Двухконтурный аэрозольный генератор на основе камеры Шмидта

Г. И. Павлов, С. Г. Борисов, С. Ю. Гармонов ДВУХКОНТУРНЫЙ АЭРОЗОЛЬНЫЙ ГЕНЕРАТОР НА ОСНОВЕ

КАМЕРЫ ШМИДТА

Разработан и создан двухконтурный аэрозольный генератор на основе камеры пульсирующего горения. Его основные характеристики исследованы при использовании различного класса жидких аэрозолеобразующих составов.

Получение аэрозолей возможно хемоконденсационным способом и термоконденсационным способом [1,2]. Анализ известных технических решений применения хемокон-денсационных аэрозолеобразующих составов (АОС) для получения аэрозольных завес (АЗ) показывают, что неудовлетворительные характеристики хемоконденсационных составов в совокупности с несовершенством технологии получения из них аэрозоля путем механического диспергирования не позволяют рассматривать это направление исследований в качестве перспективного в данной работе [3].

Технология получения аэрозоля из АОС на основе нефтепродуктов отличается большей сложностью по сравнению с технологией механического диспергирования хемо-конденсационных составов [1,2]. Она основана на использовании энергетических установок, обеспечивающих получение горячих высокоскоростных газовых потоков. Вместе с тем, наряду с большей сложностью, технология получения термоконденсационного аэрозоля обладает и рядом несомненных преимуществ. К ним при оценке свойств и возможностей машин относятся:

- возможность получения нейтральных (нетоксичных, неагрессивных) аэрозолей;

- независимость маскирующих свойств аэрозоля от влажности воздуха;

- использование АОС с более высокими эксплуатационными характеристиками, чем у хемоконденсационных составов;

- использование в них аэрозольных составов на основе отходов переработки нефтепродуктов, что обеспечивает им широкую и относительно дешевую базу производства АОС [2].

Анализ отечественных и зарубежных разработок генераторов аэрозолей показывает, что в качестве источников горячих газов широко применяются два основных типа двигателей, которые по принципу действия делятся на поршневые двигатели внутреннего сгорания и реактивные [4-8]. Источники горячих газов на основе поршневых двигателе имеют низкий кпд газовой струи. Реактивные двигатели (РД) предназначены для получения высокоскоростных газовых потоков. По схеме устройства, по виду топлива, периодичности действия и организации рабочего процесса источники горячих газов на основе РД делятся на две основные группы: ракетные и воздушно-реактивные (ВРД). Воздушно-реактивные, в свою очередь, делятся на компрессорные и бескомпрессорные [7]. В настоящее время компрессорные двигатели используются в таких известных средствах постановки АЗ, как универсальная тепловая машина (УТМ) [6]. Во всех этих двигателях основное сжатие воздуха производится в компрессорах, приводимых в действие газовой турбиной. Работа ВРД с компрессором обеспечивает работу технических средств в наземных условиях. Однако, высокая стоимость, отсутствие массового их выпуска в промышленности, сложность их эксплуатации и необходимость подготовки высококвалифицированных специалистов не

позволяют рассматривать компрессорные ВРД в качестве основного энергоисточника для аэрозольных генераторов.

К бескомпрессорным ВРД относятся прямоточные (ПрВРД) и пульсирующие (ПуВРД) [7]. Экономичность и эффективность ПрВРД в значительной мере зависит от степени повышения давления в камере сгорания двигателя. В наземных условиях, когда сжатие воздуха за счет скоростного напора набегающего потока крайне мало, а при работе на месте - отсутствует, ПрВРД не в состоянии обеспечить необходимую мощность и скорость газовой струе. В связи с этим, их использование в аэрозольных генераторах требует введения в состав специального оборудования нагнетателей воздуха, что приводит к увеличению массово-габаритных показателей. Поэтому ПрВРД также не рассматривается как основной источник горячих газов для генератора аэрозолей.

Принцип работы ПуВРД заключается в воздействии акустического поля звуковых волн, возбуждаемых движущейся газовой средой самого устройства на зону горения топлива. В таких камерах отсутствуют подвижные элементы и по литературным данным они обладают высокой безотказностью в работе [8,9,10]. Бесклапанные резонансные камеры сгорания - это наиболее простые и легкие камеры, которые позволяют на оптимальном режиме существенно повысить давление сгорания и располагаемый теплоперепад.

Вместе с тем, аэрозольный генератор на основе камеры пульсирующего горения, по такому параметру, как непросматриваемая длина аэрозольной завесы уступает другим средствам постановки АЗ (ТДА, ТМС, УТМ, АГУ). Для увеличения данного параметра необходимо увеличить расход АОС. Однако, проведенные испытания, показали, что увеличение производительности аэрозольного генератора по АОС возможно лишь при значительном увеличении его габаритных размеров и расхода дополнительного топлива, затрачиваемого на генерацию высоконагретых пульсирующих газов. Вследствие этого, резко сокращается срок службы генератора и снижается надежность его работы. Кроме того, с увеличением производительности камеры пульсирующего горения (КПГ) появляются низкочастотные пульсации, пагубно влияющие на конструкцию агрегата в целом. Анализ литературы по пульсирующему горению свидетельствует о том, что увеличение габаритных размеров приводит к ухудшению характеристик КПГ [8,10,11].

В настоящей работе предлагается один из методов решения данной проблемы, суть которого заключается в организации испарения АОС в две ступени (рис.1).

Рис. 1 - Схема двухступенчатого испарения АОС: 1- топливо; 2 - камера пульсирующего горения; 3 - резонансная труба; 4 - аэрозолеобразующий состав; 5- парогазовая смесь; 6 — второй контур; 7 — дым

Согласно схеме, аэрозолеобразующий состав под небольшим напором подаётся непосредственно в резонансную трубу. Из резонансной трубы горячая парогазовая смесь в виде струи соосно направляется в цилиндрическую трубу, играющую роль второго акустического

контура. В последнем, под воздействием пульсирующей струи возбуждаются продольные акустические колебания. При совпадении частоты пульсаций струи с одной из гармоник цилиндрической трубы в полости трубы возникают резонансные звуковые колебания. При этом амплитуда пульсаций скорости и давления значительно возрастают, что приводит к интенсификации тепломассообмена и, следовательно, к увеличению производительности генератора.

Целью работы является разработка двухконтурного аэрозольного генератора на основе камеры пульсирующего горения, предназначенного для формирования аэрозольных завес, имеющего улучшенные характеристики.

Результаты и их обсуждение

Работа проводилась в несколько этапов. На первом этапе был разработан одноконтурный аэрозольный генератор на основе камеры Шмидта. Объектом исследований являлась камера пульсирующего горения, работающая на самовсасывании воздуха. КПГ состояла из трех основных частей: собственно камеры горения 3, аэродинамического клапана 4 и резонансной трубы 6. Камера горения 3 имела объём равный 2,2л. Длина резонансной трубы изменялась от 1,12 до 1,24 м. Отношение диаметра воздушной магистрали к максимальному диаметру камеры составляло 1:3, а отношение диаметра резонансной трубы к диаметру камеры 1:2,7. Для подачи распыляемой жидкости в резонансную трубу 6 предусматривалась насосная система подачи. В качестве топлива использовалось соляровое масло.

Эксперименты проводились на установке, схема которой показана на рис.2.

Рис. 2 - Схема экспериментальной установки: 1 - форсунка; 2 - свеча зажигания; 3 -камера горения; 4 - аэродинамический клапан; 5 - сопло пускового воздуха; 6 - резонансная труба; 7 - распылитель АОС; 8 - камера обратных токов; 9 - измеритель расхода АОС; 10 - регулятор расхода АОС; 11 - регулятор расхода топлива; 12 - измеритель расхода топлива; Б1 - бак для топлива; Б2 - бак для АОС; Н1 - насос подачи топлива; Н2 - насос подачи АОС; А1 - баллон со сжатым воздухом; РР - регулятор подачи пускового воздуха; М - манометр давления воздуха; БУ - блок управления; ЭК1 - электромагнитный клапан включения подачи топлива; ЭК2 - электромагнитный клапан включения подачи АОС

В ходе проведения экспериментов исследовались основные характеристики камеры (условия зажигания, область устойчивой работы в режиме пульсаций), влияние длины резонансной трубы и аэродинамического клапана на амплитудно-частотные характеристики камеры, на удельный расход топлива; влияние распыляемой жидкости на работоспособность камеры, определялась её производительность. Кроме того, определялись дисперсные и энергетические характеристики распылителя, профиль удельных потоков жидкости по сечению факела и габариты факела, а также исследовалось влияние массы и места ввода распыляемой жидкости в резонансную трубу, как на характеристики камеры, так и на дисперсные характеристики факела распыла.

Опыты проводились при различных расходах топлива от 8 до 24 кг/ч. В опытах сжигалось дизельное топливо. Возможность варьирования расходом топлива, геометрическими параметрами резонансной трубы и аэродинамического клапана, кроме амплитуды пульсаций давления, позволило определить пределы устойчивости пульсирующего горения, оптимальные размеры проточной части КПГ. Оптимальные размеры проточной части определялись по тяге КПГ, которая изменялась в ходе опытов в зависимости от расхода топлива при разных длинах аэродинамического клапана и резонансной трубы. Одна из таких зависимостей представлена на рис. 3. По измеренному значению тяги определялась мощность газовой струи на выходе из КПГ, являющаяся одним из значимых факторов интенсификации распыления жидкости.

—и— Ькл=165 мм —й— Т ,и\тт=5 Л 5 мм —О— 1жл —о— Ькл =185мм =225мм

л=245мм — ж— ІЖЛ =255мм

Ж—__ Ф——

""¡К

. 1

8 10 12 14 16 Мт, кг/ч 20

Рис. 3 - Дроссельная характеристика КПГ при 1_рт=1240 мм

Установлено, что изменение длины резонансной трубы не оказывает заметного влияния на величину тяги КПГ, но каждой длине резонансной трубы соответствует определенное значение длины клапана, обеспечивающее максимальное значение тяги. При этом оптимум по тяге наблюдается при определенном расходе топлива (М5 ~17-20 кг/ч).

На рис.4 приведены зависимости частот колебаний камеры пульсирующего горения, представленные в виде числа Струхаля, от длины резонансной трубы, полученные экспериментально и расчётным путём. Расчёты проводились по известной из акустики формуле [12]:

Ї , (1) 2лл/МС

М = -^2;

где М - инертность резонансной трубы; С - ёмкость камеры.

Эти параметры определяются по формулам:

пЯ V

с = -^,

Рс2

3

где р - плотность газа, кг/м ; I - длина трубы, м; Я - радиус трубы, м; V - объём камеры

3

м ; сз - скорость звука, м/с.

Рис. 4 - Зависимость числа Струхаля от длины резонансной трубы: 1 - расчетная;

2 - экспериментальная

Скорость звука рассчитывалась с учётом температуры продуктов сгорания в камере и в резонансной трубе.

Видно, что экспериментальные значения с расчётными в исследованном диапазоне длин труб удовлетворительно совпадают. На основании полученных результатов можно сделать вывод о приемлемости вышеприведённой формулы для ориентировочного расчёта частоты камеры пульсирующего горения.

Кроме этого исследовалось влияние жидкости, подаваемой в резонансную трубу на характеристики камеры пульсирующего горения. Место ввода топлива в резонансную трубу (рис. 2) соответствовало значениям координат х^ = 2; 4; 6, где х - расстояние от выхлопного среза резонаторной трубы до распылителя; d - диаметр резонаторной трубы. Расход подаваемого топлива варьировался и составлял: 60; 120 и 180 кг/ч. В ходе опытов измерялись пульсации давления и температуры газов, и при помощи газоанализатора в камере определялся состав газов. Исследования показали, что подаваемая в резонаторную трубу жидкость на устойчивость режима работы камеры практически не влияет.

На рис.5(а, б) приведены амплитудно-частотные характеристики камеры, соответствующие двум положениям устройства ввода на резонаторной трубе (х^=2 и х^=6) и расходу распыляемой жидкости, равному 120 кг/ч.

-*г-

<¡6-116-

dB-T16-

(

i Л

1' \ J К J\

f \

) 13 7 3 и а а 7 s * э и Е 1Э И 1В46 1? 41 19 34 г гг 2]

а

у

\ ,/1 ... J \

Л к. кЛ

'— 4/\j чл чА

Ü в7 190 58Í т Э63 IK 1355 I54S 1741 1331 21Z7 Z3Í

Ме«о

MOHO

Рис. 5 - Спектрограмма акустического сигнала, записанного в камере горения при 1&д1 а =120 кг/час и х/й=6 (а); х/й=2 (б), где х/й - расстояние от среза трубы до места подачи жидкости

Влияние координаты места подачи распыляемой жидкости в резонаторную трубу на частотные характеристики камеры в виде критериального числа Струхаля приведено на рис.6.

Можно заметить, что на быстроту уменьшения числа Струхаля влияет как место подачи топлива в трубу, так и её расход. Это можно объяснить значительным снижением температуры газов в резонансной трубе вследствие протекания интенсивного теплообмена между жидкой и газовой фазами.

Определение места ввода жидкости в резонаторную трубу и его влияния на параметры факела важно с практической точки зрения. В связи с этим данный вопрос исследовался наиболее детально. В ходе опытов регистрировались следующие параметры: форма факела, его дисперсные и энергетические характеристики. Кроме того, определялась прозрачность факела, по которой косвенно оценивалась интенсивность тепло- массообмена газа и жидкости в трубе. Количественным параметром прозрачности был принят коэффициент ослабления света, измеряемый путем просвечивания факела аэрозоля на выходе из резонансной трубы параллельным пучком света. Для этой цели использовался оптический

дымомер ДО-1. Результаты опытов показали, что коэффициент ослабления света зависит от места подачи аэрозолеобразующего вещества в полость резонаторной трубы и величины амплитуды колебаний давления газов. Существует оптимальное место подачи жидкости в трубу, когда суммарное влияние двух вышеуказанных факторов на распыление жидкости наиболее высоко.

Рис. 6 - Зависимость числа Струхаля ЭИ от расхода распыляемой жидкости 1&А, N

при: 1 - х^ = 2; 2 - х^ = 6, где х^ - расстояние от среза трубы до места подачи жидкости

На рис.7 (а, б) приведены характерные формы факелов распыла при разных расходах и временах пребывания жидкости в резонаторной трубе. Из рисунков видно, что факел имеет конусообразную форму. Чем меньше расход топлива и больше время пребывания жидкости в трубе, тем прозрачнее и однороднее структура факела. Форма факела при этом ближе к сферической, чем к конусной. С увеличением массового расхода распыляемой жидкости плотность факела распыла возрастает, а его форма отчетливо приобретает конусообразную форму.

Рис. 7 - Картина факелов распыла при: а) Мд, N = 90 кг/ч; б) Мд, N = 150 кг/ч

На рис.8 приведена зависимость среднего диаметра капель от времени пребывания жидкости в резонаторной трубе. Время пребывания жидкости вычислялось как отношение объема резонаторной трубы, занятой газожидкостной фазой к объемному расходу распы-

ляемой жидкости. Данная зависимость получена при постоянном расходе распыляемой жидкости, равном 90 кг/ч.

Рис. 8 - Зависимость среднего диаметра капель от времени пребывания жидкости в трубе

Можно заметить (рис. 8), что с увеличением т уменьшается значение среднего диаметра капель. Любопытно отметить, что при достижении т критического значения, уменьшение диаметра капель становится незначительным. Это можно объяснить снижением амплитуды пульсаций скорости высоконагретых газов, которое характерно для стоячих волн.

На втором этапе экспериментальных исследований на основе опытных данных, полученных ранее, была разработана и создана полномасштабная модель двухконтурного аэрозольного генератора.

При исследовании генератора ставились следующие задачи:

- определить механизм возбуждения колебаний газового потока во втором контуре генератора, представляющим собой трубу, открытую с одного конца;

- исследовать устойчивость колеблющегося газового течения в трубе, открытой с одного конца;

- определить конечные координаты движения капли во втором контуре генератора, основанного на камере пульсирующего горения;

- определить максимальную производительность аэрозольного генератора по АОС;

Модель двухконтурного генератора разрабатывалась согласно схеме (рис. 1). Генератором колебаний является камера пульсирующего горения, работающая по принципу трубы Шмидта. Модель генератора разрабатывалась при условии, что собственная частота колебаний инициирующей камеры (генератора колебаний) совпадает с одной из собственных частот колебаний трубы (второго акустического контура). Геометрические размеры цилиндрической трубы, игравшей роль второй ступени, определялись исходя из её собственных частот колебаний, при условии, что на конце трубы, сообщающемся со средой с постоянным давлением, располагается узел давления. Собственные частоты не могут быть произвольными. Допустимые её значения определяются из условия, что на длине трубы укладывается четверть длины волны, т.е.

2и1_

----= П.

V

Таким образом, собственные частоты трубы, открытой с одного конца пропорциональны натуральному ряду чисел

ПППС

ю =------^ ,

2_

где П = 1, 3, 5, ... - нечетные числа; сз - скорость звука в газовом потоке, м/с; _ - длина трубы, м.

Общий вид модели двухконтурного генератора приведён на рис. 9.

Рис. 9 - Общий вид двухконтурного аэрозольного генератора

Пульсационные процессы изучались на основе анализа газодинамических и акустических параметров. Необходимые параметры определялись экспериментально. Опыты проводились с трубами разных диаметров ^ 0,18м и 0,26 м. Для каждого диаметра длины труб были равные и соответствовали 1м и 2,5 м.

В ходе экспериментов в трубе измерялись следующие параметры:

- средняя температура газов на «холодном» и «горячем» участках трубы;

- пульсации давления в трубе.

Температура газов измерялась термоэлектрическими термометрами типа ИС 470. Показания термометра, полученные как по радиусу трубы, так и по её длине впоследствии усреднялись. Для определения пульсаций давления в трубе и в камере сгорания инициирующей камеры использовались акустические зонды. В качестве датчиков применялись конденсаторный микрофон и датчик ЛХ-610, которые монтировались в зонды через виброизолирующие элементы. Сигнал с датчиков поступал на усилитель, затем на измерительный комплекс М1С-200. Во втором контуре исследуемый сигнал записывался в нескольких точках, выбранных вдоль него. В результате обработки сигналов получены спектрограммы. По данным спектрограмм строилась эпюра пульсаций давления по длине трубы. На рис. 10 приведена одна из таких эпюр.

Проведённые опыты полностью подтвердили ранее выдвинутое предположение о вынужденном характере колебательного процесса во втором контуре камеры. Из спектрограмм сигналов, записанных одновременно в инициирующей камере и во втором контуре видно, что колебания происходят на одних и тех же частотах. Значения этих частот соответствуют собственным частотам инициирующей камеры и второго контура (цилиндрической трубы, открытой с одного конца). При длине трубы, равной 2,5 м, второй контур возбуждается на частоте второй гармоники. При длине трубы, равной 1м, второй контур возбуждается на частоте первой гармоники. Следует заметить, что количество гармоник во втором контуре может быть разным. Установлено, что их количество зависит от величины колебательной энергии, подводимой во второй контур газовой струёй. Причиной такого

характера колебаний, кроме величины подводимой энергии, является инертность колеблющегося контура. Это предположение подтвердили опыты, проведенные на трубах разного диаметра. Установлено, что количество гармоник в спектре сигнала зависит от диаметра трубы: чем больше диаметр (т.е. инертнее газовая среда), тем меньше в нём количество гармоник.

Рис. 10 - Эпюра пульсаций давления по длине трубы

Длина второго контура подбиралась так, чтобы вызвать в нём резонансные колебания. Подбор длины проводился на основе результатов расчёта собственной частоты колебаний трубы, открытой с одного конца. При этом использовалась известная из акустики формула, приведённая выше. Форма эпюры пульсаций давления (рис. 10) подтверждает приемлемость формулы (5) для расчёта собственных частот колебаний второго контура. Она соответствует эпюре стоячей волны в трубе, открытой с одного конца.

В ходе опытов ориентировочно устанавливались лишь конечные координаты капель. Под конечными координатами движения капель следует считать их значения, при которых капля «исчезает», т.е. она полностью превращается в парообразное состояние. Определение конечных положений капель в объёме камеры необходимо для выбора оптимальных ее геометрических размеров. Наличие в газообразных продуктах сгорания недо-испарившихся капель фиксировалось путём осаждения их на затвор. Наличие капель на внутренней поверхности трубы определялось аналогичным способом. На участке выхода парогазовой смеси из резонансной трубы в стенке трубы был просверлен ряд отверстий, закрытых заглушками. Во время работы камеры эти отверстия поочерёдно открывались, через которые часть продуктов сгорания совершала возвратно-поступательное движение. По результатам сканирования можно было с достаточной точностью определить оптимальный диаметр трубы, в пределах которого капли испаряются до оптимальных размеров. Так, в трубе, имеющей диаметр 0,26 м и длину 2,5 м, капли АОС при расходе не более 355 кг/ч испаряются до размеров, оптимальных для создания аэрозольной завесы. Срез резонансной трубы соответствовал координате х/д = 8. В трубе, имеющей диаметр 0,26 м и длину 1 м, капли АОС испаряются до оптимальных размеров при расходе не более 390 кг/ч. Срез резонансной трубы соответствовал координате х^=3. Результаты сканирования продуктов сго-

рания на наличие капель показали их отсутствие, как на стенках трубы, так и на ее выходном срезе. Таким образом, был определен максимальный расход АОС в двухконтурном аэрозольном генераторе. У аэрозольного генератора с более длинной трубой второго контура расход АОС меньше, чем у аэрозольного генератора с короткой трубой. Такой результат можно объяснить тем, что неиспарившиеся капли в длинной трубе оседают на ее стенках, что приводит к их коалесценции.

Таким образом, в результате проведенных экспериментов определены основные характеристики двухконтурного аэрозольного генератора: оптимальный расход топлива =18 кг/ч, максимальный расход АОС М&АОС =390 кг/ч. Удельный расход топлива

М&УД = М&АОС/M&T равен 0,046, что на 35% меньше аналогичного показателя для одноконтурного аэрозольного генератора.

Выводы

Предложена физическая модель двухконтурного аэрозольного генератора, основанного на пульсирующем движении газового потока.

Разработана и создана полномасштабная модель двухконтурного аэрозольного генератора на основе камеры пульсирующего горения. Определены его основные характеристики при распылении разного класса жидких АОС: дизельного топлива, масла и их смесей. Экспериментально доказано, что двухконтурный аэрозольный генератор по сравнению с одноконтурным генератором имеет улучшенные характеристики.

Литература

1. Фукс Н.А. Механика аэрозолей. М.: АН СССР, 1955. 352с.

2. Райст П. Аэрозоли. Введение в теорию /Под ред. Б.Ф. Садовского. М.: Мир, 1987. 278с.

3. Баринов А. В., Тугушов К.В. Защита объектов экономики в военное время на основе маскировки с использованием аэрозолей // Безопасность жизнедеятельности. 2002. №10. С. 34-36.

4. Romie F.E. Heat transfer to fluids flowing with velocity pulsations in a pipe// Thesis, University of California, June 1956.

5. Smoke Screen Projectile //Army Times, 1981. № 47. Р. 29.

6. Универсальная тепловая машина (УТМ), ТО и ИЭ ЛО.1.16.00.ТО Минск: завод «Ударник», 1989. 288с.

7. Кондратьев Е.Г., Саломыков А.И. Теория ракетных двигателей. М.: Министерство обороны, 1972. 480с.

8. Северянин В.С. Установки пульсирующего горения // Вестник МГТУ. Сер. «Машиностроение». 1995. №1. С.32-40.

9. Марголин А.Д. Вибрационное горение в некоторых модельных устройствах. Казань: КГУ, 1970. 142 с.

10. Бабкин Ю.Л. Камеры пульсирующего горения как топочные устройства паровых котлов // Теплоэнергетика. 1965. № 9.

11. Гретуш П.И. Воздействие звука на процессы горения // Акустический журнал. 1962. Т.8, № 4. С. 420-424.

12. РаушенбахБ.В. Вибрационное горение. М.: Госуд. изд-во физ.-мат. лит-ры, 1961. 498с.

© Г. И. Павлов - д-р тех. наук, проф. каф. №4 КВАКУ; С. Г. Борисов - канд. тех. наук, ст. пре-под. военной кафедры КГТУ им. А.Н. Туполева; С. Ю. Гармонов - д-р хим. наук, проф. каф. инженерной экологии КГТУ.