Авторефераты по всем темам >>
Авторефераты по физике
На правах рукописи
Руденко Михаил Георгиевич
КАВИТАЦИЯ И ФАЗОВЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ В УСЛОВИЯХ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОЙ НЕРАВНОВЕСНОСТИ ЖИДКОСТИ
01.04.14 - Теплофизика и теоретическая теплотехника
Автореферат на соискание ученой степени доктора технических наук
Улан-Удэ - 2011
Работа выполнена в НИ ГОУ ВПО Иркутский государственный технический университет и НИ ГОУ ВПО Томский государственный университет
Научный консультант: Заслуженный деятель науки РФ, доктор физико-математических наук, профессор Гришин Анатолий Михайлович
Официальные оппоненты: доктор технических наук, доцент Цыдыпов Шулун Балдоржиевич доктор технических наук, профессор Данеев Алексей Васильевич доктор технических наук, профессор Таиров Эмир Асгадович
Ведущая организация: ГОУ ВПО Томский политехнический университет
Защита состоится Ф23Ф марта 2012 г. в 900 часов на заседании диссертационного совета ДМ 212.039.03 при Восточно-Сибирском государственном университете технологий и управления по адресу 670013, г, Улан-Удэ, ул. Ключевская, 40 В.
С диссертацией можно ознакомиться в научной библиотеке Восточно-Сибирского государственного университета технологий и управления Автореферат разослан л__________________2011 г.
Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук Бадмаев Б.Б.
Актуальность проблемы Создание конкурентоспособной продукции невозможно без широкого использования новых технологий, обеспечивающих экономию топливных и энергетических ресурсов. Одним из перспективных направлений интенсификации технологических процессов, проводимых в жидкостях, является использование термодинамически неравновесного состояния жидкой среды.
При переходе термодинамической системы в равновесное состояние, образуется новая фаза в виде некоторой неоднородности (пузырек пара в несжимаемой жидкости или капля конденсата в паровой среде). В окрестности фазовой неоднородности, термодинамическая неравновесность одной из фаз обуславливает протекание интенсивных процессов массообмена и возникновение полей давления высокой интенсивности, что может являться основой для создания новых технологических процессов.
Гидродинамическая кавитация, как типичный пример термодинамически неравновесной пузырьковой среды, является действенным фактором, обеспечивающим создание новых технологических процессов. Результаты научноисследовательских работ, выполненных профессором В.М. Ивченко и его учениками, указывают на целесообразность и эффективность проведения кавитационной обработки жидкостей в сахарном, химическом, целлюлозно-бумажном и других направлениях промышленного производства. К примеру, в сахарном производстве кавитационная обработка известкового молочка позволила сократить его расход на 18-20%; кавитационное воздействие на целлюлозно-бумажную массу приводит к увеличению степени помола до 35-40 ШР; одновременно возрастает сопротивление излому, продавливанию и величина разрывного груза. При кавитационном воздействии на водоцементную смесь увеличивается прочность цементного камня на сжатие (в 2-2,5 раза) и на изгиб (в 1,5-2 раза).
Широкому использованию кавитации для проведения технологических процессов препятствует отсутствие специализированных кавитационных устройств (КУ) малой (200 г/с и менее) производительности, имеющих соответствующие габариты и мощность привода. Другим фактором является отсутствие объективных критериев, позволяющих проводить сравнение различных кавитационных устройств одинакового назначения, а также методики их исследования.
В то же время результаты исследований по использованию термодинамически неравновесной капельной среды неизвестны, что свидетельствует о слабой изученности процессов, протекающих в таких средах.
Цель исследований состоит в разработке теоретических положений и проведении исследований особенностей механических, термодинамических и массообменных процессов, протекающих в условиях термодинамической неравновесности капельных и пузырьковых сред и на основе этого предложить новые методы проведения технологических процессов.
Задачи исследований:
Ц провести анализ факторов, обуславливающих появление в термодинамически неравновесной среде гидродинамических процессов высокой интенсивности;
Ц разработать гидродинамические кавитационные устройства малой (менее 200 г/с) производительности;
Ц провести математическое моделирование и экспериментальные исследования особенностей гидродинамической кавитации в специализированных устройствах малой производительности;
Ц обосновать физическое моделирование процесса кавитационного воздействия на жидкость;
Ц оценить целесообразность использования гидродинамической кавитации для проведения различных технологических процессов.
Ц провести комплекс экспериментальных исследований по выявлению основных механизмов взаимодействия термодинамически неравновесного водяного пара с открытым пламенем, очагами горения и элементами фитоценоза.
Достоверность полученных данных.
Достоверность полученных экспериментальных данных обеспечивалась применением аттестованных измерительных средств и апробированных методик измерения и обработки данных, анализом погрешности измерений, повторяемостью результатов.
Достоверность теоретических результатов достигается применением современных методов математического моделирования, апробированных аналитических и численных методов решения, обоснованностью используемых допущений.
Достоверность полученных результатов подтверждается путем сравнения полученных теоретических результатов с данными экспериментов, а также путём сравнения с известными экспериментальными данными.
Научная новизна:
Ц Разработаны основы теории генерации механических процессов в двухфазной среде под действием термодинамической неравновесности сжимаемой фазы.
Ц Впервые разработан метод создания стабильных, высокоскоростных до- и сверхзвуковых пузырьковых течений пузырьковой среды. Новизна метода защищена АС СССР № 1235554.
Ц Созданы гидродинамические кавитационные устройства малой (менее 2г/с) производительности и методика их расчета. Новизна устройств подтверждается АС СССР № 1136845 и № 1168300.
Ц Проведено экспериментальное исследование кавитации в следе за лопастью, вращающейся между параллельными неподвижными поверхностями. Выявлено, что одновременно, в зависимости от радиуса лопасти, могут существовать и пузырьковая, и суперкавитационная стадии развития кавитации.
Ц Введен в рассмотрение новый параметр - энергия кавитации, которая является частью потерь механической энергии жидкости при её прохождении через кавитационное устройство (КУ).
Ц Разработан новый метод исследования КУ. Новизна метода защищена АС СССР №1507461.
Ц Экспериментальными исследованиями определена эффективность использования гидродинамической кавитации для:
- дегазации жидкостей;
- приготовления смазочно-охлаждающих жидкостей, используемых в машиностроении;
- обработки топлива дизельных ДВС (новизна способа защищена АС СССР № 1254191);
- приготовления тонкодисперсных глинистых суспензий, используемых в геологоразведочном бурении.
Ц Впервые предложено использовать термодинамически неравновесный переохлажденный водяной пар для проведения технологических процессов - таких, как тушение пламени, увлажнение гидрофобных поверхностей и т.д.
Ц Разработан новый подход, и новые методы тушения лесных пожаров с использованием струи переохлажденного водяного пара. На способы тушения лесных пожаров получены патенты России № 2216367 и №2273503.
Ц Впервые исследована динамика процессов увлажнения гидрофобных поверхностей при воздействии струей переохлажденного водяного пара.
Практическая значимость.
Разработан метод создания пузырьковых потоков жидкости, позволяющий получать стабильные до- и сверхзвуковые течения при скоростях набегающего потока 20 - 30 м/с.
Определена целесообразность проведения кавитационной обработки жидкостей в различных технологических процессах - таких, как дегазация, эмульгирование и диспергирование. При дегазации воды, контактирующей с атмосферой, остаточная концентрация СО2 составила 0.25 от равновесной. Приготовление смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ), используемых в машиностроении, позволяет получать более устойчивые к разрушению эмульсии, а также проводить их восстановление, что практически снимает проблему утилизации обедненной СОЖ. Кавитационная обработка топлива позволяет обеспечить возможность длительной, безаварийной работы дизельных двигателей на сильно обводненном (до 26%) топливе, что повышает безопасность эксплуатации судов морского и речного регистров. Использование гидродинамической кавитации в геологическом бурении позволяет уменьшить на 10 - 15 % расход бентонитовых глин на приготовление буровых промывочных растворов.
Энергия кавитации может служить основой для оценки и сравнения кавитационных устройств, отличающихся как конструктивными признаками, так и режимами работы. Это позволяет выбирать кавитационные устройства, наиболее полно отвечающие требованиям технологических процессов и проводить настройку имеющихся устройств на оптимальные режимы работы в условиях конкретного технологического производства.
Использование термодинамической неравновесности двухфазной среды для проведения технологических процессов позволяет разрабатывать принципиально новые, более эффективные технологии, обеспечивающие достижение заданного результата при минимальных затратах энергии. В частности, это позволяет развивать новые методы тушения лесных пожаров, отличающиеся высокой эффективностью и оперативностью применения.
ичный вклад автора состоит в выборе научного направления, цели и задач исследований; основные результаты получены лично автором, отдельные результаты получены либо под его руководством, либо при непосредственном участии; предоставление изложенных в диссертации и выносимых на защиту результатов, полученных в совместных исследованиях, согласовано с соавторами.
Положения, выносимые на защиту:
Ц Новый подход к использованию термодинамически неравновесных состояний для интенсификации технологических процессов.
Ц Метод создания стабильных, высокоскоростных до- и сверхзвуковых пузырьковых течений пузырьковой среды.
Ц Гидродинамические кавитационные устройства малой производительности и методика расчета их характеристик.
Ц Результаты экспериментального исследования кавитации в следе за лопастью, вращающейся между параллельными неподвижными поверхностями.
Ц Метод экспериментального исследования кавитационных устройств технологического назначения.
Ц Результаты экспериментальных исследований по интенсификации технологических процессов при кавитационном воздействии на жидкости.
Ц Результаты экспериментальных исследований по определению возможности использования переохлажденного водяного пара для проведения различных технологических процессов Апробация работы.
Основные результаты исследований докладывались и обсуждались на следующих конференциях: II, III, IV Всесоюзных школах - семинарах по гидродинамике больших скоростей (1984, 1987, 1989 гг.), Всесоюзных конференциях Современные проблемы механики жидкости и газа (1988, 1990), международной конференции по экранопланам (1993), международных конференциях Математическое и физическое моделирование лесных пожаров и их экологических последствий (1995, 1997, 1999, 2001, 2003, 2005), международных конференциях Сопряженные задачи механики и экологии (1996, 1998, 2000, 2002, 2004), международных конференциях Пятые Окуневские чтения (2006) и Седьмые Окуневские чтения (2011), международной конференции Математическое моделирование опасных природных явлений и катастроф (2008).
Публикации по теме диссертации.
По теме диссертации опубликовано 74 печатные работы, из них 13 публикаций в журналах, рекомендованных ВАК и 8 авторских свидетельств и патентов.
Объем и структура работы.
Диссертация состоит из введения, семи глав, выводов, списка литературы из 271 наименования и приложения. Работа содержит 361 страницу текста, 92 рисунка и 9 таблиц.
Во введении обосновывается актуальность выбранной темы исследования, излагается основная цель, ставятся задачи, а также описывается структура диссертации.
В первой главе выполнен аналитический обзор отечественных и зарубежных публикаций, посвященных экспериментальному и теоретическому исследованию термодинамически неравновесных состояний сжимаемых и несжимаемых жидкостей.
В первом разделе представлен обзор основных монографий и статей по исследованию термодинамически неравновесных состояний сплошной среды и условий зарождения новой фазы.
Во втором разделе сделан обзор экспериментальных исследований по выявлению закономерностей формирования и развития термодинамически неравновесных парокапельных потоков. Показано, что имеющиеся различия в определении предельной температуры переохлаждения связаны с влиянием скорости расширения пара, наличием вихревых следов и концевых вихрей, а также нестационарностью движения.
В третьем разделе проведен анализ основных исследований по выявлению различных аспектов гидродинамической кавитации. Отмечается, что в данном направлении преобладает механический подход, базирующийся на различных вариантах решения задачи Рэлея. Как следствие, термодинамические аспекты кавитации исследованы недостаточно полно.
В четвертом разделе проведен анализ результатов исследований по обоснованию новых технологий, основанных на использовании гидродинамической кавитации для разработки новых и для интенсификации существующих технологических процессов.
В пятом разделе проведен анализ предельных условий распространения лесных пожаров. Отмечается, что высокая энергоемкость процесса горения лесных горючих материалов делает неэффективным воздействие на зону пламенного горения и, как следствие, наиболее перспективными являются методы, основанные на ликвидации или угнетения зоны пиролиза.
В шестом разделе сформулированы основные задачи исследования.
Во второй главе проведен анализ факторов, обуславливающих появление в кавитирующей жидкости гидродинамических процессов высокой интенсивности.
В результате выявлено, что объяснить схлопывание кавитационного пузырька только за счет влияния поверхностного натяжения и кривизны поверхности раздела фаз невозможно. К такому выводу приводит сравнение двух одинаковых по размеру пузырьков (газового и кавитационного). В обоих случаях имеется кривизна поверхности и действует поверхностное натяжение, но газовый пузырек достаточно стабилен, а кавитационный схлопывается. Различия можно объяснить интенсивностью процессов массообмена пузырька с окружающей его жидкостью.
Параметры фазового перехода газа существенно отличается от аналогичных параметров окружающей жидкости, и агрегатное состояние содержимого пузырька, определяемое с учетом уравнения Лапласа, не изменяется при изменениях давления. Как следствие, такой пузырек может находиться в термодинамическом и силовом равновесии с окружающей его жидкостью, а интенсивность процесса массообмена незначительна и определяется интенсивностью растворения газа в жидкости.
Параметры фазового перехода содержимого каверны и окружающей его жидкости практически одинаковы. При повышении давления и сжатии пузырька, окружающая его жидкость находится в термодинамически равновесном состоянии. Давление в пузырьке, способное уравновесить действие поверхностного натяжения, определяемое по уравнению Лапласа, соответствует термодинамически неравновесному состоянию пара. Как следствие, кавитационный пузырек не может находиться в термодинамическом и силовом равновесии с окружающей его жидкостью и схлопывается.
Учитывая качественное согласование экспериментальных данных по схлопыванию кавитационного пузырька с имеющимися решениями задачи Рэлея о схлопывании пустой полости в жидкости, можно сделать предположение, что во время схлопывания пар в пузырьке находится в термодинамически неравновесном состоянии и не препятствует уменьшению радиуса пузырька.
Для проверки предположения были поставлены эксперименты по возбуждению кавитации в эмульсии, дисперсная фаза которой представлена жидкостью с большим давлением паров насыщения, чем дисперсионная среда.
Исследование проводилось на высокоскоростном гидродинамическом стенде замкнутого типа. На входе в рабочий участок диаметром 70 мм было установлено сопло Лаваля с диаметром критического сечения 50 мм. На выходе из рабочего участка, в диаметральной плоскости, была закреплена пластина толщиной примерно 5 мм. Передний край пластины, обращенный навстречу потоку, был выполнен в виде клина с углом вперед. Расстояние от сопла до передней кромки пластины составляло примерно 0.4 м.
В качестве дисперсионной среды использовалась вода, дисперсной фазы - неэтилированный бензин. Концентрация бензина в воде составляла примерно 310-4 %.
При прохождении через сопло Лаваля дисперсная фаза эмульсии меняла агрегатное состояние и образовывался двухфазный поток, состоящий из воды и паров бензина.
На сверхзвуковых скоростях перед пластиной образовывалась отошедшая ударная волна конденсации, огибающая кромку клина. На его вершине толщина отошедшей волны составила примерно 12 мм (рисунок 1). Время движения пузырьковой среды по рабочему участку от сопла до передней кромки отошедшей ударной волны составляло примерно 0.017 с. При увеличении скорости набегающего потока толщина волны уменьшалась примерно до 5-6 мм.
Следует отметить достаточно резкое, фиксируемое визуально, изменение свойств набегающего потока до- и после фронта ударной волны. Это свидетельствует о том, что до фронта имеется достаточно стабильный пузырьковый поток жидкости. Поскольку термодинамически неравновесное состояние не может быть стабильным, то можно сделать вывод о том, что, на протяжении рабочего участка, паровая фаза находится в термодинамически равновесном состоянии, а пузырек следует рассматривать как газовый.
Во фронте ударной волны происходит повышение давления среды. Как следствие, паровая фаза конденсируется, в том числе и на поверхности пузырька.
Пузырек находится в окружении жидкости того же состава, и паровая фаза переходит в термодинамически неравновесное состояние, что приводит к схлопыванию пузырьков с образованием ударной волны.
Отсутствие равновесия парового пузырька может наблюдаться и при изменении температуры окружающей его жидкости. При интенсивном нагреве жидкости паровой пузырек, образовавшийся на поверхности нагрева, может вырасти так, что часть поверхности окажется за пределами теплового подслоя, в более холодной жидкости. Это приводит к нарушению термодинамического и силового равновесия пузырька с окружающей средой. Как следствие, возникают колебания поверхности раздела фаз, приводящие к акустическому излучению (рисунок 2, t>100 с). Уменьшение интенсивности акустического излучения на более поздних этапах нагрева (t>200 с) можно объяснить уменьшением градиента температуры при увеличении температуры основной массы жидкости.
Рис. 1. Отошедшая ударная волна в пузырьковом потоке жидкости. Скорость набегающего потока V023 м/с Рис. 2 Интенсивность акустического излучения при нагреве жидкости Отметим, что и кривизна поверхности, и поверхностное натяжение, и термодинамически неравновесное состояние пара присутствуют на этапе схлопывания кавитационного пузырька, когда в жидкости генерируются гидромеханические процессы высокой интенсивности. При этом использование гидромеханических процессов, сопровождающих кавитацию, позволяет разрабатывать новые или существенно оптимизировать имеющиеся технологические процессы.
Кроме того, отметим, что все три фактора отмечаются при переходе термодинамически неравновесного пара к равновесному состоянию.
Если переход термодинамически неравновесной среды к равновесному состоянию сопровождается интенсивными гидромеханическими процессами, то, учитывая наличие поверхности раздела сред, такой переход должен сопровождаться акустическим излучением.
С целью проверки возможности использования переохлажденного пара, для выполнения технологических процессов, были проведены эксперименты по измерению акустического излучения из струи переохлажденного водяного пара.
При проведении экспериментов использовалась стационарная лабораторная установка для генерации струи переохлажденного водяного пара. Для этого пар с параметрами торможения, выбираемыми на линии насыщения, выпускался через цилиндрическое сопло диаметром 2.8 мм, имеющее скругленную входную кромку l и соотношение 10, выпускался в атмосферу, что позволяло получать струю с d температурой пара на выходе из сопла от 350 до 373 К.
Схема проведения измерений приведена на рисунке 3. Расстояние ла составляло 0.15 м. В качестве независимых переменных использовались давление торможения и удаление от сопла в качестве зависимой - отношение текущей интенсивности звука к интенсивности звука, измеренной в плоскости выхода из сопла при данном давлении торможения.
Рис. 3. Схема проведения измерений акустического излучения; 1 - сопло парогенератора; 2 - координатно-измерительное устройство; 3 - микрофон со звукоизоляцией; 4 - регистрирующая аппаратура Результаты измерений, приведенные на рис. 4, свидетельствуют об увеличении интенсивности акустического излучения при удалении от сопла парогенератора, что можно объяснить зарождением конденсированной фазы и увеличением её поверхности; наличие максимума и дальнейшее уменьшение интенсивности акустического излучения можно объяснить переходом термодинамически неравновесного пара к равновесному состоянию. Отметим, что по акустическим измерениям, длина струи составляет примерно 400 калибров, тогда как видимая часть струи превышает 700 калибров.
Полученные результаты позволяют утверждать, что термодинамически неравновесное состояние пара можно рассматривать как ключевой фактор, обуславливающий появление в жидкой среде гидродинамических процессов. Тогда исследование особенностей переохлажденного пара может служить научной основой для создания новых, перспективных технологических процессов - как и в случае гидродинамической кавитации.
3,Ро=0,299 Мпа Ро=0,177 Мпа Ро=0,157 Мпа 2,5 Ро=0,137 Мпа Ро=0,116 Мпа 1,0,0 100 200 300 400 5Удаление от сопла, калибры Рис. 4. Относительная интенсивность акустического излучения из струи переохлажденного водяного пара В третьей главе рассмотрены особенности гидродинамического кавитационного устройства, способного проводить непрерывную обработку жидкости в небольших количествах (до 200 г/с). Схема такого устройства представлена на рисунке 5 и содержит корпус 1 с патрубком 2 для подвода и патрубком 3 для отвода жидкости; размещенный в корпусе 1 приводной вал 4 с установленной на ней крыльчаткой 5 с лопастями (кавитаторами).
Рис. 5. Гидродинамическое кавитационное устройство малой производительности Съемные торцевые поверхности 6 корпуса 1 имеют искусственную шероховатость. Цилиндрическая поверхность корпуса 1 выполнена с нарезанными на ней J/Jo зубъями 7, имеющими наклон, противоположный направлению вращения крыльчатки 5.
Для описания параметров работы кавитационного устройства использовались теорема Эйлера количеств движения в сплошной среде, что позволило получить систему уравнений, отображающих движение жидкости в рабочей камере:
Rк r V nл r dr 4 C V 2 r2 dr xл f C rв rв. (1) 2 H V 2 V r Reц r Reц r r Rл rrв KG2 C 1 nл Cл p f 2 V2 Eu 2 r 0. (2) r r 2r2 8 r2 Q p Где: KG - коэффициент производительности, Eu - 2 л R3 л Rл л л Rлкритерий Эйлера, Reц - центробежное число Рейнольдса, nл. - количе r ство лопастей крыльчатки, Сxл - коэффициент сопротивления лопасти, r , Rл V h H V , , - обезразмеренные радиус, окружная скорость жидл Rл H Rл кости, загромождение рабочей камеры кавитаторами и ширина рабочей камеры, Q - производительность кавитационного устройства, л - угловая скорость лопасти, p - давление жидкости.
евая часть (1) представляет собой коэффициент мощности:
N r V r dr. (3) л K nл N xл C 3 Rл л rв Полученная зависимость (1) имеет аналогию с уравнением, служащим для расчетов перемешивающих устройств, применяемых в химической технологии.
Для решения (1, 2) необходимо задавать распределение окружных скоростей по радиусу лопасти. В известных решениях распределение окружных скоростей, в диапазоне r Rл, задают в виде ряда V1(r) 0 r (1 r3 r2 r ). (4) 2 3 rв r Для определения значений коэффициентов ряда по r, используют гранич ные условия на r 0 и условие сопряжения с профилем скорости во внешней области, не занимаемой лопастями. Результаты численного эксперимента показали, что использование ряда (4) позволяет отразить условие возникновения кавитации только в случае подачи в рабочую камеру жидкости с давлением, равным давлению паров насыщения. При подаче в рабочую камеру жидкости с более высоким давлением, корректное описание условия возникновения кавитации в рамках (4) становится невозможным.
Для замыкания системы уравнений предложена модель с пониженной степенью полинома 2 V1(r) 0 r (1 r r r). (5) 2 3 rв rПри r rв, принято условие прилипания:
3 V1 Vв или 1 rв rв2 rв rв. (6) 2 3 Дополнительно, на основании экспериментальных данных ряда авторов, принято равенство нулю второй производной скорости по радиусу:
2V 0 или 31 rв 0. (7) r r rв Для определения значений коэффициентов ряда (5) необходимо использовать условие сопряжения с профилем скорости во внешней области, не занимаемой лопастями.
Анализ свойств рядов (4) и (5) был проведен для трех вариантов задания профилей скорости во внешней (не занятой лопастями) области:
V1(Rл ) 1. по модели вихря Ренкина V 2 . - без учета конечного радиуса рабочей R камеры;
1/ R r 2. при использовании профиля 1/7 (V 2 V1(Rл ) ). - при R Rл Rл r R значении относительного радиуса рабочей камеры R 1.5;
3. при задании линейного распределения скорости во внешней области - при зна чении относительного радиуса рабочей камеры R 1.5.
В результате анализа было выявлено, что, при переходе к конечному радиусу рабочей камеры, диапазон изменения допустимых значений коэффициента мощности претерпевает скачок (рисунок 6). При использовании (4), изменение диапазона не позволяет получать равные значения коэффициента мощности при учете и без учета конечного радиуса рабочей камеры. При использовании (5) изменение диапазона незначительно и практически не осложняет проведение гидродинамических расчетов.
Разработана noлуэмпиририческая модель расчета параметров работы генератора кавитации малой производительности.
Предварительно должны быть известны свойства жидкости, ее давление и требуемая производительность устройства. На первом этапе производится выбор расчетного значения числа кавитации. Это позволяет подучить p pd Rл . (8) Кц На втором этапе выбирается расчетное значение коэффициента производительности, что дает Q R3 . (9) л КG Совместное решение (8) и (9) позволяет получить основные размеры рабочей камеры и число Рейнольдса.
На третьем этапе, методом половинного деления, решается (1). Это позволяет подучить коэффициент мощности (3) и рассчитать мощность на валу генератора кавитации.
На последнем этапе выбирают электродвигатель и, с учетом его характеристик, проводят поверочный расчет.
0.Knmax KNmax KNmin Knmin 0.1 1.2 1.4 1.R Рис. 6. Допустимые диапазоны изменения коэффициента мощности при использовании профиля 1/7. Пунктирная линия - диапазон по ряду (4), сплошная - по (5) Четвертая глава диссертации посвящена экспериментальному исследованию кавитации в гидродинамических устройствах малой производительности.
Для проведения эксперимента был изготовлен генератор кавитации, имеющий цилиндрическую рабочую камеру с плоскими торцевыми стенками (см. рис.
5). Кавитаторы располагались симметрично относительно стенок и вращались на валу электродвигателя с задаваемой частотой. Ширина рабочей камеры H во всех сериях эксперимента оставалась постоянной; ширина кавитаторов h варьировалась и обеспечивала ряд относительных загромождений h/H= 0.171, 0.242, 0.310 и 0.412. Одна из торцевых поверхностей выполнена из органического стекла, что обеспечило возможность визуального наблюдения и фотографирования. Для измерения акустических характеристик генератора кавитации, в торцевую поверхность (6), вставлена шпилька для крепления пьезоэлектрического приемника колебаний.
Визуальные наблюдения, проведенные в импульсном освещении, позволили выделить несколько характерных режимов течения. В качестве иллюстрации, приведем фотографии пузырькового облачка в пузырьковом режиме (рис. 7) и в суперкавитационном (рис. 8). На приведенных фотографиях ось вращения лопасти находится в нижней части рисунка, направление вращения - по часовой стрелке. Пузырьковое облачко отображается как наиболее светлая область.
Рис. 7. Пузырьковая кавитация Рис. 8. Суперкавитация Форма и относительная длина пузырькового облачка при h/H=0.310, приведены на рис. 9 и 10.
1,0,0,0,0,0,L 0,0,0,0,0,0 5 10 1/Kц Рис. 9. Формы кавитационного обла- Рис. 10. Относительная длина кака в следе за лопастью верны Характерные результаты акустических измерений (серия с h/H=0.310) представлены на рис. 11. По оси абсцисс отложена частота вращения лопастей, по оси ординат - интенсивность звукового излучения на частотах 1000 Гц (), 2000 () и 4000 Гц (). Области кавитационных режимов отделены вертикальными линиями и отмечены цифрами 1 - 4.
б Д, I фон 0 50 100 150 2n, 1/c Рис. 11. Интенсивность акустического излучения в рабочей камере Сопоставление результатов визуальных наблюдений и акустических измерений позволили выявить динамику развития кавитационных режимов в следе за лопастью, вращающейся между параллельными стенками.
1. Докавитационные режимы. При точном совпадении частоты импульсных вспышек с частотой вращения лопасти, никакое движение не фиксируется, выявить особенности обтекания лопасти невозможно, но отмечается максимальное увеличение интенсивности гидродинамического шума.
2. Начальная стадия развития кавитации. Каверна как таковая не наблюдается, отмечается дрожание задней торцевой стенки в следе за лопастью, примерно на 0.5 её радиуса. Представляется, что дрожание обусловлено изменением коэффициента преломления среды при появлении микропузырьков, не фиксируемых визуально. С увеличением частоты вращения постепенно появляется пузырьковое облачко в виде веретена (рис. 9, линия 1). Характерно, что это облачко отстоит от края лопасти примерно на 1 мм, что указывает на вихревой метод возбуждения кавитации. Появление визуальных признаков кавитации не сопровождается значительным увеличением интенсивности шума.
3. Пузырьковая кавитация. Каверна принимает вид треугольника, вытянутого вдоль тыльного края лопасти. Длина пузырькового облачка практически прямо пропорциональна радиусу лопасти. При увеличении частоты вращения, форма каверны не изменяется, но увеличивается её длина (рис. 9, линии 2, 3, 4). Увеличение интенсивности гидродинамического шума минимально по сравнению с другими режимами, что некоторым образом согласуется с наличием максимума акустического излучения при обтекании неподвижного кавитатора.
4. Суперкавитационные режимы. Процесс образования и формирования суперкаверны происходит в диапазоне значений от 0.75 до 1 радиуса лопасти (рис. 9, границы 5,6). С увеличением частоты вращения на этих значениях радиуса образуется площадка из единой каверны с прозрачными стенками. Одновременно с суперкаверной, на малых значениях радиуса, наблюдается пузырьковая стадия развития кавитации. При увеличении частоты вращения форма каверны практически не изменяется, но увеличивается её длина (рис. 9, границы 7, 8, 9, 10). Наблюдается увеличение и уровня гидродинамических шумов. Отметим некоторое уменьшение низкочастотной составляющей шума (1000 Гц).
Представленные выше результаты получены при значении относительного загромождения h/H=0.310 и, одновременно, характерны и для других значений h/H. Подтверждением может служить диаграмма частот кавитационных режимов в зависимости от относительного загромождения (рис. 12). Линия 1 отделяет область кавитационных режимов от некавитационных; линия II отделяет начальную стадию развития кавитации от пузырьковой и линия III ограничивает диапазон суперкавитационных режимов течения.
111III с /, II n I 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,h Рис. 12. Диаграмма кавитационных режимов Отметим некоторую сложность определения момента возникновения кавитации. По результатам акустических измерений, определить режим возникновения кавитации практически невозможно, но и визуальные наблюдения не позволяют получить однозначный ответ на этот вопрос т.к. не совсем ясно, что в данном случае следует считать необходимым и достаточным признаком кавитации.
Отметим и то, что максимум уровня акустического излучения, характерный для случая обтекания неподвижного кавитатора, не выявлен.
Зависимость коэффициента мощности от критерия рейнольдса при отсутствии кавитации, приведены на рис. 13. Сплошные линии отображают результаты расчета соответствующих величин по (1) с учетом (5). Сопоставление полученных данных позволяет сделать вывод: разработанная методика расчета коэффициента мощности генератора кавитации адекватно отображает экспериментальные данные при отсутствии кавитации в следе за лопастями.
Возникновение кавитации приводит к дополнительному увеличению мощности, передаваемой лопастями к жидкости (рис. 14). Причиной увеличения мощности, передаваемой лопастями к жидкости, может являться увеличение коэффициента сопротивления лопасти за счет влияния кавитационных каверн. Дополнительное увеличение мощности, подводимой к жидкости, имеет максимум, примерно совпадающий с переходом от начальной стадии развития кавитации к пузырьковой. На стадии пузырьковой кавитации происходит уменьшение дополнительной мощности, передаваемой к жидкости.
0,h=0,40,h=0,30,h=0,2h=0,10,0,0,0,150000 200000 250000 300000 350000 400000 4500Re Рис. 13. Зависимость коэффициента мощности от числа Рейнольдса 1,1,1,0,0,h=0,40,h=0,30,h=0,20,h=0,10,0 2 4 6 8 10 1/Kц Рис. 14. Влияние кавитации на коэффициент мощности При отсутствии кавитации коэффициент производительности не зависит от числа Рейнольдса, являясь линейной функцией относительного загромождения рабочей камеры (см. рис. 15). Статистическая обработка экспериментальных данных проведена для критериального уравнения вида KN KN/KN KG A h B. (10) Оценка коэффициентов (10) позволила получить следующие значения:
A 0.0109 0.0002; B 0.001 0.0001 при доверительной вероятности Р=0.95.
0,00,00,00,0h=0,40,0h=0,3h=0,20,0h=0,1150000 200000 250000 300000 350000 400000 4500Re Рис. 15. Коэффициент производительности при отсутствии кавитации В начальной стадии развития кавитации, значения коэффициента производительности незначительно отличаются от значений, предсказанных по докавитационным режимам. В пузырьковой стадии происходит уменьшение коэффициента производительности. При суперкавитационных режимах коэффициент производительности достигает некоторого асимптотического значения, зависящего от относительного загромождения. (см. рис.16).
1,h=0,40,h=0,30,h=0,20,h=0,10,0,0,0,0,0 2 4 6 8 10 1/Кц Рис. 16. Зависимость коэффициента производительности от числа кавитации KG KG/KGРасчет чисел кавитации элемента лопасти, проведенный по данным, соответствующим переходу от начальной стадии развития кавитации к пузырьковой, приведен на рис. 17.
3,h=0,4h=0,h=0,22,h=0,11,0,0,8 0,85 0,9 0,95 r Рис. 17. Распределение чисел кавитации по радиусу лопасти Полученные данные указывают, что кавитация должна возникать на конечном радиусе лопасти, что противоречит результатам визуальных наблюдений (см.
рис. 9). Выявленное противоречие можно объяснить тем, что в жидкости, находящейся в следе за лопастью, происходит выравнивание давления за счет дополнительного течения от малых радиусов к большим. Отметим, что наличие радиального течения жидкости в следе за лопастью не учитывается моделью (1,2).
В пятой главе решена задача определения баланса энергии кавитационного устройства. Для этого в некотором кавитационном устройстве была выбрана контрольная поверхность, проходящая по входному и выходному сечениям, а также по непротекаемым твердым стенкам. Использование закона сохранения энергии, уравнения динамики сплошной среды в напряжениях и теоремы о переносе физической величины позволило, для случая установившегося движения, получить уравнение баланса энергии кавитационного устройства в виде:
V 2 N Е Епот, (11) 2 Q где Е - изменение полной энергии жидкости при её прохождение через кавитаV 2 N ционное устройство; - изменение кинетической энергии; - количе 2 Q ство энергии, подведенное к жидкости извне; Епот - потери энергии.
Кц(r) Анализ (11) показал, что энергия, затраченная на образование, поддержание и ликвидацию разрывов сплошности жидкости, может быть представлена только как часть потерь механической энергии.
Определяя энергию кавитации как дополнительные потери полной механической энергии жидкости при её прохождении через рабочую камеру и обусловленные появлением нового фактора (кавитацией), можно принять:
Епот Екав Етр, где: Екав - энергия кавитации; Етр - потери энергии при отсутствии кавитации.
Отделение энергии кавитации от потерь механической энергии жидкости предложено проводить методом сравнения потерь механической энергии жидкости при кавитации с потерями при отсутствии кавитации В качестве критерия, обеспечивающего правомерность сравнения, предложено применять параметры, отображающие напряжения в жидкости.
Ограничения на применение метода определения энергии кавитации: стационарность работы КУТН на данном режиме; непротекаемость твердых боковых стенок; контрольная поверхность не должна пересекать область кавитации.
Предложенный метод был реализован для статических (использующих энергию протекающей жидкости) и динамических кавитационных устройств. Характерные результаты, полученные для динамических устройств, приведены на рис. 18. Полученные данные свидетельствуют о влиянии количества кавитационных пузырьков на энергию, передаваемую к жидкости. Рост энергии кавитации совпадает с увеличением размеров каверны в пузырьковой стадии развития кавитации. Наличие максимумов (или некоторая стабилизация при h=0.4I2) примерно совпадают с переходом к суперкавитационному режиму течения. Уменьшение энергии кавитации можно объяснить слиянием части отдельных пузырьков в единую суперкаверну. Увеличение энергии кавитации в суперкавитационных режимах течения при h=0.412 совпадает с появлением большого количества пузырьков, равномерно распределенных по всему объему рабочей камеры.
2,h=0,41,h=0,31,h=0,21,h=0,11,1,0,0,0,0,0,0 2 4 6 8 10 1/Kц Рис. 18. Зависимость энергии кавитации от числа кавитации Екав, Дж/г Исследована взаимосвязь между скоростью изменения свойств рабочей жидкости при кавитации и энергией кавитации. В экспериментах использовалась дистиллированная вода, насыщенная СО2 до равновесного состояния при данных температуре и давлении воздуха. В качестве зависимого параметра использовалось газосодержание. Характеристики генератора кавитации были выбраны таким образом, чтобы относительное загромождение, частота вращения вала, число кавитации, энергия кавитации и производительность в различных сериях не совпадали. Результаты экспериментов показали, что использование энергии кавитации в качестве независимого параметра позволяет значительно точнее описывать динамику изменения газосодержания, чем время (см. рис. 19).
1 h/H=0,h/H=0,0,0,h/H=0,2h/H=0,20,0,h/H=0,4h/H=0,40,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0 50 10 5 Время обработки, мин Энергия кавитации, Дж/г Рис. 19. Динамика изменения концентрации СО2 в воде при использовании в качестве независимой переменной времени и энергии кавитации Отметим, что при кавитационном воздействии, остаточная концентрация СО2 в воде, свободно контактирующей с атмосферой, уменьшилась до 0.25 от равновесной концентрации при данных температуре и давлении.
Оценка эффективности генератора кавитации малой производительности проводилась в условиях различных технологических процессов.
Проведены эксперименты по приготовлению эмульсии смазочноохлаждающих жидкостей (СОЖ) на основе воды и эмульсола, состоящего из смеси жидких углеводородов с поверхностно-активными веществами. Особенностью такой смеси является то, что при контакте с холодной (примерно 20 С), она теряет свойство текучести и не эмульгируется. Контрольные образцы эмульсии готовились методом барботажа воздуха, для этого использовалась вода с температурой примерно 90 С. Для приготовления экспериментальных образцов, использовалась вода с температурой от 10 до 15,5 С.
В результате экспериментов было выявлено, что:
- полное эмульгирование смеси воды и эмульсола происходит при её однократном прохождении через рабочую камеру генератора кавитации;
С/Со С/Со - стабильность эмульсии, приготовленной кавитационным воздействием на смесь воды и эмульсола, на 15 50 %% выше, чем одинаковой по составу эмульсии, приготовленной методом барботажа воздуха.
- кавитационная обработка обедненной эмульсии, при одновременной подаче свежего эмульсола, позволяет восстанавливать свойства отработанной СОЖ.
Полученные результаты предопределили проведение экспериментов по кавитационной обработке топлива дизельных двигателей внутреннего сгорания. Целью данного этапа являлось обеспечение защиты топливной аппаратуры ДВС от попадания воды в топливо. Эксперименты проводились на правом главном двигателе 6ЧСПН 18/22 теплохода Илимск Енисейского речного пароходства. Генератор кавитации малой производительности был установлен непосредственно перед топливным насосом высокого давления. Вода из мерной емкости через дозатор подавалась на всасывающий патрубок генератора кавитации. Расход топлива определялся по штатному штрихприбору. Поверхностно-активные вещества не использовались.
В результате экспериментов было выявлено, что:
- дизельный двигатель проработал на топливно-водяной эмульсии более 100 моточасов, максимальное содержание воды в топливе составило примерно 26%;
- кавитационная обработка топлива (без добавок) позволяет получать экономию 1 - 2 %%.
Эффективность воздействия кавитации на суспензии определялась для приготовления буровых промывочных растворов, которые готовились из технической воды и бентонитовой глины в диапазоне концентраций 4, 6, 8 и 10%%. Контрольные растворы готовились тщательным механическим перемешиванием исходных компонент. Качество готовых образцов определялось по стандартной методике, принятой в геологическом бурении.
В результате экспериментов было выявлено:
- у растворов, приготовленных в поле гидродинамической кавитации все показатели качества выше, чем у растворов, приготовленных тщательным механическим перемешиванием;
- имеется возможность уменьшить расход бентонитовых глин при приготовлении 1 тонны раствора (на 10 - 15 %%).
Шестая глава посвящена рассмотрению актуальных вопросов механики термодинамически неравновесных капельных сред. Результаты экспериментов показали, что для получения переохлажденного водяного пара можно рекомендовать метод адиабатического истечения пара от параметров торможения, выбираемых на линии насыщения. При использовании цилиндрического сопла, минимальная температура водяного пара на выходной кромке сопла (примерно 349 К) достигается при давлении торможения 0.176 МПа (см. рис. 20).
В области звуковых режимов истечения экспериментально зафиксированная температура пара (t) превышает расчетную (Т) примерно на 10С.
Дальнейшее понижение температуры пара на выходе можно получить посредством использования сопла Лаваля, либо посредством предварительного охлаждения пара перед подачей его в сопло. Однако, согласно результатам исследований Г.А. Салтанова, использование сопла Лаваля позволяет достичь максимального переохлаждения пара не более 30-40 С, но при этом возникает высокая вероятность образования скачков конденсации при изменении параметров окружающей среды. Поэтому использование сопел Лаваля и, соответственно, сверхзвуковых режимов истечения для получения максимальной температуры переохлаждения может приводить к сбоям в работе парогенератора и, следовательно, представляется недостаточно обоснованным по техническим соображениям.
Рис. 20. Температура водяного пара на выходе из сопла в зависимости от давления торможения насыщенного пара. Сплошная линия - расчет по изэнтропическим соотношениям На рис. 21 представлена зависимость оптической плотности струи пара от удаления до выходного сопла парогенератора.
Практически нулевая оптическая плотность струи на выходе из сопла парогенератора (L>0) свидетельствует о малом количестве и малых размерах оптических неоднородностей в струе пара. Поскольку в паре оптические неоднородности представляют центры конденсации, то можно утверждать, что из среза сопла выходит практически однофазная струя, без жидких частиц.
Повышение оптической плотности струи пара (L <230) свидетельствует о том. что в струе образовавшиеся центры конденсации увеличиваются в размерах;
одновременно, увеличивается количество этих центров.
Понижение оптической плотности струи (L>230) можно объяснить тем, что интенсивность конденсации уменьшается. В то же время струя пара, распространяясь в пространстве, смешивается с окружающим воздухом, имеющим недостаточную влажность. В результате этого пар может растворяться в нем.
Таким образом, струю переохлажденного водяного пара можно условно разделить на две области. Первая - область абсолютно нестабильного водяного пара, в которой процессы конденсации преобладают над другими процессами.
Вторая - область метастабильного пара. В этой области основным механизмом, определяющим изменение оптической плотности, является механизм растворения пара окружающим воздухом.
Рис. 21. Зависимость оптической плотности струи пара от удаления до выходного сопла парогенератора Отметим удовлетворительное согласование положения максимума интенсивности акустического излучения (рис. 4) и максимального увеличения оптической плотности струи. Характерно, что при L>100, разброс экспериментальных данных по измерению оптической плотности резко увеличивается. Это можно связать с влиянием внешних, неконтролируемых переменных - таких, как влажность и температура окружающего воздуха.
Интенсивная конденсация в струе пара предопределила постановку экспериментов по исследованию увлажняющей способности струи пара. На различных расстояниях L от среза выходного сопла определялась интенсивность увлажнения W элементов пористых поверхностей, помещаемых на ось струи. Для этого определялась масса конденсата, которая оседает на площади S (м2) пористой увлажняемой поверхности время Т (с):
m m0 г W .
S T м2 с В качестве увлажняемой поверхности использовались образцы из фильтровальной бумаги в форме круга с диаметром 20 мм. Образец помещали в специальный контейнер. Выдвижение образца из контейнера и возвращение в исходное положение синхронизировалось с замыканием электрического секундомера. В этом случае исключалось взаимодействие пара с образцом увлажняемой поверхности до попадания последнего в поток струи пара и обеспечивалось практически одинаковое время обработки паром всей поверхности образца.
Результаты измерений, приведенные на рисунке 22, показывают отсутствие зависимости интенсивности увлажнения пористой поверхности от давления торможения исходного пара. Статистическая проверка, проведенная по критерию Вилкоксона, подтвердила, что все данные принадлежат к единой выборке.
1Р0=0.121 МПа Р0=0.147 МПа Р0=0.172 МПа Р0=0.197 МПа Р0=0.223 МПа Р0=0.248 МПа Р0=0.299 МПа 0 50 100 150 200 250 300 350 40,0,Удаление от сопла, калибры Рис. 22. Интенсивность увлажнения гидрофильной пористой поверхности в струе переохлажденного водяного пара Интенсивность увлажнения пористой поверхности увеличивается при использовании дополнительного охлаждения пара непосредственно перед подачей его в сопло (см. рис. 23).
10Без охлаждения Интенсивность охлаждения 125 Дж/г 1Интенсивность охлаждения 336 Дж/г Интенсивность охлаждения 470 Дж/г 0 100 200 300 400 500 60,Удаление от сопла, калибры Рис. 23. Влияние дополнительного охлаждения на интенсивность увлажнения гидрофильной пористой поверхности г/м**2*с) Интенсивность увлажнения, г/(м**2*с) Интенсивность увлажнения, Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что дополнительное охлаждение пара перед входом в сопло парогенератора способствует значительному увеличению увлажняющей способности струи пара. Наиболее сильное влияние параметры охлаждения оказывают на увлажняющую способность начального участка струи пара, в зоне термодинамической неравновесности.
Воздействие струи переохлажденного пара на некоторый объект может производиться как в стационарных условиях, так и при перемещении объекта относительно источника струи. В связи с этим, решена задача определения взаимосвязи между толщиной пленки конденсата и скоростью перемещения источника пара. При этом были приняты следующие допущения:
1. элементы фитоценоза не перекрывают друг друга;
2. плотность конденсата не изменяется с удалением от сопла;
3. скорость перемещения источника пара постоянна.
В результате решения было получено, что интегрирование скорости приращения пленки конденсата в каждой точке струи пара (W ) по удалению от сопла, позволяет получить произведение скорости перемещения парогенератора на толщину пленки жидкости, образовавшейся в результате конденсации:
W V h dL. (12) Зависимость интеграла (правая часть 12) приведено на рис. 24. Использование приведенных данных позволило получить диаграмму толщин пленки конденсата, получаемых при различных скоростях перемещения источника переохлажденного водяного пара (рис. 25).
0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0 100 200 300 400 5Удельная энергия охлаждения, Дж/г Рис. 24. Зависимость интеграла увлажнения от энергии охлаждения Проведено исследование по изменению краевых углов смачивания сухих элементов лесных горючих материалов (ЛГМ) при контакте с переохлажденным Интеграл увлажнения паром. Для измерения краевых углов использовался метод сидящей капли. В качестве исследуемых образцов использовались сухие, одинаковые по форме и размерам травинки осоки. Сначала определялся краевой угол смачивания сухих образцов, а затем образцов, обработанных струей переохлажденного водяного пара (рис 26).
Рисунок 25. Диаграмма толщин пленки конденсата а) Капля на сухом эле- б) капля на элементе ЛГМ, обработанном переохлажменте ЛГМ денным водяным паром Рис. 26. Краевые углы смачивания вода - элемент ЛГМ Исследовалось влияние на краевой угол смачивания следующих параметров струи переохлажденного водяного пара: расстояния от сопла парогенератора до исследуемого образца; времени обработки паром поверхности образца. Характерные результаты приведены на рис. 27.
11t=3 c 1t=5 c t=7 c Контроль 70 120 170 220 270 3Удаление от сопла, калибры Рис. 27.Зависимость краевых углов смачивания от удаления от сопла парогенератора. Р0=0.137 МПа Полученные данные позволяют утверждать:
1. Поверхность элемента ЛГМ является гидрофобной, что предопределяет неэффективность капельного увлажнения;
2. В результате взаимодействия переохлажденного пара с гидрофобной поверхностью (элемент ЛГМ) увеличивается ее гидрофильность.
Повышение гидрофильности поверхности можно объяснить преобразованием энергии, выделяющейся при конденсации переохлажденного водяного пара в энергию активации спаренных молекулярных связей и в работу по замещению адсорбированной пленки воздуха на поверхности элемента растительности, адсорбированной пленкой конденсата. Последующая конденсация переохлажденного пара происходит уже не на поверхности твердой фазы, а на адсорбированной пленке жидкости. В связи с этим капля воды растекается по поверхности обработанного в струе пара элемента ЛГМ с меньшим краевым углом смачивания, чем по абсолютно сухой поверхности.
Слабая взаимосвязь между краевым углом смачивания и временем обработки указывает на то, что фактор переохлаждения пара является основным в случае увлажнения гидрофобной поверхности.
Учитывая практически полное растекание капли по элементу ЛГМ после обработки его в струе переохлажденного водяного пара, можно сделать вывод, что переохлажденный пар может использоваться не только как самостоятельное средство увлажнения, но и как средство, значительно повышающее эффективность увлажнения тонкораспыленной водой.
Краевой угол, градус В седьмой главе диссертации приводятся результаты экспериментальных исследований по выявлению особенностей взаимодействия переохлажденного водяного пара с пламенем, очагами горения и элементами растительности.
Приводятся методика и результаты исследования взаимодействия переохлажденного пара с пламенем диффузионного горения. В качестве горючего газа использован пропан, подаваемый через сопло газовой горелки.
При полном введении факела пламени в струю пара, горение прекращалось.
При частичном введении факела пламени (примерно на 2/3 высоты), горение прекращалось на границе соприкосновения со струей. Отмечалось некоторое отклонение факела в сторону движения пара, что свидетельствует о механическом воздействии струи на пламя.
Результаты расчетов по различным механизмам взаимодействия переохлажденного пара с пламенем, приведены в таблице 1.
Полученные данные позволяют выделить два механизма тушения: охлаждение факела пламени и изоляцию горючих газов от кислорода окружающего воздуха.
Для проверки значимости механизма охлаждения пламени были проведены эксперименты по тушению кинетического горения горючего газа. Для этого использовали смесь стехиометрической концентрации пропана с кислородом. Горение такой смеси возможно без дополнительного кислорода.
Воздействие струи пара приводило к срезанию части факела и его отклонению в сторону распространения струи пара. При быстром внесении факела пламени в струю пара происходило тушение факела пламени с характерным хлопком, что свидетельствует об интенсивном охлаждении факела пламени. Полученные результаты (табл. 1) позволяют рассматривать охлаждение факела пламени в качестве основного механизма тушения при взаимодействии открытого пламени с переохлажденным паром.
Высокую значимость механизма тушения за счет охлаждения пламени можно объяснить спонтанной конденсацией переохлажденного пара. При этом образуются микрокапли, состоящие из двух и более молекул воды. Попадая в факел пламени, микрокапли испаряются, отбирая у пламени тепло парообразования.
Исследовано влияние природы источника горючего газа на взаимодействие переохлажденного пара с пламенем и очагом горения. Основные результаты сведены в табл.1.
Взаимодействие струи переохлажденного водяного пара и фронта диффузионного горения с подачей горючих газов за счет испарения с поверхности горючей жидкости, без химических превращений. При проведении экспериментов использовали бензин марки А-80. Прекращение горения паров бензина происходило по механизмам тушения диффузионного факела пламени. Выявлено, что струя пара может разделять поверхность бензина на горящую и негорящую зоны. Это можно объяснить двумя механизмами взаимодействия. Во-первых, сама струя пара является тепловым экраном, препятствующим теплообмену между зоной горения и парами бензина, выделяющимися с поверхности потушенной области. Вовторых, динамическое воздействие струи приводит к уносу паров бензина из зоны испарения. Как следствие, становится возможным создание устойчивого экрана, полностью изолирующего зону горения от поверхности бензина в потушенной области.
Тушение за счет охлаждения горючего материала невозможно по причине высокой испаряемости бензина.
Взаимодействие струи переохлажденного водяного пара с диффузионным горением, происходящим в результате пиролиза сплошного материала. В качестве горючего материала использовались куски резины. Воздействие струи пара приводило к прекращению пламенного горения по ранее рассмотренным механизмам.
После прекращения пламенного горения и увода струи пара в сторону от очага горения, повторное воспламенение не отмечалось, что связано с охлаждением горючего материала в зоне пиролиза.
Взаимодействие струи переохлажденного водяного пара и комбинации диффузионного горения с гетерогенным горением. В качестве горючего материала использовали бруски древесины.
Воздействие струей пара на очаг горения приводило к ликвидации пламенного горения по ранее рассмотренным механизмам. Ликвидация очага горения, за счет охлаждения горючего материала, оказалась возможной только при пиролизе с поверхности древесины - при отсутствии гетерогенного горения. Если перед началом тушения успевало развиться гетерогенное горение, то после увода струи пара в сторону происходило возобновление пламенного горения.
Таким образом, область применения нового метода тушения должна быть ограничена воздействием на переднюю кромку пожара (зоны пиролиза и горения). Воздействие на зону догорания будет неэффективным.
Взаимодействие струи переохлажденного водяного пара с горением сложной системы, имеющей сильно развитую поверхность с малым временем прогрева горючего материала. В качестве горючего материала использовали тонкие ветки и траву.
Воздействие струи пара (в зоне активной части струи) на очаг горения приводило к угнетению пламенного горения по границе струи пара. Прекращение диффузионного горения происходило по ранее рассмотренным механизмам. Выявлено, что воздействие струи пара на больших удалениях от очага горения приводило к увеличению интенсивности горения (на удалениях более 800 калибров).
Неоднозначность взаимодействия струи переохлажденного водяного пара с очагом горения можно объяснить уменьшением концентрации капельной фазы и концентрации пара за счет смешения его с окружающим воздухом, содержащим кислород.
Выявленные ранее возможные механизмы тушения могут быть реализованы в различных комбинациях, в зависимости от вида горения. Основными механизмами следует считать разбавление кислорода воздуха паром и охлаждение зоны горения.
Таблица Механизмы тушения струей переохлажденного водяного пара Виды очагов горения Охлаждение Охлаждение Изоляция гофакела пла- горючего мате- рючих газов от мени риала кислорода Диффузионное горение горючих 4,8 кг/кг отсутствует возможна газов (пропан в воздухе) (Сп>Скр) Кинетическое горение горючих 4,8 кг/кг отсутствует невозможна газов (стехиометрическая концентрация пропан + кислород) Горение горючих газов, подавае- 4,4 кг/ кг невозможно возможна мых в зону горения за счет испарения от поверхности горючей жидкости (бензин) Диффузионное горение, происхо- 3,3 кг/кг возможно возможна дящее в результате пиролиза твердого материала, где поверхность пиролиза увеличивается незначительно (куски резины) Комбинация диффузионного го- 1,9 кг/кг возможно (при возможна рения с гетерогенным горением отсутствии ге(древесина) терогенного горения) Горение сложной системы, 1,7 кг/кг возможно (при возможна имеющей сильно развитую по- отсутствии геверхность, с малым временем терогенного гопрогрева горючего материала рения) (тонкие ветки, трава) Проведены испытания новых способов тушения лесных пожаров.
Программа испытаний предусматривала производить тушение:
1. струей распыленной воды с диаметром капель 2-3 мм. Для получения распыленной воды использовали штатный ранцевый лесной опрыскиватель (РЛО-6М);
2. непосредственно воздействуя переохлажденным паром на переднюю кромку лесного низового пожара;
3. проводить увлажнение элементов фитоценоза струей переохлажденного водяного пара с целью создания опорной полосы и одновременный поджог сухого ЛГМ с целью создания полосы отжига;
4. создание опорной полосы переохлажденным паром в комбинации с тонкораспыленной водой.
Сравнительные испытания (с РЛО-6) проводились в равных условиях: состав, структура и влажность лесных горючих материалов, рельеф местности, параметры окружающей среды были одинаковыми.
Для генерации струи переохлажденного водяного пара при испытаниях эффективности технологий тушения лесных пожаров использовался переносной парогенератор, отображенный на рис. 29.
Рис. 29. Схема установки для генерации переохлажденного водяного пара 1- горелка; 2- генератор пара; 3- охладитель пара; 4- выходное сопло; 5-форсунка тонкого распыла воды; 6-редуктор; 7- емкость для бензина; 8-емкость для воды; 9- измеритель уровня воды; 10-воздушный баллон Основные результаты испытаний:
При использовании ранцевого лесного опрыскивателя продолжительность тушения не превышала 5 минут, после чего оператору требовался отдых примерно 15-20 минут, во время которого производилась зарядка огнетушащим веществом (водой). После каждого цикла (заправка, отдых, работа) реальная скорость тушения уменьшалась. После 3-4 циклов оператор не мог выполнять работу по тушению в результате накопившейся усталости.
При тушении переохлажденным водяным паром скорость тушения достигала 18-22 м/мин. Продолжительность тушения без дозаправок составляла приблизительно 25 минут. На дозаправку парогенератора и вывод его на рабочий режим требовалось 15-20 минут. Утомляемость оператора не зафиксирована.
С учетом необходимости дозаправки водой и отдыха оператора реальная скорость тушения составила:
Х тушение с использованием РЛО - 4,5-5 м/мин;
Х тушение с использованием парогенератора - 9-10 м/мин.
Расход воды, затрачиваемой на тушение 1 погонного метра фронта пожара, при использовании струи переохлажденного водяного пара составил 0,01 кг/м, распыленной воды - 0,2 кг/м.
Тушение методом создания полосы повышенной влажности с одновременным пуском встречного огня:
- скорость тушения при увлажнении паром элементов ЛГМ составляет 1-1,км/ч, а количество воды, расходуемой на создание 1 м полосы увлажнения, составляет 0,02 кг/м;
-скорость тушения при совместном использовании пара и тонкораспыленной воды составляет 2,5-3 км/ч, а количество воды, расходуемой на создание 1 м полосы увлажнения, составляет 0,1 кг/м.
В приложении приведены акты внедрения и промышленных испытаний методов тушения и локализации лесных пожаров, выданные Кабанским лесхозом Республики Бурятия, Тайшетским лесхозом Иркутской области, Управлением по делам ГО и ЧС Кабанского района Республики Бурятия, а также акт внедрения генератора кавитации малой производительности, выданный ОАО Иркутский релейный завод.
Основные результаты и выводы:
1. Процесс перехода и перегретой жидкости, и переохлажденного пара к состоянию термодинамического равновесия сопровождается интенсивными гидромеханическими процессами, что может быть использовано для выполнения технологических операций.
2. Впервые разработан метод создания стабильных высокоскоростных до- и сверхзвуковых пузырьковых течений жидкости. Метод основан на использовании термодинамически неравновесного состояния сжимаемой среды. На способ создания пузырьковых течений жидкости получено АС СССР №1235554.
3. Созданы генераторы кавитации, позволяющие проводить непрерывную кавитационную обработку жидкости в небольших количествах (до 200 г/с). Новизна устройств защищена АС СССР № 1136845 и №1168300.
4. Разработана полуэмпирическая методика расчета гидродинамических характеристик генератора кавитации малой производительности. Результаты расчетов подтверждаются данными акустических, геометрических и гидродинамических измерений.
5. Решена задача определения баланса энергии кавитационного устройства.
Получен новый параметр - энергия кавитации как величина дополнительных потерь механической энергии жидкости, обусловленная наличием кавитации.
6. Разработан метод определения энергии кавитации. Новизна метода защищена АС СССР №1507461.
7. Использование энергии кавитации в качестве независимого параметра при проведении исследований по кавитационной обработке жидкостей позволяет обобщать результаты, полученные на различных устройствах, отличающихся конструктивными признаками и режимами работы.
8. Экспериментальными исследованиями определена эффективность использования гидродинамической кавитации для:
- дегазации жидкостей;
- приготовления эмульсии смазочно- охлаждающих жидкостей, используемых в машиностроении;
- защиты дизельных двигателей от попадания воды в топливо. Новизна способа обработки топлива защищена АС СССР № 1254191;
- приготовления тонкодисперсных глинистых суспензий, используемых в геологоразведочном бурении.
9. Струя переохлажденного водяного пара выступает в качестве регулятора межфазных свойств и способствует повышению гидрофильности поверхности элементов фитоценоза.
10. Разработаны новые методы тушения лесных пожаров с использованием струи переохлажденного водяного пара. Новизна методов защищена патентами России №№ 2216367 и 2273503.
Основное содержание результатов работы отражено в следующих публикациях:
Публикации в ведущих рецензируемых журналах и изданиях 1. Руденко М.Г. О задании профиля окружных скоростей в аппаратах с мешалками / М.Г. Руденко // Вестник ИрГТУ. - 2005. - №1 (21). С. 129-134.
2. Руденко М.Г. К расчету параметров газожидкостной среды при отсутствии скольжения фаз / М.Г. Руденко // Вестник ИрГТУ. - 2005. - №4 (24). С. 143148.
3. Руденко М.Г. Приготовление смазочно-охлаждающих жидкостей методами гидродинамической кавитации / М.Г. Руденко // Вестник ИрГТУ. - 2006. №1 (25). С. 87 - 89.
4. Руденко М.Г. Экспериментальное исследование действия струи переохлажденного водяного пара на очаг низового лесного пожара / М.Г Руденко, А.М. Гришин, И.С. Щербаков // Экологические системы и приборы / Научтехиздат. -М. 2006 №2,. С. 38 - 5. Руденко М.Г. Стабилизация свойств пузырьковых течений жидкости / М.Г. Руденко // Вестник ИрГТУ. - 2006. -№2 (26). С. 108 - 110.
6. Руденко М.Г. Энергетический баланс кавитационных устройств / М.Г.
Руденко // Вестник ИрГТУ. - 2006. -№4 (28). С. 81 - 84.
7. Руденко М.Г. Спектры акустического излучения, сопровождающего интенсивный нагрев жидкости / Руденко М.Г., Молокова С.В. // Вестник ИрГТУ.
Ц 2007. -№2 (30). С. 84 - 87.
8. Руденко М.Г. Геометрические и акустические характеристики кавитации в следе за лопастью, вращающейся между параллельными стенками / М.Г.
Руденко // Известия ВУЗов Физика. - 2007. т. 50 -№9/2 - С. 147 - 153.
9. Руденко М.Г. Экспериментальное исследование нового метода создания опорных полос с использованием струи переохлажденного водяного пара / А.М. Гришин, С.В. Молокова, М.Г. Руденко, И.С. Щербаков // Экологические системы и приборы / Научтехиздат. -М., 2008.-№5.- С. 11 - 14.
10. Руденко М.Г. Изменение смачиваемости поверхности при её контакте с переохлажденным водяным паром / А.М. Гришин, С.В. Молокова, М.Г. Руденко // Экологические системы и приборы / Научтехиздат. -М., 2008.-№7.- С. 61 - 64.
11. Руденко М.Г. О возможности возникновения кавитации в зубчатых передачах / М.Г. Руденко // Вестник ИрГТУ. - 2009. -№3 - С. 69 - 72.
12. Руденко М.Г. Гидродинамическая кавитация как фактор регулирования качественных показателей буровых промывочных растворов / В.Г. Заливин, М.Г. Руденко // Известия Сибирского отделения секции наук о земле Российской академии естественных наук. Геология, поиски и разведка рудных месторождений. - 2010 -№4 (41). - С. 153 - 160.
13. Руденко М.Г. Учет периферийной области перемешивающих устройств в рамках модели с пониженной степенью полинома / М.Г. Руденко // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. - 2010. -№ 4 - С. 21 - 24.
Авторские свидетельства и патенты на изобретения 14. Руденко М.Г. Генератор кавитации / В.М. Ивченко, М.Г. Руденко // А.С. СССР № 1136845.
15. Руденко М.Г. Генератор кавитации / М.Г. Руденко, Н.Г. Руденко // А.С. СССР № 1147448.
16 Руденко М.Г. Генератор кавитации / В.М. Ивченко, М.Г. Руденко // А.С. СССР № 1168300.
17. Руденко М.Г. Способ обработки топлива двигателей внутреннего сгорания / В.М. Ивченко, М.Г. Руденко, Н.Г. Руденко // А.С. СССР № 1254191.
18. Руденко М.Г. Способ создания пузырьковых течений жидкости / М.Г.
Руденко, В.К. Витер // АС СССР №1235554.
19. Руденко М.Г.Способ определения энергии кавитации кавитационных устройств / М.Г. Руденко, Н.Г. Руденко // А.С. СССР № 1507461.
20. Руденко М.Г. Способ тушения пожара / М.Г Руденко, И.С. Щербаков, А.М. Гришин // Патент России № 2216367.
21. Руденко М.Г. Способ локализации лесного низового пожара / М.Г Руденко, А.М. Гришин, С.В. Молокова, И.С. Щербаков // Патент России № 2273503.