Экспериментальное исследование водовоздушного эжектора со свободно вращающимся трехщелевым соплом для подачи эжектирующей воды Текст научной статьи по специальности «Физика»

Том XVI

УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ Ц А Г И

19 8 5

№ 3

УДК 533.697.5 : 532.529

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВОДОВОЗДУШНОГО ЭЖЕКТОРА СО СВОБОДНО ВРАЩАЮЩИМСЯ ТРЕХЩЕЛЕВЫМ СОПЛОМ ДЛЯ ПОДАЧИ ЭЖЕКТИРУЮЩЕЙ ВОДЫ

Ю. Н. Васильев, Е. П. Гладков, Г. А. Горшкова

Приведены результаты экспериментального исследования вакуумного водовоздушного эжектора с цилиндрической камерой смешения и вращающимся соплом для подачи воды, выполненным в виде установленного свободного в подшипниках диска, в котором прорезаны наклонно к его плоскости три радиальные щели. Сравнением полученных результатов с результатами испытаний эжектора, собранного с неподвижным соплом, показано, что вращение сопла, способствующее более равномерному распределению эжектирующей жидкости по поперечному сечению камеры смешения, приводит к существенному увеличению эффективности эжектора в области повышенных давлений отсасываемого газа.

В соответствии с разработанной в работе [1] теорией вакуумного жидкостно-газового эжектора условием реализации наивыгоднейшего (предельного критического) режима его работы, характеризующегося образованием сверхзвукового потока жидкостно-газовой смеси в выходном участке цилиндрической камеры смешения при дозвуковых скоростях струй жидкости и газа на ее входе, является достижение коэффициентом скольжения фаз — в некотором сечении запирания камеры 1 (сг2 и ст2[—соответственно скорости газа и жидкости в этом сечении). При этом предельно достижимом значении о|>2 объемный коэффициент эжекции

сг 1 /г 1 сг 2 Г — /ж 1

ч = ~с--7 ~ ~с--7-= «

СЖ 1 У Ж 1 СЖ 2 У Ж 1

оказывается максимальным и равным геометрическому параметру эжектора а, что соответствует максимально возможному КПД эжектора. Здесь Ср1 и сЖ1 — соответственно скорости газа и жидкости во входном сечении камеры смешения, ¡г1 и /ж 1 — площади, занимаемые газовой и жидкостной струей во входном сечении камеры смешения, Г — площадь поперечного сечения камеры смешения, а — геометрический параметр эжектора. Однако результаты испытаний вакуумных во-довоздушных эжекторов с многоствольными соплами [2] показали, что значения -фг^51 могут быть получены лишь в эжекторах с а<3,5. При

более высоких значениях параметра а, когда доля поперечного сечения камеры смешения, занятая газовой фазой, на порядок превышает долю сечения, занятую жидкостью, достижение экспериментальных значений 1|32, близких к 1, в эжекторах с соплами обычной конфигурации оказывается затруднительным. Можно предположить, что это объясняется недостаточной степенью дробления струй жидкости и неравномерным распределением капель по поперечному сечению камеры смешения.

Как показано в работе [3], существенное повышение эффективности водовоздушного эжектора с а=10 может быть достигнуто при использовании многоствольного сопла для подачи воды, оси соседних стволов которого наклонены друг к другу. Это обеспечивает попарное соударение струй эжектирующей жидкости на некотором расстоянии от среза сопла, что интенсифицирует процесс их дробления.

В настоящей работе исследована еще одна возможность улучшения характеристик эжектора с высоким геометрическим параметром а, связанная с применением вращающегося сопла для подачи жидкости. Для оценки эффективности работы такого сопла проведены испытания вакуумного водовоздушного эжектора с геометрическим параметром а = 8,8 при горизонтальном расположении и нормальных температурах воды и воздуха (описание стенда см. [2]).

Исследованы два варианта эжектора: «а» — с дозвуковым (расширяющимся) и «б» — со сверхзвуковым (имеющим горловину) диффузорами. Каждый из этих вариантов эжектора мог быть собран с двумя вариантами сопла для подачи эжектирующей жидкости: 1 — неподвижным и 2 — вращающимся. Схемы и основные размеры исследованных вариантов эжектора и его элементов приведены на рис. 1.

Вариант «а» эжектора (см. рис. 1, а) выполнен с цилиндрической камерой смешения длиной 1295 мм (/к. с!Д4. с= 17,3) и с расширяющимся коническим диффузором. В варианте «б» эжектора (рис. 1,6) уменьшена длина камеры смешения до 495 мм (/к. сД?к. с = 6,6) и применен сверхзвуковой диффузор, собранный из начального суживающе-

гося конического участка, цилиндрической горловины (/горл = /горл/^ = = 0,6) и выходного расширяющегося конического участка.

Вращающийся вариант 2 сопла (рис. 1, в) представляет собой установленный свободно в подшипниках плоский диск диаметром 72 мм с выполненными в нем тремя конфузорными щелевыми каналами, прорезанными в радиальном направлении на глубину 23,5 мм и распределенными равномерно в окружном направлении. Выходной участок щелей наклонен к плоскости диска на угол р, который изменяется вдоль радиуса диска г от 60° на периферии до 78°40' у втулки по закону

где сЖ1 — скорость истечения жидкости из сопла, со — угловая скорость вращения диска.

Ширина выходного сечения щелей в окружном направлении уменьшается от 8,4 мм на периферии до 4,4 мм у втулки диска. При этих размерах выходного сечения щелей и выбранном диаметре камеры смешения геометрический параметр эжектора а составляет 8,8. Развертка цилиндрического сечения для наружного диаметра вращающегося варианта сопла показана на рис. \,г.

Выполненный для сравнения неподвижный вариант 1 сопла также имеет форму плоского диска с тремя прорезанными на глубину 23,5 мм конфузорными щелевыми каналами, выходные участки которых перпендикулярны плоскости диска (р = 90°, см. развертку цилиндрического сечения для наружного диаметра этого варианта на рис. 1, д). Неподвижный вариант сопла мог устанавливаться вместо вращающегося на валу, который закреплялся для предотвращения прокручивания. Выходные размеры щелей неподвижного варианта спроектированы равными выходным размерам щелей в окружном направлении вращающегося варианта.

При течении жидкости через вариант 2 сопла он вследствие наклона выходных участков щелей вращается с угловой скоростью со, зависящей от перепада давлений на сопле. При этом жидкостью совершается незначительная работа, равная работе сил трения в подшипниках и жидкости о диск, которой можно пренебречь при расчете эжектора. Однако в случае произвольного закона изменения угла наклона Р по радиусу при практически нулевой суммарной работе жидкости на некоторых радиусах поток жидкости может производить работу, в то время как на других такая же работа может подводиться к жидкости. Поток жидкости за соплом в этом случае может приобретать закрутку, наличие которой нежелательно, так как приводит к отбрасыванию жидкости на стенку камеры смешения.

Идея применения вращающегося сопла в жидкостно-газовом эжекторе и различные конструкции вращающихся сопел для эжектора предложены в описаниях к патентам [4—7]. В отличие от этих конструкций показанное на рис. \,в, г сопло проектировалось таким образом, чтобы свести к минимуму закрутку потока жидкости за ним, т. е. обеспечить движение каждой отдельной частицы жидкости за соплом практически параллельно оси камеры смешения. Это достигалось принятием для угла р закона (1). При таком профилировании вращающегося сопла [8]. вытекающие из него струи жидкости в фиксированный момент времени представляют собой систему лент, закрученных по винтовой поверхности постоянного шага

неизменного вдоль радиуса диска. Во времени эти ленты, подобно многозаходному шнеку, перемещаются вдоль камеры смешения одна за другой на расстоянии, равном для трехщелевого сопла 1/3 этого шага. На рис. 1,г,д показаны картины течения жидкости за вращающимся и неподвижным вариантами сопла. Для обоих вариантов частицы жидкости в струе до и после ее распада движутся в осевом направлении. Однако если в случае неподвижного сопла частицы жидкости до распада струи перемещаются вдоль вектора абсолютной скорости одна за другой, то в случае вращающегося сопла они смещены друг относительно друга в окружном направлении, что существенно изменяет картину взаимодействия струй жидкости с эжектируемым газом. Действительно, в случае неподвижного сопла газ оказывает слабое сопротивление движению струй жидкости до их распада на капли и соответственно слабо вовлекается в камеру смешния, так как единственным механизмом его взаимодействия с жидкостью является трение на границе струй. В случае же вращающегося сопла к силам трения добавляются существенно большие силы сопротивления, вызванные наличием нормальной к боковым поверхностям струи составляющей скорости, приводящей к созданию разности статических давлений на ее боковых поверхностях. Можно было ожидать, что это обстоятельство, дополняющееся тем, что наличие этой разности давлений усиливает процесс дробления струй, должно привести к увеличению коэффициента г|э2 и коэффициента эжекции. Добавочного выигрыша можно было ожидать также в результате того, что применение вращающегося сопла обеспечивает более равномерное распределение частиц жидкости по поперечному сечению камеры смешения в окружном направлении, вследствие чего создаются условия для более эффективной работы дифузора.

Результаты испытаний эжектора приведены в виде дроссельных характеристик, представляющих собой зависимости полного давления воздуха на входе в эжектор рГ0Н и изотермического КПД эжектора 1] от полного давления водовоздушной смеси на выходе из эжектора рсоч при неизменных значениях массового коэффициента эжекции /С=СГ/(7Ж, полного давления ржон и температуры Тжон воды и воздуха Тгон. Указанные величины ргоа и у приведены к условию ГЖ0Н = 288 К. Приведение этих величин, выполненное по измеренным значениям ргон. э и Тжои,э с целью исключения влияния на экспериментальные характеристики изменения температуры воды в пределах 284—293 К, проведено по формулам

288

Рюп ~ (/*ГОН. Э Р$ э ) + 1704,

1 жон. э

Ко ж /?г-288 1п (рсоч э/Ргон)

-П= -—-:-

Ржон. э Рсоч. э

(1704 Па — давление насыщенных паров воды при температуре 7,Ж0Н = 288 К, р5 э — давление насыщенных паров воды при измеренной температуре ГЖоН. э, рж — плотность жидкости, ^. — газовая постоянная).

Следует указать, что в испытаниях при одинаковом давлении воды Ржон, равном 103 кПа, и одинаковых проектных площадях выходных сечений щелей расход воды через неподвижное сопло из-за неточностей изготовления оказался ниже на 4% расхода через вращающееся. С целью увеличения расхода неподвижное сопло было доработано. При этом расход воды через него стал превосходить расход

через вращающееся сопло на 2%. В связи с этим на нижеприведенных рисунках для неподвижного сопла даны характеристики, интерполированные по результатам испытаний этих вариантов на расход, равный расходу через вращающееся сопло.

Испытания были начаты визуальными наблюдениями при стробоскопическом освещении начального участка струи воды, истекающей из вращающегося сопла. Наблюдения подтвердили ожидаемую форму струи в виде трехзаходной винтовой поверхности. Они позволили также заключить, что у струи нет заметной радиальной составляющей скорости, т. е. что в струе практически отсутствует остаточная закрутка.

На рис. 2 сплошными линиями показаны полученные при давлении воды /?шон = 980 кПа экспериментальные зависимости величин Ргон и т) от рсоч для варианта 2а эжектора (с вращающимся соплом и расширяющимся диффузором). Для сравнения на этом рисунке штриховыми линиями нанесены также характеристики для варианта 1а эжектора (с неподвижным соплом и расширяющимся диффузором).

При малых значениях коэффициента эжекции К экспериментальные зависимости рГон)(Рсоч) для эжектора с расширяющимся диффузором, как и предсказываемые теорией [1], состоят из практически горизонтального участка критических режимов и наклонного участка допредельных режимов, причем на предельном критическом режиме, расположенном на стыке этих участков, достигается максимум КПД. При более высоких значениях коэффициента эжекции (/С>0,8- 1СН) экспериментальные характеристики искажаются по сравнению с теоретическими, что является, по-видимому, следствием недостаточно полного перемешивания жидкости и газа в выходном участке камеры смешения и связанного с этим появления непрерывных зон дозвукового течения, через которые возмущения проникают из диффузора в фор-камеру. Эта особенность экспериментальных характеристик наблюдается как в случае неподвижного, так и в случае вращающегося сопл. Однако при использовании вращающегося сопла на зависимостях Ргон(Рсоч), соответствующих высоким значениям К, уменьшается наклон участков критических режимов. Кроме того, режим максимального КПД варианта 2а смещается в сторону более высоких значений давлений рсоч, причем более существенно в области высоких значений К. Иными словами, по сравнению с вариантом 1а вариант 2а эжектора способен при сохранении КПД, близким к максимальному, преодолевать более высокое противодавление рсоч.

Сравнение параметров рассматриваемых вариантов эжектора на режимах т)Шах дано на рис. 3. На этом рисунке представлены зависимости от массового коэффициента эжекции К величин относительного полного давления водовоздушной смеси рСОч/Ржон, полного давления отсасываемого воздуха ргон, коэффициента скольжения фаз т|)2, вычисленного по приближенной формуле

^ _ сг 2 Ог ____ 288 бг

сж 3 сж2Ргг/г2 ?ж (Ржон — />гон)/Рж'СР — /ж 1) (Ртн—

и максимального КПД эжектора г)тах (светлые кружки и штриховые линии — режим максимального КПД для варианта 1а, темные кружки и сплошные линии — режим для варианта 2а, на котором давление рСОч совпадает с давлением рсоч на режиме г]тах для варианта 1а, темные треугольники и сплошные линии — режим максимального КПД вариан-

^0,202 10 3 059-10"

0,20210 / ± / >-Л—ь-"г /

^Нш-103

о

100 120 т 100 р ,кПа

гсоч'

Рис. 2

та 2а). При определении приняты измеренные значения фж, равные 0,99 и 0,95 соответственно для неподвижного и вращающегося сопл.

На рис. 3 видно, что применение вращающегося сопла вместо неподвижного в эжекторе с расширяющимся диффузором обеспечивает на режиме максимального КПД повышение относительного давления смеси Рсоч/Ршон на 9, 16 и 12% при К, равном соответственно 0,202-Ю-3; 0,815• Ю-3 и 1,97-Ю-3. Что касается величины давления отсасываемого воздуха ргон, то при одинаковом противодавлении рсоч,

соответствующем режиму г)тах для варианта 1а, вариант эжектора с вращающимся соплом создает более глубокий вакуум по отсасываемому воздуху и, следовательно, более высокий коэффициент грг только при больших значениях К (начиная с /С~0,8-10~3). Так, если для /( = 0,202 • Ю-3 при указанном условии сравнения давления ргон, полученное в варианте 2а, оказывается выше на 20%, то при К= = 0,815- 10~3 и 1,97- Ю-3 оно ниже, чем для варианта 1а, соответственно на 15 и 12% .

Максимальный КПД эжектора в результате замены неподвижного сопла вращающимся сохраняется практически неизменным при увеличении К от 0 до 0,202- Ю-3 и возрастает на 18%] при /( = 0,815- Ю-3 и 1,97- 10"3.

Более отчетливо отмеченные закономерности проявляются в эжекторе со сверхзвуковым диффузором, при использовании которого наблюдаются менее заметные искажения экспериментальных характеристик по сравнению с теоретическими (см. [2] и [3]).

На рис. 4 для вариантов 16 и 26 эжектора со сверхзвуковым диффузором и соответственно с неподвижным и вращающимся соплами представлены зависимости давления воздуха ргон и КПД от давления за эжектором рсоч при /(=сопз1 и рЖОц = сог^ [16 — штриховые линии, 26 — темные значки и сплошные линии; ржон = 980 кПа]. Сравнение этих зависимостей с приведенными на рис. 2 показывает, что, как и в [2] и [3], замена расширяющегося диффузора сверхзвуковым, имеющим горловину, позволяет для обоих вариантов сопла существенно повысить максимальное противодавление, которое способен преодолеть эжектор на критическом режиме работы. Так, сверхзвуковой диффузор эжектора с вращающимся соплом при /(=0,205 • 10~3; 0,832-Ю-3 и 2,03- 10~3 обеспечивает повышение давления водовоздушной смеси рСОч на режиме максимального КПД соответственно на 52, 43 и 24,%. Одновременно с увеличением давления рсоч применение сверхзвукового диффузора в случае обоих вариантов сопла приводит также к уменьшению наклона участков критических режимов зависимостей рГОн(Рсоч), т. е. к обеспечению более глубокого вакуума при более высоком противодавлении. Оба фактора способствуют росту максимального КПД. Например, переход от расширяющегося диффузора к сверхзвуковому в эжекторе с вращающимся соплом обеспечивает при /(=0,205-10~3; 0,832- Ю-3 и 2,03- 10~3 повышение т}тах соответственно на 25, 29 и 43%.

Сравнение представленных на рис. 4 характеристик вариантов 16 и 26 эжектора позволяет заключить, что, как и в случае расширяющегося диффузора, использование вращающегося сопла в эжекторе со сверхзвуковым диффузором приводит к значительному смещению режима максимума КПД в сторону более высоких противодавлений Рсоч при всех значениях коэффициента эжекции К, а при высоких значениях К — также и к углублению вакуума (уменьшение давления Ргон) па этих режимах. На рис. 5 показаны зависимости величин Рсоч/Ржон) Ргон, 'фг и т)шах на режиме максимального КПД от К (светлые кружки и штриховые линии — вариант 16 темные кружки и сплошные линии — режим варианта 26, на котором давление р00ч совпадает с давлением рсоч на режиме т1Шах для варианта 16; темные треугольники и сплошные линии — вариант 26).

Рис. 4

Из этих данных следует, что замена неподвижного сопла вращающимся способствует при /(=0,205-10"3; 0,832-10"3 и 2,03- 1(У"3 росту на режиме максимального КПД относительного давления за эжектором Рсоч/Р жон соответственно на 12, 19 и 24%. Однако уменьшение давления воздуха ргон и, следовательно, повышение коэффициента г|;2 при одинаковом противодавлении рсоч, соответствующем режиму Г1тах варианта 16, наблюдается для варианта 26 по сравнению с вариантом 16 только при /(>0,832-Ю-3. Например, если для К=

?

Рис. 5

= 0,205-10-3 при одинаковом противодавлении коэффициент г|з2, обеспечиваемый вариантом 26, оказывается ниже на 22%, то при К= = 0,832-10~3 и 2,03-10~3 становится уже выше, чем для варианта 16, соответственно на 11 и 35%'. Величина т]тах в результате применения вращающегося сопла не изменяется при /(=0,205 • Ю-3 и возрастает на 13 и 43% соответственно при К=0,832- 10~3 и 2,03 • Ю"3.

Таким образом, замена в вакуумном жидкостно-газовом эжекторе неподвижного сопла для подачи жидкости вращающимся обеспечивает при высоких значениях коэффициента эжекции существенное повышение эффективности эжектора в случае как расширяющегося, так и сверхзвукового диффузоров. Повышение коэффициента скольжения фаз 1|)2 только при высоких значениях коэффициента эжекции К и соответственно высоких давлениях отсасываемого газа ргон позволяет предположить, что при использовании вращающегося трехщелевого сопла наиболее важную роль играет эффект, связанный с возникновением перепада статического давления на боковых границах струй жидкости. Этот перепад приблизительно пропорционален скоростному напору обтекающего струю жидкости потока газа (в обращенном течении) и, следовательно, давлению ргон. Увеличение с ростом ргон этого перепада способствует интенсификации дробления струй жидкости, что и приводит к повышению выигрыша в эффективности эжектора с возрастанием давления газа ртон.

ЛИТЕРАТУРА

1. Васильев Ю. Н. Теория двухфазного газожидкостного эжектора с цилиндрической камерой смешения. — В кн.: Лопаточные машины и струйные аппараты, вып. 5, 1971.

2. В а с и л ь е в Ю. Н., Гладков Е. П. Экспериментальное исследование вакуумного водовоздушного эжектора с многоствольным соплом.— В кн.: Лопаточные машины и струйные аппараты, вып. 5, 1971.

3. Васильев Ю. Н., Гладков Е. П., Горшкова Г. А. Экспериментальное исследование вакуумного водовоздушного эжектора с многоствольным соплом для подачи жидкости, обеспечивающим попарное соударение струй. — Ученые записки ЦАГИ, 1984, т. XV, № 3.

4. Пат. 277650 (Германия). Кл. 27, 2/01.

5. Jet operated device for circulating or compressing a fluid. B. J. M. Salmon, J. H. Bertin. Пат. 3001691 — (США). Кл. 417—78.

6. А. с. 198918 (СССР). Струйный насос./О. В. Кортнев, В. И. Щербаков—Опубл. в БИ, 1967, № 14, Кл. F04F 5/42.

7. А. с. 681228 (СССР). Жидкостно-газовый эжектор./Ю. Н. Васильев, Е. П. Гладков, Г. А. Горшкова — Опубл. в БИ, 1979, № 31, Кл. F04F 5/04.

8. А. с. 1038618 (СССР). Жидкостно-газовый эжектор./Ю. Н. Васильев, Е. П. Гладков, Г. А. Горшкова.—Опубл. в БИ, 1983, № 32, Кл. F04F 5/04.

Рукопись поступила 23/XII 1983 г.