Одинаковый механизм процессов переноса в струях в факелах, связанный с передачей импульса окружающей среде п с вовлечением ее в движение, позволяет использовать при оценке основных аэроди­намических характеристик факела закономерности развития турбулент­ных струй.

Прямоточные горелки. Затухание скорости по оси основного участ­ка изотермической затопленной струи может быть выражено следую­щими формулами:

Для круглой струи

( ц> ______ 0,96 /о сч

I®- Л. акс_ «*/Ло + 0,29 ’ ^

Для плоской струи

(3*6)

Где х — расстояние от среза сопла до рассматриваемого сечения; /?0, Ь0 — соответственно радиус и полуширина щели, из которой вытекает струя; а — экспериментальный коэффициент структуры струп, учитыва­ющий ее начальную турбулентность и степень неравномерности поля скоростей на выходе из сопла. При Не>2-104 коэффициент а при рав­номерном поле пе зависит от критерия Рейнольдса. Для равномерного профиля в устье коэффициент структуры для круглой струп а=0,07-^ 0,08; для плоской а = 0,1ч-0,12. С увеличением неравномерности на­чального профиля скоростей коэффициент а растет.

Изменение скорости вдоль оси плоской струи зависит от формы сопла, из которого она вытекает. Чем меньше отношение ширины струи к ее толщине (высоте) (6/Л), тем дальнобойнее струя.

Дальнобойность струи определяется величиной энергии на выходе из сопла £= —°0^ 0 ■ Чем больше энергия, тем дальнобойнее струя. Умень­шение энергии в струе может быть выражено следующей эксперимен­тальной зависимостью:

Для круглой струи

Для плоской струи

(3-Є)

За счет обмена струи с окружающей средой увеличивается е? масса.

По данным Рику и Сполдинга увеличение массы струи на основ­ном ее участке при Йе>2,5*104 выражается следующим образом: для круглой струи

(3-9)

Для плоской струи

Мх - Мо | М0

(3-10)

Интенсивность смешения спутных струй зависит от количества дви­жения в струях и от соотношения скоростей основной струи (вторично­го воздуха) и спутной (пылевоздушной смеси). Чем больше это отно­шение и соответственно рг/^о/р!/7!^2!, тем короче путь смешения, но при этом менее дальнобойным становится факел.

Исследования показали, что струя воздуха должна обладать в 2—

3 раза большим запасом энергии, чем струя пылевоздушной смеси. Для рационального проектирования прямоточных горелок необходимо найти гакое соотношение между скоростью струй и сечением сопла, которое обеспечило бы достаточную дальнобойность и перемешивание пылевоздушных струй при наименьшей затрате энергии. Оптимальны­ми могут оказаться конструкции с большим поперечным сечением струи большими относительными скоростями между струями.

Расстояние между соплами, а также наклон воздушных и пылевых сопел по отношению друг к другу определяется сортом топлива. Для низкореакционпых топлив (АШ, тощие угли) следует предусматривать некоторый путь смешения пылевых и воздушных струй Е топке, для высокореакционных топлив (каменные и бурые угли) перемешивание пыли и воздуха должно быть осуществлено внутри горелки или в не­посредственной близости от устья.

Следует подчеркнуть, что отличие от топок с вихревыми горелка­ми, которые могут работать индивидуально, в топках с прямоточпымн горелками устойчивость воспламенения обусловливается взаимодейст­вием системы струй, вытекающих из каналов горелок, в объеме.

Наиболее широкое распространение получила установка прямо­точных горелок по углам топки по тангенциальной схеме. В этом слу­чае величина! г!Ь может меняться в широких пределах, но не должна превышать приблизительно 10. Как уже отмечалось выше, с точки зре­ния аэродинамики и равномерности распределения тепловых потоков по экранам наиболее рациональной является квадратная форма топки. Допускается отклонение от квадратной формы до соотношения ат/&т^

Вихревые горелки. Вихревые горелкн представляют собой систему двух и более изолированных завихрителей. Закручивающими элемен­тами в большинстве конструкций являются улиточные аппараты или лопаточные (тангенциальный или осевой). Закрученные ими потоки топливно-воздушной смеси и горячего воздуха вытекают в топочное пространство по соосным цилиндрическим каналам, где, взаимодейст­вуя, образуют сложную струю, от структуры которой зависит устой­чивость воспламенения пылевоздушиой смеси, экономичность сжигания и надежность работы горелок и топки. Поэтому для построения мето­дики расчета горелок необходимо решить задачу о расчете профиля скоростей на начальном участке сильно закрученных струй. Построение

Аналитического расчета не представляется возможны:* поэтому при определении аэродинамических характеристик вблизи амбразуры основная роль принадлежит эксперименту.

В результате экспериментальных исследований установлено, что простые и сложные закрученные струи, вытекающие из кольцевого канала, на начальном участке имеют одинаковую конфигурацию со смещенными относительно оси максимумами осевых составляющих скорости и с приосевой зоной обратных токов. При этом оказалось, что для сильнозакрученных струй, которые применяются при сжигании пылевидного топлива, формирование профиля скоростей определяется в основном интенсивностью крутки. С увеличением параметра крутки возрастает количество газов, рециркулирующих к устью факела, умень­шается его дальнобойность, расширяются граннцы струп.

Параметр крутки определяется по полям скоростей и давлений, замеренным в струях, развивающихся в топочном пространстве, по формуле

4 4 /гу 1 1

(3-п>

Ггр

Где М = 2% Г рхюх®гг2(1г — величина главного вектора момента количе - о

Ггр

Ства движения; К = 2%^ (АрСт •-}- рм2х) гс1г — величина проекции главного

О __

Вектора количества движения на ось струи; £>рв = У с1г — £>20 — диаметр

Круга, равновеликого выходному сечению кольцевого капала, м; <1 — наружный диаметр кольцевого канала, м; £>0 — внутренний диаметр кольцевого канала, м; — осевая п тангенциальная составляющие

Скорости потока, м/с; р — плотность среды, кг/м3; Др от — разность ста­тических давлений в струе и в окружающей среде, Н/м2; ггр — радиус границы струи, м, определяемый условно значением —

Средняя эквивалентная по количеству движения скорость потока на выходе из горелки, м/с.

Для соосных струй &'о определяется по формуле (3-1).

С другой стороны, величины М, К и соответственно параметр крут­ки могут быть найдены по конструктивным размерам конкретного за- кручивателя. Для создания закрученных струй в пылеугольных горел­ках большое распространение получили улиточный аппарат п лопа­точные завихрители: тангенциальный и аксиальный. Параметр крутки в одиночных кольцевых струях, закрученных любым из указанных за - вихрителей, может быть определен по формулам:

Для улиточных эавихрителей при 0,25<^-<0,5 (рис. 3.11,а)

22., (3-12)

Где I — длина подводящего патрубка; Ь — ширина подводящего патруб­ка; А — кратчайшее расстояние от продольной оси горелки до оси па­трубка;

180 2л

Л

Рл-

_ пОрв Г Я~2/л2л. 180 / [5Ш^7 С08

(3-13)

Где 1Л — количество лопаток и их длина; рл — острый угол, образо­ванный плоскостью лопатки с радиусом, проходящим через выходную кромку лопатки (угол наклона лопатки);

Па.

Ьг

Т

|гО

! I

А | ;| Й

°)

Т ^1- 1

Рис. 3-11 К определению парамет­ра крутки завихрителей: а —ули­точного; б — тангенциального ло­паточного; в — аксиального лопа­точного

V О* о + Й2

(3-14)

Где

Я (Яо “Ь гі) ^

* Є

Б — толщина лопатки; — расстояние от оси вращения потока до век­тора тангенциальной скорости; е — расстояние между серединами лопа­ток во входном сечении регистра.

Формулы 3-12, 3-13 и 3-14 дают удовлетворительное совпадение с фактической интегральной круткой в струе во всем диапазоне изме­нения п от 1,0 до 5,0, представляющем практический интерес при кон­струировании горелочных устройств.

Для многокомпонентных соосных струй, выходящих из каналов горелочных устройств, расчетный параметр крутки соответствует инте­гральному, если рассчитывать параметр крутки сложной струи по формуле

І = 1

(3-15)

Где £)рВ — диаметр круга, равновеликого по площади сечения амбра­зуры на выходе из горелки; У7* — площадь '/-го канала; £>1Шг — диаметр круга, равновеликого по площади сечению /-го кольцевого канала; р*, Юг — плотность и скорость соосных струй; «г - — параметр крутки со­ставляющих кольцевых струй, определяемый по формулам 3-12, 3-13

И 3-14.

Опытами [45] установлено, что при одинаковых значениях пара­метров крутки аэродинамические характеристики кольцезых струй, за­крученных различными завихрителями, идентичны.

Из формулы (3-15) следует, что в многокомпонентных соосных струях (факелах) параметр крутки меньше, чем в струях, их образую­щих. При этом основное влияние на интенсивность крутки сложной струи оказывает струя с преобладающим количеством движения. В пылеугольных горелках это струя вторичного воздуха.

С увеличением крутки увеличивается угол раскрытия струи и рас­ширяются ее границы, увеличиваются размеры зоны рециркуляции и большее количество газов рециркулирует к устью факела, уменьшается его дальнобойность. При одинаковом значении параметров крутки аэродинамические характеристики соосных кольцевых изотермических струй и одиночной струи одинаковы.

Изменение режимных условий истечения оказывает также некото­рое влияние на структуру полей скоростей в закрученных изотермиче­ских струях, но основным определяющим параметром остается вели­чина пт.

В первом приближении ДЛЯ струй, у которых р2^22^72/(рі^2і/7і) >3 (что характерно для натурных пылеугольных горелок), основные аэро­
динамические характеристики могут быть выражены следующими эмпирическими формулами.

Падение максимальных значений скорости по длине струи

(3-16)

(Формула справедлива для 1,5<лг<5.)

Дальнобойность факела (определенная как расстояние от устья до сечения, В котором (Ы)х/х&)о) макс =0,3)

(3-17)

1,2 — 0,2/г 3/2

0,3 ]

Длина прпосевой зоны обратных токов

(3-18)

^-=0,7я2'3 +0,8.

Ь'а

(3-19)

Максимальный диаметр зоны рециркуляции

= 0,1 Л+ 0,26.

'-'а

Расход обратного тока в прпосевой зоне достигает максимальных значений на расстоянии х/Ол = 0,5-ИД В области значении представляющих практический интерес для котельно-топочной техни­ки, количество рециркуляционных газов

М

Приос

)

(3-20)

Наружная граница закрученных струй близка к прямолинейной. Для значений (шЛ./1С’0) макс --0,1 она может быть определена по экспе­риментальной формуле

(3-21)

(0,26 + 0,07л) ^+0,5.

(Формула справедлива для 0,2<х/Да<3.)

Приведенные расчетные формулы для определения параметра крут­ки и установленные экспериментальные зависимости между пг и аэро­динамическими характеристиками закрученных струй позволяют при конструировании горелочных устройств выбирать наиболее целесооб­разную конструкцию, а также прогнозировать конфигурацию изотер­мического факела.

При более стесненной компоновке горелок с топкой вследствие вза­имодействия соседних горелок массообмен интенсифицируется и ско­рость в факеле затухает быстрее.

Рекомендации по компоновке вихревых горелок с топочной каме­рой и режимами их работы даны в ОСТ 24.030.26—72.

При выборе оптимальной конструкции завихрителя следует учи­тывать затраты на дутье. Экономичность закручивающего устройства
по затратам на дутье принято оценивать при помощи коэффициента гидравлического сопротивления, который рассчитывается по формуле

Где Арст — перепад статического давления между входным патрубком и сечением на выходе из канала за завихрителем, Н/м2; т — скорость на выходе из канала, м/с; Р — сечение подводящего патрубка и вы­ходное сечение канала за завихрителем, м2.

Рис. 3-12. Коэффициент гидравлического сопротивления (а) и поправка

На неавтомодельность (б) при различных типах завихрителей

/ — тангенциальный с прямыми лопатками; 2 — улиточный; 3 — аксиальный с про­филированными лопатками

На рис. 3-12,а дана зависимость £ = /(я) в автомодельной области для различных завихрителей. Для большинства конструкций указанных завихрителей автомодельность наступает при Нс = а^П1ДрЛ^2* 105, где ^гндр = 4/7и — гидравлический диаметр (и — длина окружности па вы­ходе из канала) [45, 46].

Если завихрители работают в неавтомодельной области, то коэф­фициент сопротивления растет. Отношение фактического коэффициен­та сопротивления к значению коэффициента сопротивления в автомо­дельной области показано на рис. 3-12,6.

Из рассмотренных конструкций завихрителей меньшее сопротив­ление при той же крутке имеет аксиальный лопаточный аппарат с про­филированными лопатками.