Стартовая >> Архив >> Генерация >> Закрученные потоки

Моделирование потоков в вихревых горелках - Закрученные потоки

Оглавление
Закрученные потоки
Предисловие
Список обозначений
Характеристики закрученных потоков
Формирование закрученных течений
Основные эффекты закрутки
Теоретические методы
Проблемы моделирования поля течения
Осесимметричные закрученные течения
Неосесимметричные закрученные течения
Экспериментальные методы
Измерение температуры
Лазерный спекл-метод
Закрученные течения в технике
Поршневые двигатели
Газотурбинные двигатели
Топки, горелки, циклоны
Стабилизация пламени
Стабилизация пламени в однородной смеси
Спектр энергии турбулентных пульсаций
Влияние турбулентности на горение и скорость распространения пламени
Стабилизация пламени плохообтекаемым телом
Стабилизация пламени закруткой
Стабилизация пламени в камерах сгорания газотурбинных двигателей
Закрученные струи
Пламена в закрученных потоках
Вихревые явления и огневые смерчи
Характеристики турбулентности в закрученных течениях
Расчет слабозакрученных течений
Характерные особенности закрученных потоков
Рециркуляционные зоны
Размер и форма рециркуляционной зоны
Потеря устойчивости, распад вихри и прецессирующее вихревое ядро
Горение в закрученном потоке
Моделирование потоков в вихревых горелках
Пределы срыва и устойчивость пламени
Математическое моделирование потоков в вихревых горелках
Выбросы загрязняющих веществ
Промышленные топки и камеры сгорания с вихревыми горелками
Расчет сильнозакрученных струй
Расчет сильнозакрученных факелов
Проектирование вихревых горелок
Общие представления о циклонных сепараторах и камерах сгорания
Циклонные сепараторы
Циклонные камеры сгорания
Структура пламени в циклонной камере сгорания
Циклоны, циклонные камеры сгорания, образование рециркуляционного вихря
Расчет течения в циклонной камере
Труба Ранка-Хилша
Вихревые топки
Камеры сгорания газотурбинных двигателей
Шум, вызываемый неустойчивостью горения
Литература

Изотермическое моделирование течения в вихревой горелке применяется весьма широко [2, 16, 29, 74—80], особенно для устройств, работающих на жидких и твердых топливах, поскольку здесь особенно трудно проводить измерения большинства параметров вблизи фронта пламени [2]. Несмотря на то что горение ослабляет интенсивность прецессии вихревого ядра и тем самым изменяет характер процесса перемешивания, очевидно, что моделирование течения в вихревой горелке изотермическим закрученным потоком в значительной мере способствует пониманию структуры этого течения. В частности, в работах советских авторов [30, 31, 74—81] изучался ряд высокоэффективных вихревых горелок для сжигания распыленного низкокалорийного угля; при этом поле течения, профили скорости и структура рециркуляционной зоны хорошо моделировались изотермическим потоком. Существует, по-видимому, несколько причин, по которым экстраполяция данных холодных продувок на случай с горением приводит к успешным результатам. Для того чтобы минимизировать гидравлические потери в воздушном тракте горелки, параметр закрутки стремятся сделать минимально возможным, но таким, чтобы рециркуляционная зона, оставаясь достаточно большой (М≈ 5 ... 10 % [75]), позволяла стабилизировать пламя. За счет рассмотренного обстоятельства минимизируется влияние ПВЯ на изотермический поток. Часто подачу воздуха осуществляют через два или три контура с различной степенью закрутки потока в каждом из них. Несомненно, что различие в скоростях воздушных потоков способствует ослаблению прецессии вихревого ядра. Воздействие ПВЯ на изотермический поток сводится таким образом к минимуму, и факторами, определяющими смешение, являются различие скоростей в отдельных слоях и наличие диффузора на выходе из горелки. В работах [2, 10, 12, 27] показано, что для моделирования формы и размеров зоны обратных токов за вихревой горелкой целесообразно использовать изотермический воздушный или водяной потоки. Форма и размеры зоны обратных токов в течении со стехиометрическим соотношением топливо/воздух моделируются таким способом вполне удовлетворительно.
Оценка потерь полного давления в вихревой горелке является важным элементом процесса проектирования. Коэффициент гидравлического сопротивления устройства, в котором происходит горение, часто выражают через соответствующий коэффициент для изотермического состоянии потока. В работе [82] показано, что аэродинамическое сопротивление адмиралтейской вихревой горелки возрастает при горении приблизительно на 25 %. В работе [27] показано, что увеличение потерь полного давления при горении зависит от способа подачи топлива и в случае подачи предварительно перемешанных компонент может достигать 500%. В работах советских авторов (74—81) показано, что сопротивление вихревой горелки можно представить в виде суммы двух составляющих: сопротивления подводящей части, т. е. энергии, необходимой для раскрутки потока, и сопротивления выходной части горелки [30, 74, 77— 79]. К сожалению, использованную в этих работах характеристику интенсивности закрутки трудно пересчитать на параметр закрутки S; тем не менее можно сделать вывод, что для больших значений параметра закрутки коэффициент потерь полного давления может быть достаточно мал (ζ ≈ 2 . . . 5 [79]). По коэффициенту потерь полного давления при изотермическом состоянии потока можно, учитывая уменьшение плотности и увеличение скорости газа в нагретом потоке, рассчитать потери полного давления при горении распыленных топлив. Методику расчета [81], несмотря на то что первоначально она предназначалась для циклонов, целесообразно использовать также для определения гидравлического сопротивления закручивающих устройств типа изображенного на рис. 4.3 в условиях с горением и без горения в потоке.
Для моделирования характеристик и определения эффективности вихревых горелок очень полезными оказались представления о реакторе с интенсивным смешением и проточном реакторе. В работах [83, 84] было показано, что характеристики вихревой горелки с большим расходом топлива можно оптимизировать путем соответствующего изменения времен пребывания частиц в реакторе интенсивного смешения и в проточном реакторе.


На рис. 4.52 приведены экспериментальные данные о распределении концентрации гелиевой примеси в пламени вихревой горелки для сжигания распыленного угля и соответствующие данные, полученные на воде в модели горелки в 1/10 натурной величины. На графике показано изменение концентрации
в выходном сечении после отключения подачи примеси. Данные, полученные в холодном потоке и в потоке с горение: приводятся в хорошее соответствие, если параметр закрутки потоке с горением скорректировать согласно рекомендации работы [83|:
где Rc — эквивалентный радиус сопла), равный

На отношение времени пребывания частиц в реакторе h суммарному времени пребывания в потоке t можно эффективно воздействовать с помощью закрутки (рис 4.53).
1) Аналогичную корректировку параметра подобия можно использовать для учета эффектов увеличения сечения при выходе потока из горелки в топливо [54, 65, 66, 85].


Рис. 4.53. Зависимость доли времени пребывания частиц в реакторах от параметра закрутки.

При возрастании параметра закрутки отношение ts/t проходит минимум. В работе [8] показано, что в камерах сгорания для сжигания нефтепродуктов при закрутке, обеспечивающей минимум ts/t, достигаются наилучшие характеристики и минимальные дымовые выбросы. По-видимому, хорошее соответствие результатов экспериментов на воде и в пламени |83| объясняется чрезвычайно быстрым вырождением ПВЯ в водяном потоке, вытекающем из модели в ограниченное трубой пространство.
Факел, получающийся при горении предварительно перемешанных компонент за лопаточным завихрителем в топке со степенью расширения D/d = 2,5 и 5, исследован в работах [54, 66] с целью определения как структуры потока, так и параметров подобия. Обнаружено, что распределение скорости за одной и той же горелкой изменяется при варьировании относительного диаметра топки D и что размеры и форма рециркуляционной зоны зависят главным образом от D, а не от d. В работах [54, 66] было показано, что если определить параметр закрутки с помощью соотношения

где С0 — поток момента количества движения, G0 — поток количества движения, Df — диаметр топки, то можно добиться хорошей корреляции результатов экспериментов в определен- I ом диапазоне изменения отношения площади сечения топки к площади выходного сечения горелки как для потоков с горением, так и без него, истекающих из кольцевых лопаточных


Рис. 4.54. Зависимость максимальной величины потока массы, вовлеченной в рециркуляционное движение в приосевой зоне, от модифицированного параметра закрутки S*:


Рис. 4.55. Зависимость максимальной величины потока массы, вовлеченной в рециркуляционное движение в приосевой зоне, от угла установки лопаток завихрители φ.
Параметр закрутки можно рассчитать по данным работы [10]. Обозначения те же. что и на рис. 4.54; кроме того, добавлены данные работы [3]:
1 — холодный поток, лопаточный завихрители без втулки (SW1). D/d — 2,5; 2 — холодный поток, кольцевой лопаточный завихритель (SW2), D/d — 2,5; 3 — факел, SWl, D/d= 2,5; 4 — факел. SW2, D/d =2,5; 5 —холодный поток, SWl; D/d =5; 6 — факел, SWl; D/d — 5; 7 — факел,
SW2, D d - 5; 8— холодный поток, SW2. D/d = 2,5.
завихрителей и завихрителей без втулки. Параметр S*, рассчитанный по диаметру топки, а не по радиусу сопла лучше характеризует истекающий поток; следовательно, параметры потока в устройствах с различным отношением D/d в большей мере зависят от диаметра камеры D, чем от диаметра сопла d. На рис. 4.54 показано, как коррелируют некоторые данные по потоку массы, вовлеченной в рециркуляционное движение, обобщенные с помощью введенного параметра S*. Те же данные в зависимости от угла установки лопаток завихрители представлены на рис. 4.55. В работах [54. 65, 66] рекомендуется также при моделировании потока с горением изотермическим потоком использовать критерий Тринга — Ньюби, с тем чтобы учесть изменение отношения площадей в модели и в натурной установке.



 
« Дискуссия по поводу взрывобезопасности систем пылеприготовления   Защита генераторных цепей мощных энергоблоков от перенапряжений »
электрические сети