкое, и газообразное топливо в ее конверторе превращается в синтез-газ.
То есть, если стационарная ГТУ построена по циклу с предварительным смешением топлива и воздуха при а существенно меньше единицы с последующей конверсией этого топлива для получения синтез-газа.
Для реализации предварительного смешения основного топлива с воздухом и его конверсии необходимо (18-20)% воздуха, поступающего от компрессора.
Независимо от того, по какому циклу будет построена стационарная ГТУ и какой способ конверсии топлива будет принят: высокотемпературная окислительная или паровоздушная конверсия топлива, эффективность процесса такой конверсии будет во многом зависеть от качества ТВС и эффективности способа ее получения, прежде всего при смешении жидкого топлива и воздуха.
Трудность смешения жидкого топлива и воздуха (перегретого пара), подаваемых в конвертор, заключается в том, что объемы смешивающихся компонентов существенно отличаются. Кроме того, для получения гомогенной ТВС или топливно-паравоздушной смеси должны быть полностью завершены процессы дробления и испарения жидкого топлива: Опыты показывают, что при струйном смешении жидкого топлива в спутном потоке воздуха (перегретого пара) для получения гомогенной смеси необходимо 220-240 калибров.
В струйном смесителе с использованием струй жидкого топлива в сносящем ограниченном потоке воздуха удается в 2-3 раза сократить путь смешения. Однако в том и в другом случае габариты струйных смесителей даже с закруткой струй или сносящего потока оказываются слишком большими. '
14 Исследуя струйные течения и различные варианты смешения жидкости и
газа [6-8], был предложен новый способ смешения жидкости и газа с применением проницаемого элемента (ПЭ) [9]. Этот способ позволяет сократить путь смешения жидкости и газа до размеров, равных толщине стенки ПЭ, и получить однородную смесь по всему объему, занимаемому смесью. Причем можно получить смесь заданной дисперсности за счет изменения структуры и пористости ПЭ. Мелкодисперсные капли жидкости за пределами ПЭ легко испаряются в результате подогрева одного или обоих компонентов, превращаясь в гомогенную (газовую) смесь.
Обмену энергией между компонентами смеси в ПЭ способствуют пористая структура элемента, турбулентные пульсации скорости, давления, концентрации и температуры* а также высокая теплопроводность металла, из которого изготовлен ПЭ.
В качестве проницаемого материала ранее обычно использовалась керамика, в последнее время - металлокерамика, изготовленная путем спекания или сварки на базе металлических микронных сеток, волокон и порошков.
Распыливание жидкости широко применяется на практике.
Из многочисленных способов распыливания жидкости важное место занимает пневматическое ее распыливание, так как оно позволяет получить двухфазный факел с мелкодисперсным распыливанием жидкости [10].
При пневматическом распыливании жидкости могут ставиться различные задачи:
увеличить смачиваемую поверхность;
получить качественную (однородную) смесь жидкости и газа.
В первом случае газовая среда играет роль распыливающего агента. Например, такое пневматическое распыливание воды применяется во многих промышленных, офисных и бытовых смесителях. Причем мелкодисперсное распыливание воды, сопровождающееся существенным увеличением смачиваемой поверхности, позволяет в несколько раз уменьшить ее расход. То есть обеспечить экономию воды, в том числе, что очень важно, - и питьевой воды.
15 Во втором случае газовая среда играет роль компонента смеси. Таким
образом можно распыливать жидкое топливо при сжигании его в КС конвертированных авиационных двигателей и стационарных ГТУ. Причем при мелкодисперсном распыливании топлива уменьшаются длина факела, тепловые потери через стенки жаровой трубы и эмиссия окислов азота, а также увеличивается полнота сгорания топлива. То есть улучшаются экономические и экологические показатели ГТУ.
Следует подчеркнуть, что капли жидкости при пневматическом ее распыливании с помощью центробежных форсунок имеют весьма широкий спектр их размеров (от нескольких микрон до нескольких десятков микрон).
Эмиссию окислов азота в КС энергоустановок можно было бы значительно уменьшить за счет уменьшения длины факела, если бы удалось отка-либровать все капли топлива с эквивалентным диаметром в несколько микрон или меньше.
Реализовать такой процесс калибровки частиц жидкости можно путем пропускания компонентов смеси (жидкости и газа) через проницаемый для них элемент с заданными значениями пористости и дисперсности образующих его неподвижных слоев.
При таком способе пневматического распыливания жидкости с использованием ПЭ степень дисперсности капель жидкости и их однородность определяются, с одной стороны, геометрическими параметрами ПЭ: пористостью, дисперсностью и однородностью образующих его частиц, а с другой стороны, режимными факторами: числами Вебера, Рейнольдса и Маха, подсчитанных по разности скоростей истечения жидкости и газа из ПЭ и диаметру капли.
При выборе геометрии ПЭ, кроме структуры самого материала, важное значение приобретают такие геометрические параметры, как толщина материала и размер ПЭ, определяющие перепад давления на ПЭ при заданном расходе жидкости и газа. Перепад давления, в свою очередь, определяет энергетические затраты, необходимые для реализации процесса распыливания жидкости.
В настоящее время многие отечественные и зарубежные фирмы стремятся уменьшить эмиссию вредных веществ (NOx, СО и СХНУ) от ГТУ за счет сжигания предварительно подготовленных и высококачественных бедных смесей жидкого или газообразного топлива и воздуха при весьма низких температурах (-1500-1700 К). Реализация сжигания бедных ТВС приводит к существенному усложнению конструкции КС ГТУ, особенно при сжигании бедной смеси жидкого топлива и воздуха.
Смешение жидкости и газа всегда представляет большие трудности, так как их плотности значительно отличаются.
Например, при коэффициенте избытка воздуха в зоне горения КС аг =2 и давлении 15 ата объем воздуха и топлива, которые необходимо смешать, отличаются в ~ 1400 раз. В этом случае смешение топлива и воздуха с целью получения бедной ТВС целесообразно осуществить в два этапа. На первом этапе необходимо подготовить богатую смесь жидкого топлива и воздуха в соотношении массовых расходов воздуха и топлива (3 - 4) : 1, а не 30 : 1, как в КС ГТУ, в специальном устройстве предварительной подготовки смеси (УППС) с применением ПЭ, расположенном за пределами ГТУ. При подогреве воздуха полученная богатая двухфазная смесь легко превращается в гомогенную богатую смесь, которую подают в КС ГТУ. На втором этапе эту смесь смешивают с остальной частью воздуха в соотношении массовых расходов соответственно 1 : (7,5 - 10) с целью получения бедной ТВС.
Такое двухэтапное смешение жидкого топлива и воздуха обеспечивает получение качественной бедной ТВС, сжигание которой в КС ГТУ сопровождается незначительным образованием ВВ с минимальными их концентрациями.
Реализация двухэтапного смешения жидкого топлива и воздуха возможна только при наличии упомянутого УППС.
Проектирование УППС, которое отвечало бы требованиям оптимальной конструкции (минимальным весом и габаритами) и минимальных эксплуатационных расходов, связанных с минимальным перепадом давлений на ПЭ, невозможно без знания газодинамических характеристик металлокерамического проницаемого материала, из которого выполнен ПЭ.
17 Кроме того, необходимо изучить газодинамические параметры устройства:
соотношение расходов жидкости и газа;
скорости движения компонентов, а также исследовать режимы дробления капель жидкости газовым потоком за пределами ПЭ, обеспечивающих получение смеси высокого качества (мелкодисперсной и однородной), и др. характеристики элементов устройства смешения.
Газодинамические характеристики пневматических форсунок
При качественном смешении жидкости и газа в двухфазной среде должны устанавливаться равномерные поля концентраций как жидкости, так и газа, а также равномерные поля давлений и температур. Такое смешение жидкости и газа характеризуется, прежде всего, увеличением поверхности контакта между жидкостью и газом за счет дробления жидкости на мелкие капли, что очень важно, например, для увеличения эффективности процессов, протекающих в химических реакторах, процессов сжигания жидких топлив в различных энергоустановках, тепломассообмена в теплообменниках без разделения теплоносителей, для снижения эмиссии вредных веществ при сжигании жидких углеводородных топлив и т. д.
Примером устройства, с помощью которого реализуется какой-либо способ смешения жидкости и газа, может служить распылитель или форсунка. Если для улучшения качества распыливания жидкости используется газ, то такое распыливание называется пневматическим, а распылитель, с помощью которого оно реализуется, - пневматическим распылителем.
Процесс смешения жидкости и газа может частично происходить в распылителе, а частично за его пределами. Ту часть процесса смешения жидкости и газа, которая происходит в распылителе, мы будем называть внутренним смешением, а ту часть процесса смешения жидкости и газа, которая происходит за его пределами, - внешним смешением. В соответствии с этим известные способы смешения жидкости и газа можно разделить на два больших класса: к первому классу отнесем способы, имеющие внутреннее и внешнее смешение жидкости и газа, а ко второму классу - способы, имеющие только внешнее смешение. Детальная классификация устройств, в которых реализуется пневматическое распыливание жидкости, содержится в работе [18].
Известен способ смешения [19], в соответствии с которым жидкость и воздух смешиваются путем подачи закрученного газа в струю жидкости, истекающую из круглого сопла. Затем оба потока ускоряются путем пропускания через общее сопло. Расстояние между соплами очень мало и составляет несколько калибров жидкостного сопла, а скорость жидкости слишком велика, чтобы процессы смешения жидкости и газа до момента их истечения из форсунки могли завершиться полностью. Кроме того, градиенты скорости потоков газа и жидкости слишком малы, чтобы заметно проявились эффекты дробления жидкости на капли в пределах форсунки. За пределами форсунки смешение жидкости и газа происходит в спутной струе.
Известен также способ смешения жидкости и газа (рис. 1.3) [20]. В соответствии с этим способом жидкость под давлением поступает через перфорированный участок 3 трубопровода 2 в виде тонких струй в основную магистраль, по которой движется поток газа. Газ поступает в основную магистраль по газопроводу 1. Давления жидкости и газа поддерживаются одинаковыми с помощью измерительного прибора 4, в качестве которого используется манометр или дифференциальный манометр.
Струи жидкости расположены под углом к сносящему потоку газа и равномерно по окружности. Разбиение одиночной струи жидкости на п струй меньшего диаметра уменьшает путь смешения ып раз при том же числе калибров. Способы внутреннего смешения жидкости и газа, реализованные в рассмотренных выше устройствах, являются струйными и отличаются только схемами подачи струй жидкости и газа. Для них характерен общий существенный недостаток - большой путь смешения жидкости и газа до получения заданных параметров смеси. Недостатки рассмотренных способов частично или полностью устраняются в способах с применением ПЭ. Эти способы позволяют существенно сократить путь смешения жидкости и газа и получить смесь более высокого качества. Впервые на применение ПЭ для распыливания жидкости или смесеобразования между жидкостью и газом обратили внимание к концу 60-х годов XX века немецкие изобретатели Шмитд [21] и Гёссел [22]. Ими же были сформулированы требования для ПЭ: ПЭ должен состоять из круглых зерен, различающихся по своим размерам не более чем в два раза; средний диаметр зерен должен быть в шесть раз больше, чем желаемый размер капли при распыливании гидрофильной жидкости, а при распыливании гидрофобной - размер пор должен быть в два раза меньше, чем желаемый диаметр капель; ПЭ должен обладать высокой механической прочностью и высокой пористостью. В настоящее время, в связи с применением пористых материалов в серийном производстве, к ним выдвигаются следующие требования [23]: имеющих широкий ассортимент); ? термостойкость (возможность распыливанияя перегретых жидкостей или осуществления диспергирования в среде с высокой температурой); ? конструктивность (возможность сопряжения проницаемого материала с другими деталями распыливающего устройства, малый удельный вес материала); ? коррозионностойкостъ (сопротивление к агрессивным средам); ? структурометричностъ (заданный структурный состав: диаметр частиц, толщина слоя, пористость и др.); Различают устройства, в которых через ПЭ пропускают либо только жидкость, либо только газ. Известно устройство для насыщения жидкости газом [24], которое работает следующим образом (рис. 1.4). Жидкость поступает через патрубок 3 в полости каналов (или трубок) с пористыми стенками 2. Одновременно через патрубок 4 в герметичную камеру 5 подается газ, который через поры в стенках каналов (или трубок) 2 попадает в их внутреннюю полость, где смешивается с жидкостью. Патрубок 3 соединен с корпусом 1 прокладкой 6. В пористом материале сплошной поток газа превращается практически в бесконечное множество струй, что приводит к более быстрому и качественному перемешиванию жидкости и газа за его пределами.
В другом устройстве [25] через ПЭ пропускается только жидкость. В ПЭ происходит дробление жидкости, а ее смешение с воздухом - за пределами ПЭ в струе набегающего воздушного потока.
Главным недостатком этого способа с применением ПЭ является большой потребный перепад давления, необходимый для прокачки жидкости через ПЭ из-за большой вязкости жидкости. Однако необходимо учитывать, что работа сжатия жидкости гораздо меньше работы сжатия газа. Поэтому для обеспечения весьма больших перепадов давления жидкости не требуется больших затрат энергии.
Чтобы уменьшить перепад давления на ПЭ, его вращают [26]. Под действием центробежной силы частицы жидкости движутся по микроканалам пористой структуры ПЭ, вызывая насосный эффект. Возникновение насосного эффекта при вращении ПЭ позволяет распыливать жидкость даже при атмосферном давлении. При образовании капель центробежная сила, действующая на жидкость, расходуется на преодоление силы трения жидкости о стенки микроканалов, силы поверхностного натяжения жидкости, силы трения жидкости о газ и придания жидкости кинетической энергии. В работе [26] показано, что при постепенном увеличении окружной скорости вращения ПЭ со можно наблюдать следующие режимы истечения из него жидкости:
Численный метод расчета траектории однорядной системы струй метана, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха
Предварительные исследования показали [3], что качественное смешение жидкости и газа достигается при эффективном использовании поверхности ПЭ, которое обеспечивается равномерным распределением жидкого компонента по всей его поверхности. Такое распределение жидкости можно обеспечить с помощью вихревой камеры. Однако для надежной работы вихревой камеры необходимо произвести предварительное смешение жидкости и газа, например в струйном смесителе.
Под смесью высокого качества будем понимать однородную по всему объему смесь, заданной дисперсности жидкой фазы (в случае жидкого топлива) или заданной концентрации газообразного топлива.
Принципиальная схема устройства смешения топлива и воздуха (далее в разделе 2.2 смеситель), в котором реализован предложенный выше способ двухступенчатого смешения жидкости и газа, приведена на рис. 2.3.
В соответствии с этой схемой смеситель содержит вихревую камеру 1, ПЭ 2 и сопло 3. В корпусе вихревой камеры выполнены тангенциальный цилиндрический канал 4 для подачи воздуха, а также цилиндрический канал 5 и кольцевая щель 6 с однорядной или многорядной системой отверстий 7 для подачи жидкого или газообразного топлива. Топливо по каналу 5, далее через кольцевую полость 6 и систему отверстий 7 в виде системы струй 8 вдувается в канал 4, где он взаимодействует со сносящим потоком воздуха. Образовавшаяся двухфазная или газовая смесь поступает в вихревую камеру 1 по касательной к ее цилиндрической стенке. Смесь проходит ПЭ 2, ускоряется в сопле 3 и в виде затопленной струи 9 истекает в окружающее воздушное пространство, либо по отводящей магистрали подается в КС стационарной ГТУ или конвертированного авиационного двигателя.
Расходы топлива и воздуха в пределах богатой ТВС могут регулироваться с целью получения заданного качества смеси. В пределах смесителя реализуются следующие типы течений: - взаимодействие системы жидких или газовых струй топлива и сносящего ограниченного потока воздуха, образующего первую ступень внутреннего смешения топлива и воздуха; - закрученное движение двухфазной среды в вихревой камере с непроницаемыми и проницаемыми стенками; - движение двухфазной или двухкомпонентной среды в пористом теле, образующее вторую ступень внутреннего смешения топлива и воздуха; - движение двухфазной среды за пределами пористого тела, сопровождающееся процессами дробления капель жидкости и внешнего смешения топлива и воздуха при отсутствии ускоряющего сопла 3. Чтобы оптимизировать геометрические и газодинамические параметры смесителя с целью получения смеси высокого качества и приемлемых газодинамических характеристик смесителя, необходимо достоверно рассчитать теоретически либо изучить экспериментально упомянутые выше типы течений. В данном разделе мы остановимся на теоретическом изучении взаимодействия системы струй топлива и сносящего потока воздуха в ограниченном канале, имеющем форму цилиндрической трубы. В.качестве топлива выбран метан (газ). Струи метана в виде однорядной системы вдуваются в воздушный поток через цилиндрическую стенку трубы под произвольными углами. Так как предварительное струйное смешение топлива и воздуха обеспечивает надежную работу вихревой камеры, то на достоверность расчета этого струйного течения накладываются особые требования. Ошибки в выборе геометрических и газодинамических параметров при струйном смешении топлива и воздуха могут оказать существенное влияние на режимы течения полученной смеси в вихревой камере и в ПЭ и на характеристики смесителя в целом. Геометрические параметры каналов для подачи воздуха и топлива, необходимые при проектировании такого смесителя, можно получить в результате аналитического или численного решения задачи о траектории системы метановых струй, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха [4,5]. Далее в разделе 2.3 представлен метод расчета распространения однорядной системы струй жидкого топлива в сносящем ограниченном потоке воздуха [6], который следует рассматривать как развитие данного метода. Известные методы расчета траекторий струй в полуограниченном сносящем потоке [7, 8] или в ограниченном сносящем потоке [9, 10] не отвечают требованиям точности, предъявляемым при проектировании таких смесителей. В этих методах либо не учитывается разрежение под струями [7, 9, 10], либо оно учитывается, но принимается постоянным по всей длине циркуляционной зоны [8]. Кроме того, в работах [7-9] не учитываются: - отчуждение объема циркуляционной зоны от объема канала в области взаимодействия струй и сносящего ограниченного потока, вызывающее ускорение потока; - эжектирующая способность струй, которая компенсирует это ускорение потока. Обычно принимается [7 - 10], что струя непроницаемая для потока и бесконечно тонкая, а масса выделенного бесконечно малого элемента струи сосредоточена в точке. Полученная расчетным путем траектория струи, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке с учетом перечисленных допущений, бесконечно углубляется в сносящий поток и не моделирует действительную картину течения в области взаимодействия струй и сносящего потока в ограниченном канале, т. е. не отражает, прежде всего, того факта, что струя, независимо от угла ее выдува при достаточном уменьшение скорости истечения, всегда прилипает к стенке канала. Такая расчетная траектория может моделировать действительную траекторию струи только на начальном участке ее распространения за счет подбора коррелирующих коэффициентов. Приведем вывод дифференциального уравнения для траектории однорядных систем струй метана в сносящем ограниченном потоке воздуха, учитывающего отмеченные особенности. Под траекторией струи будем понимать геометрическое место ее максимальных скоростей. Поток воздуха в трубе диаметром D движется со скоростью W0. Однорядная система струй метана выдувается в сносящий поток из отверстий диаметром d со скоростью К0 под произвольным углом а0- В произвольной точке траектории струи выделим ее бесконечно малый элемент, который образован границами струи и плоскостями, расположенными под углом d\(/ друг к другу. Скорость W потока, с которой он попадает на выделенный элемент струи, не равна скорости WQ невозмущенного потока, т. к. он, с одной стороны, ускоряется из-за сужения проходного сечения струями, с другой стороны, замедляется из-за вовлечения (эжектирования) части потока в струи метана.
Скорость V элемента струи также не равна начальной скорости V0 истечения струи. В принятой модели количество движения элемента струи постоянно, поэтому изменение его скорости обратно пропорционально изменению массы, вызванное эжектированием воздуха в струю метана.
Под струей при обтекании ее потоком воздуха, так же как и при обтекании твердого тела потоком, образуется разрежение. Величина этого разрежения зависит от угла выдува струи, от формы струи, от отношения скорости струи к скорости сносящего потока или от гидродинамического параметра, если физические свойства потока отличаются от физических свойств струи.
Вывод соотношений для коэффициентов трения и сопротивления проницаемых пластин
Для проведения экспериментальных исследований газодинамических характеристик металлокерамических проницаемых пластин в турбулентной области по числу Рейнольдса была спроектирована специальная установка, схема которой приведена на рис. 3.1.
В соответствии с этой схемой экспериментальная установка (далее установка) содержит магистраль подачи сжатого воздуха с давлением до 5 ата от заводской воздушной магистрали ВМ и рабочий участок. Периодическое отключение установки от заводской воздушной магистрали после завершения работы производится с помощью запорного органа ЗО.
Магистраль подачи сжатого воздуха включает регулирующий вентиль РВ и мерный участок, в котором использовалась нестандартная шайба со входным конусом, изготовленная в соответствии со справочником [8]. С помощью вентиля РВ можно было регулировать расход воздуха в диапазоне 0 GB 12,5 г/с.
Рабочий участок имеет фланцевый разъем, позволяющий устанавливать цилиндрические проницаемые пластины различной толщины. Проточная часть на входе в рабочий участок выполнена конической для формирования регулярного профиля скорости потока перед проницаемой пластиной.
Общий вид на экспериментальную установку показан на фото 3.1,.а вид на рабочий участок - на фото 3.2. Было исследовано: - четыре типа металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных порошков; - три типа металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных сеток; - два типа металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных волокон. На фото 3.3 показаны образцы металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных порошков различного фракционного состава в микронах (фото 3.3, верхний ряд), из микронных сеток с различным средним эквивалентным диаметром проволоки (фото 3.3, средний ряд) и микронных волокон с различным средним эквивалентным диаметром волокон (фото 3.3, нижний ряд). Одна из проницаемых пластин, изготовленных из микронных волокон, была обрамлена микронной сеткой. Геометрические характеристики исследованных металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных порошков, сеток и волокон, приведены в табл. 3.1-3.3 соответственно. Из табл. 3.1 видно, что в проницаемых пластинах, изготовленных из микронных порошков, средний эквивалентный диаметр частиц изменяется в диапазоне (58 мкм d4 192 мкм), толщина изменяется в диапазоне 1,019 L 1,543 мм, а пористость почти не изменяется 0,471 є 0,486. В табл. 3.1 приведены также по данным Хандлея-Хегса, Эргуна-Орнинга и Макдональда [1] некоторые геометрические характеристики проницаемых пластин, изготовленных из сфер, цилиндров и колец Лессинга. В проницаемых пластинах, изготовленных из микронных сеток, эти параметры изменяются в следующих интервалах (табл. 3.2): 32 мкм йц 105 мкм; 0,496 L 1,43 мм; 0,303 є 0,405. В этой же табл. 3.2 приведены геометрические данные Кейса-Лондона [10] по пакетам сеток, не соединенных между собой в пластину. Наконец, в табл. 3.3 приведены геометрические характеристики металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных волокон. Параметры этих пластин изменяются в следующих интервалах: 44 мкм d4 59 мкм; 1,24 L 1,912 мм; 0,494 е 0,597. кировкой завода изготовителя ОАО «Солнечногорский завод металлических сеток». Геометрические характеристики этих сеток даны на рис. 3.2 и, кроме того, в табл. 3.4. Для определения расхода воздуха измерялись следующие газодинамические параметры: температура потока воздуха перед шайбой измерялась хромель-копелевой термопарой; избыточное давление воздуха перед шайбой измерялось образцовым манометром класса 0,5; перепад давления на мерной шайбе измерялся пьезометром при малых перепадах и ртутным U-образным манометром - при больших перепадах давления; барометрическое давление и температура воздуха в боксе до начала и после окончания непродолжительного эксперимента; перепад статических давлений на проницаемой пластине измерялся образцовым манометром класса 0,5; статическое давление за проницаемой пластиной измерялось пьезометром.
Предварительные экспериментальные исследования показали, что выделение тепла при прохождении потока через проницаемую пластину было незначительным и приводило к увеличению температуры потока всего лишь на несколько градусов, поэтому в приведенных ниже результатах не учитывалось. На основании измеренных газодинамических параметров потока, термодинамических свойств воздуха и геометрических параметров мерной шайбы и трубы, в которой установлена мерная шайба, определялся расход воздуха по формуле
Результаты экспериментальных исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента, их анализ и математическое обобщение
В процессе проведения экспериментов для каждого заданного значения расхода жидкости, который поддерживался постоянным, изменялся расход газа от минимального до максимального значения. Причем максимальный расход газа выбирался так, чтобы он примерно, в 2 раза превосходил тот минимальный расход газа, при котором начинается устойчивый процесс дробления капель жидкости.
При малых расходах газа аэродинамические силы являются недостаточными для дробления капель жидкости. К тому же процесс пневматического распыливания жидкости происходит в условиях расширяющейся кольцевой струи, т. е. в условиях убывающих скоростей потока. Процесс дробления капель наблюдается только вблизи оси струи и в области начального участка струи. При удалении от оси струи и за пределами начального участка струи дробление капель прекращается. Более того, имеет место коагуляция исходных капель в более крупные капли с размерами их диаметров от 100 мкм до 200 мкм. Диаметры исходных капель, как показывают экспериментальные исследования и расчеты, представленные ниже, имеют размер от 4 до 6 мкм. Переход от режима коагуляции исходных капель к режиму их дробления происходит, практически, скачкообразно, что и позволяло визуально регистрировать начало процесса устойчивого дробления капель с высокой точностью по расходу жидкости и газа. С увеличением расхода газа при постоянном расходе жидкости зона дробления капель расширяется как по толщине кольцевой струи, так и по- дальнобойности этой двухфазной струи. Все эти режимы можно наблюдать на фотоснимках, приведенных нарис. 4.13.
Начиная с четвертого фотоснимка сверху, распыливание жидкости соответствует критическому режиму, при котором наблюдается дробление всех капель. С пятого фотоснимка (рис. 4.13) видно, что дальнейшее увеличение расхода газа при фиксированном расходе жидкости приводит к незначительному уменьшению диаметра исходных капель, увеличению дальнобойности струи и немного улучшает качество ее распыливания, однако существенно растет его расход. Для практики наибольший интерес представляет тот режим дробления капель, который реализуется при минимальном расходе газа. Этот режим дробления капель называют критическим.
Вначале были построены предварительные графики зависимости числа Вебера от числа Рейнольдса и Лапласа жидкой фазы, скорости смеси и относительного расхода газа, а также графики зависимостей коэффициента расхода ПЭ от параметра т и комплексного критерия дробления от числа Вебера, изображенные на рис. 4.14 - рис. 4.19 соответственно. На всех этих графиках линии начала и окончания процесса выхода на режим дробления капель жидкости обозначены арабскими цифрами 1 и 2 соответственно. Эти линии делят всю область распыливания жидкости на две области: область I некачественного рас-пыливания жидкости и область II качественного ее распыливания. Линия 2 представляет собой геометрическое место режимов с минимальными расходами газа для каждого расхода жидкости, при котором происходит качественное распыливание жидкости, сопровождающееся устойчивым процессом дробления капель жидкости. То есть линия 2 представляет собой линию критических режимов дробления капель жидкости.
Следует обратить внимание, что для зависимостей числа Вебера от чисел Рейнольдса и Лапласа жидкой фазы соответственно (рис. 4.14 и рис. 4.15), а также для зависимостей числа Вебера от скорости истечения смеси и относительного расхода газа соответственно (рис. 4.16 и рис. 4.17) наблюдается сильное расслоение данных по расходу жидкости. Из графиков (рис. 4.14 - рис. 4.17) видно, что с ростом расхода жидкости роль сил инерции существенно возрастает, учитывая квадратичную зависимость числа Вебера от скорости смеси. Например (см. рис. 4.17), при расходе жидкости 0,5 г/с дробление капель происходит при т = 11. С увеличением расхода жидкости до 2,0 г/с дробление капель может происходить за счет незначительного увеличения скорости смеси с 73 м/с до 85 м/с уже при т = 3.2, что в почти в 3,5 раза меньше. Если обработать полученные экспериментальные данные в координатах ККД - We, как рекомендовано в работе [44], то для всех расходов жидкости расслоение данных практически не наблюдается (рис. 4.19) и они удовлетворительно обобщаются единой зависимостью. Далее, используя линия 2 из предварительных графиков (рис. 4.14 - рис. 4.19), были построены однозначные зависимости критических значений упомянутых критериев от критических параметров, т. е. однозначные зависимости критериев (We0 и ККД) от определяющих критериев и параметров (Lp2, uQCM, т и Re0) на критическом режиме. Эти зависимости критериев дробления капель на критическом режиме представлены на рис. 4.20 - 4.25. Приведем краткий анализ полученных результатов. На рис. 4.20 показано влияние критического числа Рейнольдса на критическое число Вебера. Там же на рис. 4.20 линией изображена аппроксимирующая зависимость, вычисленная по уравнению Из рис. 4.20 и уравнения (4.65) видно, что зависимость имеет существенно нелинейный характер. В обзоре (раздел 1 настоящей главы) отмечалось, что авторы ранних работ пытались найти некоторое постоянное значение критического числа We0. При этом не рассматривались детально условия, в которых происходит дробление капель, и обусловленные ими типы механизмов дробления капель (рис. 4.3), поэтому расхождение значений критического числа We0 по данным различных авторов оказались очень большими 2,2 We0 32 [49]. Полученные в данном исследовании небольшие значения критического числа We0 объясняются маленькими диаметрами капель жидкости 4 мкм cfo- 7 мкм, что более чем на порядок меньше тех размеров капель, с которыми проводились эксперименты другими авторами. Зависимости критической скорости смеси исм от критического числа We0 и критического числа Вебера от отношения критических расходов газа и жидкости приведены на рис. 4.21 и рис. 4.22 соответственно. Из графика (рис. 4.21) видно, что с увеличением критического числа Вебера значение критической скорости смеси асимптотически приближается к, примерно, 87 м/с. Это значение критическое скорости истечения смеси с применением ПЭ оказывается близко к значению критической скорости смеси при истечении ее из центробежных пневматических форсунок (83 - 85 м/с), что подтверждает универсальность процессов пневматического дробления капель с применением и без применения ПЭ.
С увеличением критического числа Вебера отношение критических расходов воздуха и жидкости стремится к 3 (рис. 4.22), что в несколько раз меньше, чем значение этого отношения, полученное ранее в устройстве предварительной подготовки смеси топлива и воздуха при подаче ее в малоэмиссионную КС (см. раздел 3 главы 1).
На основании графиков, приведенных на рис. 4.21 и рис. 4.22, была установлена важная для практического применения зависимость скорости смеси при критическом истечении ее из ПЭ от отношения критических расходов газа и жидкости, которая приведена нарис. 4.23.
