Содержание к диссертации
Введение
1.Литературный обзор 9
Выводы 22
2. Расчет параметров распыла из линейной теории 23
2.1.Линейная модель распыла струи жидкости 24
2.1.1.Вывод дисперсионного уравнения 24
2.1.2. Определение средней длины и скорости роста поверхностных волн 30
2.1.3. Расчет основных параметров распыла 32
2.2. Определение констант распыла при помощи форсунки внутреннего смешения 35
2.2.1 .Дисперсия распределения размеров капель 36
2.2.2.Взаимодействие жидкости и газа на начальном участке в канале газожидкостной форсунки внутреннего смешения 36
2.2.3.Распыливание жидкости потоком газа в канале газожидкостной форсунки внутреннего смешения 41
2.2.4.Сравнение с экспериментом 45
Выводы по главе 2. 50
З. Физическое моделирование стационарных и динамических процессов для коаксиальных форсунок ЖРД 52
3.1. Постановка задачи 52
3.2. Принципы моделирования гидродинамических процессов . 54
3.3. Стационарная математическая модель процесса пневматического распыливания жидкого компонента топлива в коаксиальной форсунке 57
3.4. Нестационарная математическая модель процесса образования и распространения пульсаций расхода капель в факеле распыла коаксиальной форсунки 69
3.4.1 . Возникновение пульсаций расхода капель в факеле распыла за счет пульсаций давления газа на входе в форсунку 69
3.4.2.Возникновение пульсаций расхода капель в факеле распыла за счет пульсаций давления жидкости на входе в форсунку 72
3.4.3.Изменение амплитуды пульсаций расхода капель в факеле распыла форсунки за счет эффекта
жгутования 75
3.4.4.3атухание пульсаций расхода капель по длине факела распыла за счет различия скоростей капель в поперечном сечении факела 79
3.5. Расчет параметров моделирования динамических характеристик форсунок газогенератора ЖРД 80
Выводы по главе 3 90
4. Оптические методы измерений параметров жидкой фазы в факеле распыла форсунки 92
4.1.Метод малоуглового рассеяния 92
4.2.Времяпролетный метод для измерения скорости капель 95
4.3. Метод интегрального поглощения для определения профиля концентрации капель 97
4.4.Метод интегрального поглощения для определения пульсаций расхода капель 101
Выводы по главе 4. 107
5. Результаты исследования стационарных и динамических характеристик распыла форсунок ЖРД 108
5.1.Методика проведения экспериментальных исследований характеристик распыла
форсунок ЖРД 108
5.1.1.Стационарные характеристики факела распыла форсунки 108
5.1.2.Динамические характеристики факела распыла форсунки 108
5.1.3.Экспериментальная установка для проливки форсунок 109
5.2. Результаты исследования стационарных характеристик распыла форсунок ЖРД 113
5.3.Результаты исследования спонтанных пульсации в факеле распыла форсунок ЖРД 118
5.4. Результаты исследования динамических характеристик факела распыла форсунок ЖРД .124
5.4.1.Модельные коаксиальные форсунки 124
5.4.2.Форсунки газогенератора ЖРД 130
5.4.3.Форсунки камеры сгорания ЖРД 135
Выводы по главе 5. 140
Выводы 142
Литература
- Расчет основных параметров распыла
- Принципы моделирования гидродинамических процессов
- Возникновение пульсаций расхода капель в факеле распыла за счет пульсаций давления газа на входе в форсунку
- Метод интегрального поглощения для определения профиля концентрации капель
Расчет основных параметров распыла
В 1965г. Тиняков Ф.М. и Лиховайдо В.В. исследовали теоретически течение жидкости в камере закручивания идеальной центробежной форсунки. Из уравнений движения Эйлера они получили волновое уравнение, описывающее движение жидкости в камере закручивания, из которого были получены аналитические выражения для амплитудно- и фазочастотных характеристик закрытых центробежных форсунок, связывающих колебания расхода через форсунку с колебаниями давления в камере.
Базаров В.Г. в своих работах [3,4] провел анализ процессов распространения возмущений по элементам центробежной форсунки (входные тангенциальные каналы, сопло, камера закручивания) и получил передаточные функции каждого из элементов форсунки и передаточные функции центробежной форсунки в целом. Определены теоретически: амплитуда колебаний расхода жидкости перед форсункой и на выходе из сопла, сдвиг фаз между колебаниями давления и расхода жидкости перед форсункой, зависимость этих амплитуд и фаз от конструктивных и режимных параметров форсунки. Получены аналитические выражения для амплитуднофазочастотных характеристик форсунки. Им было показано, что центробежную форсунку нельзя рассматривать как звено с сосредоточенными параметрами ввиду существенного различия в течении жидкости по отдельным элементам форсунки - тангенциальному каналу, камере закручивания и соплу. Анализ динамики процессов в форсунке как в теоретическом, так и в экспериментальном плане должен проводиться путем изучения динамики процесса течения жидкости в отдельных элементах, взаимодействия колебательных процессов в отдельных элементах друг с другом и получения на основе этих данных динамических характеристик форсунки в целом.
Базаровым В.Г. [3,4] были проведены эксперименты по определению динамических характеристик центробежных форсунок. Жидкостным пульсатором создавались пульсации давления на входе в форсунку в диапазоне частот 20-2000 гц; с помощью МГД-расходомера, установленного в сопле, или с помощью расходомера, измеряющего через электрическое сопротивление потока жидкости площадь проходного сечения жидкостного вихря в сопле, определялось мгновенное значение расхода жидкости на выходе из форсунки и изменение его во времени. Волноводным датчиком измерялось мгновенное значение давления в предфорсуночной полости. Определялось также соотношение между пульсациями давления на входе и выходе из форсунки и пульсациями расхода. Для различных вариантов центробежных форсунок и режимов их работы получены амплитуднофазочастотные характеристики. Исследованы нестационарные процессы, происходящие в камере закручивания центробежных форсунок, выявлен обусловленный этими процессами механизм возникновения колебаний расхода жидкости.
Ведешкиным Г.К. было проведено теоретическое и экспериментальное исследование процесса передачи колебаний давления из модельной камеры сгорания в пред-форсуночную полость через струйные и центробежные форсунки. Исследовано влияние геометрических параметров форсунок, предфорсуночных полостей и подводящих магистралей, а также влияние режима работы форсунок на коэффициент передачи. Измерялась одна из динамических характеристик - коэффициент передачи пульсаций давления - отношение пульсаций давления в предфорсуночной полости к пульсациям давления в барокамере. Исследование проведено в диапазоне частот 150-5000 гц. при периодическом и импульсном возбуждении колебаний давления в барокамере. При импульсном возбуждении источником возмущений служил электродетонатор, от взрыва которого в барокамеру подавался импульс давления, вызывающий в ней затухающие колебания давления. Эти колебания в свою очередь вызывали затухающие колебания давления в предфорсуночной полости. Оба колебательных процесса регистрировались датчиками давления. Коэффициенты передач определялись путем деления полученных в экспериментах спектров амплитуд колебаний давления в предфорсуночной полости и в камере. Наблюдалось некоторое несоответствие между данными, полученными при различных способах возбуждения колебаний (импульсных и гармонических), вызванное нелинейностью процесса передачи колебаний давления. Эксперименты подтвердили резонансный характер зависимости коэффициента передачи форсунок от частоты.
В работе Fontaine R.Y. с сотрудниками [5] для струйной форсунки проведен теоретический анализ передаточной функции, связывающей пульсации расхода через форсунку с пульсациями давления в камере при постоянном давлении подачи. Получено выражение для передаточной функции, которое можно представить в следующем виде. где По - передаточная функция при со = О, ю - частота колебаний, соо - характерная частота, определяемая инерционностью форсунки. Аналогичные выражения для передаточной функции получили Базаров В.Г. [4] для струйной форсунки и Feiler G.E. и Heidmann M.F. [6] для кольцевого канала коаксиальной форсунки. Динамические характеристики газожидкостных форсунок Особенности динамики газожидкостной форсунки связаны с тем, что ее газовая и жидкостная ступени из-за существенной разницы в плотности компонентов, перепадов давления и формах трактов имеют существенное отличие в отношении амплитудных и фазовых параметров. Более того, в газожидкостных форсунках газообразный компонент предназначен для распыления жидкого. Поэтому, здесь уже речь идет о динамических характеристиках самого процесса распыла.
Нестационарные характеристики двухкомпонентных газожидкостных форсунок изучены в значительно меньшей степени, чем жидкостных струйных и центробежных форсунок. Наибольшее внимание уделялось исследованию частотных характеристик газожидкостных смесительных головок и форсунок, которые представляют собой зависимость от частоты безразмерной удельной акустической проводимости, определяемой как отношение осевой составляющей акустической скорости вблизи поверхности смесительной головки к акустическому давлению, умноженному на волновое сопротивление среды. Линейная динамика газовых трактов была предметом подробных исследований Гликмана Б.Ф., Эпштейна В.Л., Дорошенко В.Е. Повышенный интерес к исследованию именно этих частотных характеристик газожидкостных форсунок и смесительных головок объясняется тем, что акустические характеристики смесительной головки могут оказывать существенное влияние на устойчивость рабочего процесса в камере сгорания. Акустическая проводимость форсунки - одна из ее динамических характеристик, она определяет связь амплитуд пульсаций давления на входе и выходе газового тракта форсунки.
Показано, что при продольных колебаниях в камере акустическая проводимость головки максимальна при эффективной длине газового канала форсунки, равной половине длины волны на частоте возникающих колебаний. Установлено влияние жиклера в газовом канале на уровень акустической проводимости головки. Для случая поперечных колебаний Руденко А.Н. было определено влияние на акустическую проводимость конструкции входа настроенной форсунки оптимальной длины со стороны газовода.
Экспериментальному определению акустической проводимости эмульсионных форсунок посвящены работы Ведешкина Г.К. и Шатуна В.Е. Акустические характеристики форсуночной головки определялись импедансным методом. На мерном участке импедансной трубы, имитирующей камеру сгорания, с одного конца которого находился источник колебаний - воздушный пульсатор, а с другого исследуемая форсуночная головка, возбуждались колебания давления, которые по уровню амплитуды находились в линейной области. При этом на мерном участке трубы образовывалась стоячая волна, характеристики которой измерялись пьезокерамическим датчиком давления, снабженным датчиком перемещения. По распределению амплитуды давления вдоль импеданс-ной трубы рассчитывалась действительная и мнимая часть акустической проводимости исследуемой форсуночной головки, а также комплексное значение коэффициента отражения от головки.
Эксперимент проводился как с продувкой головки одним воздухом, так и при подаче жидкости в газовый поток. Большой объем работ был выполнен с одним воздухом, но было также выявлено влияние жидкого компонента на акустическую проводимость пневматических форсунок. Моделировалось прохождение колебаний давления из камеры сгорания в предфорсуночную полость и обратно. Исследования Ведешкина Г.К., проведенные с впрыском жидкости в газовый канал форсунки, показали, что ввод жидкого компонента в газовый канал не приводит к изменению характера зависимости акустической проводимости от частоты колебаний. Ввод жидкости в эмульсионные форсунки уменьшает резонансную частоту каналов, т.е. увеличивает их эффективную длину, акустическая проводимость при этом уменьшается. Это уменьшение тем больше, чем больше глубина внедрения струй жидкости в поток газа. Это можно объяснить сильным загромождением газового канала форсунки жидким компонентом и потерями акустической энергии на каплях.
На основании проведенных исследований Ведешкин Г.К. и Шатун В.Е. разработали метод расчета акустической проводимости эмульсионной газожидкостной форсунки ЖРД с учетом эффектов, возникающих при впрыске жидкого компонента топлива. Предварительные расчеты показали, что зону смешения нельзя рассматривать как сосредоточенное гидравлическое сопротивление, которое помещено в выходном сечении газового канала форсунки. Чтобы получить уравнения для расчета перепада статического давления по длине зоны перемешивания, учитывались потери давления на разгон, поворот и дробление струи жидкого компонента на капли, ускорение капель по всей зоне распыла. По распределению гидравлического сопротивления по длине зоны перемешивания форсунки и суммарному гидравлическому сопротивлению, определялась акустическая проводимость газожидкостных форсунок.
В НИИХИММАШ Агарковым А.Ф. и Горбачевым Н.В. [7] были проведены исследования акустических характеристик двухфазного потока на, так называемом, акустическом интерферометре. С одного конца интерферометра подавался сжатый воздух. Вынужденные колебания в трубе создавались динамиком, расположенным сбоку у входа трубы. На открытом конце трубы была установлена форсунка, создававшая двухфазный поток. Расстояние от места впрыска до среза трубы менялось с помощью насадков. Распределение амплитуд пульсаций давления по длине трубы измерялось акустическим зондом. Коэффициент поглощения акустической энергии двухфазным потоком определялся через отношение амплитуд давления в пучностях и узлах стоячей волны. По положению минимума амплитуд давления определялся фазовый сдвиг при отражении волны. На основании экспериментальных данных установлена практически линейная зависимость акустической проводимости двухфазного потока от его гидравлического сопротивления.
Принципы моделирования гидродинамических процессов
Таким образом, представлены основные уравнения и граничные условия, как для жидкостной, так и для газовой среды. Это позволит вывести дисперсионное уравнение и далее получить взаимосвязь между интенсивностью роста какого-либо возмущения в зависимости от длины его волны и свойств потоков газа и жидкости.
Итак, из граничных условий следует уравнение (2.24), в котором константы Н,Аі,Ві,Сг могут быть выражены из уравнений (2.22), (2.23), х может быть определено из (2.11). Уравнения для определения констант Н,Аі,ВьСг
Примерно в таком виде выражение для дисперсионного уравнения можно найти у Левина В.Г. [65], Тейлора [64], Лышевского А.С. [71]. Разница, в основном, лишь в точности аппроксимации функций Бесселя различными функциями, и рассмотрением различных частных случаев. Однако, дальнейший анализ этого уравнения, в частности, учет влияния вязкости во втором (через х) и третьем члене был выполнен не совсем корректно. Член дисперсионного уравнения, содержащий вязкость, содержащийся сейчас во втором члене уравнения (2.28), может быть получен лишь в случае решения уравнений Навье-Стокса, содержащих уравнение движения в радиальном направлении. Для распыла в условиях ЖРД при высоких скоростях газового потока, при малой вязкости жидкого компонента топлива, влияние этого члена на распыл гораздо больше влияния третьего члена, непосредственно содержащего вязкость ц;. Учет второго члена в дисперсионном уравнении не возможен при решении системы уравнений неразрывности и движения в осевом направлении, как в анализе И. Каре [48], Ягодкина В.И. [60], Ф. Камате [69].
Итак, остановимся на рассмотрении случая образования коротких волн при малой вязкости, когда X » k, v, - 0 . Считаем также, что скоростью жидкости можно пренебречь, т.е. її, Для пневматического распыления с очень короткими волнами kr0 » 1 дисперсионное уравнение имеет вид
Итак, следующим шагом будет определение из полученного дисперсионного уравнения средней длины образующихся волн и скорости их роста для случая малой вязкости жидкости и малых длин волн, образующихся в случаях, типичных для ЖРД.
Предположим, что вязкость жидкости достаточно мала, чтобы можно было искать среднее значение волнового числа к для вязкого случая в виде суммы среднего волнового числа к для невязкого случая плюс малая добавка, вызванная влиянием вязкости. Невязкий случай. Итак, со (к) - решение дисперсионного уравнения в невязком случае. Это означает, что для данных условий течения данному волновому числу к соответствует со , определяющая скорость роста и распространения поверхностных волн с волновым числом к. со =со/ + /coz (2.32) Дисперсионное уравнение в невязком случае
Вязкость жидкости v, мала, так что ищем решение дисперсионного уравнения для вязкого случая в виде со = со + Асо (2.36) где со =со (к) - решение дисперсионного уравнения в невязком случае (2.35), Асо - малая добавка, вызванная вязкостью.
Необходимо далее определить % в первом приближении, можно принять х(ю) =х(ю ) В (2.29), (2.30) считаем вязкость настолько малой, что
Сравнивая члены, содержащие v, и Д/У7 для случаев типичных для пневматического распыления в натурных ЖРД и при их моделировании, можно показать, что первыми можно пренебречь. Итак, P/Vv/k
Итак, для вязкого случая найдено решение дисперсионного уравнения. Это позволит рассчитать средний диаметр капель, образующихся из поверхностных волн, а также скорость распыла. Основные идеи этих расчетов заложены в работах Майера Е. [72], Адельберга В. [73].
Под воздействием высокоскоростного потока газа на поверхности жидкости образуются поверхностные волны. Решение дисперсионного уравнения со = сог + /coz позволяет определить, как ведет себя отклонение возмущенной поверхности - h. Согласно (2.19) h = exp(cozt)H exp[z (kx - cort)]. Здесь сол определяет скорость распространения поверхностных волн, а coz - скорость роста амплитуды поверхностной волны с длиной X.
Здесь время т - характерное время развития волны до образования капли. За это время амплитуда h достигает длины волны X, гребень волны обрывается, из него образуется жгутик, далее жгутик дробится на капли с диаметром, пропорциональным длине волны. Поскольку существует какое-то распределение длин волн по размерам, то также существует и распределение по размерам диаметров капель. Для определения характерных параметров этого распределения считаем, что вероятность возникновения волны с определенной длиной не зависит от ее длины. Параметры этого распределения будем определять по диаметру капель и по вероятности образования капель такого диаметра. Для учета нелинейных эффектов введем ограничения на максимальную длину волн, которые могут развиваться по линейным законам, и из которых образуются капли с диаметром, пропорциональным длине волны. Введем
Необходимо знать зависимости основных параметров смесеобразования (скорость распыла жидкости, средний диаметр капель, дисперсию распределения) от текущих параметров потоков газа и жидкости: в основном от плотности и скорости газа. Для этого рассчитаем эти параметры распыла для невязкого случая, а затем найдем малую добавку за счет влияния вязкости.
Возникновение пульсаций расхода капель в факеле распыла за счет пульсаций давления газа на входе в форсунку
В ОНЕРА и Льежском университете Вингерт, Меноре и Лурм [1] на модельных компонентах вода-воздух, жидкий азот или кислород и газообразный азот или гелий провели экспериментальные исследования стационарных характеристик распыла форсунок двигателя НМ-60. В Лампольхаузене Майер [89] проводил изучение на модельной камере процесса горения криогенных компонентов кислород водород с помощью коаксиальных форсунок. Он также проводил исследования горения тех же компонентов, но для форсунки с предварительным образованием пелены [90].
Однако гораздо проще исследовать модельные форсунки на модельных компонентах. При этом анализ измеряемых параметров модельных испытаний и их интерпретация для натурных условий может быть выполнена на основе теории подобия, путем введения параметров моделирования.
Создание двигателя - длительный процесс, во время которого приходится в модельных условиях отрабатывать различные варианты форсунок. Существует проблема моделирования натурных условий, подбора конструктивных и режимных условий модельных испытаний, чтобы основные моменты рабочего процесса, связанные с распы-ливанием и перемешиванием, адекватно отражали те же процессы, что и в натурных условиях. Сравнительное поведение работы двух форсунок в натурных условиях можно оценить при работе в модельных. В этом случае следует предположить, что если, к примеру, одна форсунка имеет лучшие динамические характеристики, чем другая в модельных условиях, то это свойство сохранится у нее при переходе к натурным. Количественное значение этой динамической характеристики в модельных условиях дает ее оценку в натурных. Экспериментальные данные, полученные при модельных испытаниях, можно использовать в математических моделях рабочего процесса в натурных условиях.
В данной работе речь будет идти о холодном моделировании, т.е. будут смоделированы только процессы распыла, перемешивания, без учета испарения, горения, теплообмена, поскольку в качестве определяющего процесса при моделировании высокочастотной неустойчивости горения выбран процесс распыливания топлива. Он позволяет обеспечить подобие полей скорости, концентрации, температуры, распределение потоков окислителя и горючего и т.д. в сходственных сечениях и точках начального участка факелов форсунок, автомодельность течения.
Исследование натурной форсунки, обладающей рядом характеристик, ведется через изучение заменяющей ее модельной форсунки, характеристики которой находятся в соответствии с натурными. Зная характеристики модели и форму этого соответствия можно найти характеристики натуры. Пересчет измеряемых параметров модельных испытаний в натурные может быть на основе теории подобия, путем введения параметров моделирования.
Условия моделирования физических процессов, протекающих в форсунках ЖРД, базируются на теории подобия, устанавливающей, что процессы подобны, если одинаковы описывающие их дифференциальные уравнения, на основании которых, без их решения, могут быть определены входящие в них безразмерные комплексы (критерии подобия) и комплексы, значения которых в подобных процессах должны быть одинаковы. В этих условиях можно полагать, что и на натуре и модели имеется одно и тоже явление.
Обеспечить одновременно идентичность всех или даже части этих критериев подобия оказывается практически невозможно. Это объясняется тем, что для выполнения условий подобия к масштабам одних и тех же величин, входящих в разные критерии, должны быть предъявлены разные требования. В реальных условиях, определяющих возможности выбора величин на модели, эти требования часто оказываются одновременно невыполнимыми.
Несовместимость критериев подобия определяет необходимость для реального осуществления моделирования отступать от строгого подобия явлений, но так, чтобы не утратить в результате исследования наиболее существенное, не получить больших искажений искомых величин. Можно предположить, что при выполнении некоторых условий подобия можно обеспечить приемлемую точность результатов моделирования. В таком случае говорят о приближенном подобии [91].
Выбор критериев моделирования из теории размерностей Выбор критериев моделирования нестационарного процесса распыливания струи жидкости спутным газовым потоком в натурных и модельных условиях с использованием теории размерностей дает десять комплексов, в которые входят характеристики фаз и величины, определяющие межфазовые взаимодействия ,K, ,Re„Re[,We, ,M. где d, ,dg, - диаметры жидкостного и газового канала, г - заглубление.
Использование натурных форсунок позволяет соблюсти геометрическое подобие. С геометрией конкретной исследуемой форсунки связано столько особенностей в организации процессов смесеобразования и горения, что попытки манипулировать геометрическими размерами форсунки при моделировании рабочего процесса оказываются практически бесперспективными. Если принять, что основные геометрические размеры форсунки в модельных и натурных условиях соответственно равны между собой, то путем выбора противодавления можно достичь максимального приближения модельных условий к натурным. При выборе исходных модельных режимов объемные расходы окислителя и горючего, приходящиеся на одну форсунку, должны быть близкими к натурным значениям. Для натурной форсунки это обеспечит близость к натурным значениям таких гидродинамических параметров, как скорости истечения окислителя и горючего из форсунок.
Некоторые изменения геометрии натурных форсунок позволяют приблизить модельные условия к натурным при проливках форсунок при атмосферном давлении. Геометрические характеристики форсунки d/, г, в модельной форсунке могут быть точно такими же, как и в натурной. Диаметр газового канала модельной форсунки dg может быть средством регулирования параметров газового потока, которые также входят в моделируемые комплексы, поэтому его величина является предметом расчета.
Существенными для моделирования процесса распыла в форсунке, согласно теории размерностей, оказались следующие безразмерные критерии: V 2Н 1) Критерий Вебера We= Ё g—, который характеризует подобие условий разрушения жидкостной струи на капли и процессов ее взаимодействия с обтекающим струю газом.
Критерий Вебера определяет наиболее существенный процесс в форсунке - процесс распыла. Необходимо придерживаться более логичных комбинаций критериев моделирования, определяющих физические процессы в форсунке. Например, ввести вместо него одного целый комплекс критериев моделирования, определяющих (как в какой-нибудь эмпирической зависимости) средний диаметр капель. Можно воспользоваться существующими экспериментальными данными по среднему диаметру капель, полученными при исследовании распыливания струй жидкости спутными газовыми потоками [1,92]. Во все эти эмпирические формулы входят все те же параметры, которые были исходными при моделировании с помощью л-теоремы, или комбинация параметров моделирования.
Метод интегрального поглощения для определения профиля концентрации капель
Таким образом, описан алгоритм, позволяющий строго определить расходы компонентов и противодавление в модельных условиях, которые позволяют моделировать данный натурный режим.
Решая обратную задачу, можно определить, какому натурному режиму будет соответствовать модельный режим. Это позволяет установить взаимнооднозначное соответствие между модельными и натурными режимами. Значения передаточных функций, полученных в модельных режимах, дадут возможность судить о передаточных функциях в натурных условиях в области рабочего квадрата. Моделирование при атмосферном давлении
Оно позволяет получить больше информации о процессе распыла из-за меньшей сложности и большей информативности экспериментов. Здесь нет проблем со стеклами в барокамере, на которых обычно оседают капли при большом расходе компонентов. В этом случае принимаем размеры жидкостного канала модели равными соответствующим размерам натурной форсунки, так что выполняется условие подобия — = idem .
Условия автомодельности по Reg и Re, выполняются. Однако, из-за ограничений по расходу газа сверху Vg mod Vsound, и ограничений по перепаду давления подачи жидкости на форсунку снизу АР, 0.5 атм. газовый тракт форсунки должен быть настолько широк, что о выполнении одного из критериев моделирования ТС; = — = idem не может d/ быть и речи. Более того, при истечении в атмосферу плотность р задана и не может быть изменена. Поэтому невозможно одновременное выполнение условий К = idem, ний, связанных с перепадом на форсунке по жидкости и скорости истечения газа, последний комплекс соблюсти не удается никогда. Поэтому, последний комплекс при атмосферных проливках не будем учитывать. Тогда, критериями моделирования останутся комплексы:
Так же, как и для проливок в барокамеру необходимо выбрать четкий алгоритм, с помощью которого устанавливается взаимно однозначная зависимость между натурными и модельными режимами работы форсунки.
На рис.3.16. для модельной форсунки с натурным жидкостным трактом для центрального режима рабочего квадрата (Mgnat=72 г/с, M/nat- 65 г/с) построена зависимость параметров Ф2, Ф25, Ф3 от диаметра газового канала dgmod- Из рисунка видно, что зависимость Ф3 ) не имеет явно выраженного минимума, поэтому можно взять Ф2 5 или Ф3, которые, однако, отражают общий ход зависимости.
Определение диаметра газового канала модельной форсунки, работающей при атмосферном давлении, по минимуму параметра, характеризующего отличие модельных комплексов для натурных и модельных условий.
Рассчитаем dgmod в различных точках натурного рабочего квадрата из условия Ф25=тіп. Определенный таким образом dgmod меняется от 7мм в левом нижнем углу рабочего квадрата до 9 мм в верхнем правом. Ф2 5 меняется от 10 до 40%. Считаем, что для моделирования при атмосферном давлении (при d/mod =d/nat) во всем рабочем квадрате можно взять dgmod= 8 мм.
Построим теперь график, позволяющий установить соответствие между модельными и натурными режимами (см. рис.3.17.). Этот график построен для форсунки с d„raod =8 мм при условии минимума параметра Ф25 и равенства скоростей газа в модельных и натурных условиях. В расчетной области значения параметра менялись от 30 до 50%.
Соответствие модельных расходов компонентов натурным для модельной форсунки, работающей при атмосферном давлении. Анализ результатов моделирования В модельных условиях при истечении как в среду с атмосферной плотностью, так и в барокамеру с давлением около 40 атм., практически на всех режимах выдержи РЛ2 ваются равными натурным значения относительных параметров К и 2 . Согласно расчетам, качество распыла в модельных условиях хуже, чем в натурных. Средний диаметр капель в модельных условиях, по расчетным оценкам, в 2 раза больше, чем в натурных. Значительно увеличивается в модельных условиях число Маха, но это не должно сказываться на процессах распыливания и перемешивания, так как во всех случаях режим критического истечения газа из форсунки не наступает.
В модельных условиях при использовании барокамеры практически все параметры, характеризующие работу форсунки, равны соответствующим параметрам в натурных условиях. Отличаются расчетные значения среднего размера капель. Поэтому в этом случае имеет место не полное моделирование основных процессов, но достаточно хорошо отражаются их основные черты.
При истечении газа и жидкости из модельной форсунки в среду с атмосферной плотностью отличий от натурных условий больше. Основными из них являются меньшая плотность газа и большие размеры газового канала форсунки. Поэтому в этом случае следует говорить о приближенном моделировании. Однако, и при таком моделировании удается воспроизвести основные особенности процессов распыливания жидкости и перемешивания газовой и жидкой фаз, а также выявить их изменения при переходе от режима к режиму.
