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.
