高速喷嘴范文（精选7篇）
高速喷嘴 第1篇
当前, 绝大多数使用普通喷码机的饮料企业不得不以牺牲生产成本为代价向高速生产线妥协。因为灌装线的速度通常都远远高于普通喷码的速度, 企业只能被迫分离生产线以降低喷码速度或者安装多台标识设备来匹配生产线的速度和产量需求。这样的无奈之举势必让企业的综合竞争力大打折扣。英国可口可乐公司的生产线也一直饱受被迫分离带来成本浪费的困扰:面对每分钟需喷印1600瓶的高速生产线, 传统的喷码设备已束手无策;单独的喷码环节不但极大提高了生产成本, 而且其缓慢的速度也与高速运作的灌装生产线极不匹配, 生产效率大受制约。
面对这些问题, 包括可口可乐公司在内的很多企业都开始尝试使用双喷嘴喷码机来解决高速和产品追溯无法兼得的生产难题。
全球标识行业的领导者多米诺标识有限公司, 凭借在打印点阵控制技术、墨路系统等方面的研究成果, 研发并推出了多米诺A+双喷嘴连续式喷墨喷码机, 其性能和效率上的卓越表现为食品、饮料等主流喷码标识行业用户提供速度、喷印信息和成本更为优异的标识解决方案。这一适时推出的标识解决方案为企业的标识喷印困境带来了转机。而可口可乐也理所当然的成为了该解决方案的最早使用者。
借助图形点阵打印技术的创新, A+双喷嘴减少了两个喷嘴所喷印信息之间的间距, 使喷码机能够在更小的指定区域内打码, 由此, 普通双喷嘴打码机所遇到的技术和速度瓶颈都迎刃而解。加之每分钟高达2000个产品的喷印速度, 在可口可乐新的KHS高速生产线光荣上岗的多米诺A+系列表现稳定自若, 游刃有余。同时, A+系列双喷嘴喷码机的成功应用使可口可乐公司的灌装生产线与喷码环节不再被迫分离, 也由此简化了其生产线的设计, 减少了喷码机的使用量, 降低了综合运行成本。对此, 英国可口可乐生产管理员对多米诺给予了肯定:“我们要感谢多米诺开发出如此高效且稳定的标识设备, 它们现在正非常轻松的工作在速度为每分钟1600瓶的生产线上, 它们准确无误的给每个产品喷印标识信息, 且喷印效果清晰而美观。更重要的是, 它们帮助我们提升了总体设备效能和缩短设备正常运行时间。”
高压喷嘴的射流仿真研究 第2篇
高压水射流技术是近20年来发展起来的一门新技术,其基本原理是将水用高压从喷嘴处压出以形成射流动能[1]。随着工业技术的进步,高压水射流技术得到了长足的发展,并广泛应用于除锈除层、工业清洗、水力切割以及钻孔开采等[2,3]。因其具有环保、能量集中、成本低、操作方便等优点,其应用领域越来越广。而高压喷嘴作为高压水射流系统中的一个重要元件,它的结构及性能直接影响着高压水射流效果的好坏[4],故而对高压喷嘴的研究有着非常重要的意义。重庆大学的葛兆龙,卢义玉等人[5]利用Fluent研究了水力喷砂射孔喷嘴的长径比对出口冲蚀性能的影响后得出结论:长径比为1.8时,出口射流速度和动能最大。武汉科技大学的朱学彪、陈奎生等人[6]利用Fluent对高压水除磷喷嘴的流场情况进行了研究后得出结论:喷嘴的出口速度与系统压力成正比,与喷射距离成反比。
本研究在对高压喷嘴建立有限元模型的基础上,使用流体仿真软件Fluent对不同收缩角喷嘴的内、外流场进行仿真,并对淹没射流和非淹没射流两种喷嘴射流方式分别进行仿真,然后对仿真数据进行提取,对比分析,得出不同收缩角和不同的射流方式对高压水射流性能的影响曲线,为进一步研究高压水射流提供相关的理论依据。
1 流场基本理论
本研究所涉及到的为不可压缩连续流动,故而需满足流体流动的连续方程式和动量守恒方程式如下:
连续方程:
式中:ρ密度;t时间;u速度矢量;u,v,w速度矢量u在x、y和z方向的分量。
动量守恒方程:
式中:grad()=∂()∂x+∂()∂y+∂()∂z;符号Su,Sv,Sw动量守恒方程的广义源项。
又因在喷嘴喷射的过程中和气体有能量的交换,所以还应满足能量守恒方程式[7]:
式中:cp比热容,T温度,k流体的传热系数,ST流体的内热源及由于粘性作用流体机械能转换为热能的部分[8]。
2 喷嘴的模型建立及边界条件的确定
2.1 喷嘴的几何模型及网格划分
本研究所采用的喷嘴几何模型属于轴对称结构,为了减少仿真的计算量,笔者选取一半作为计算区域,为了仿真得出喷嘴外流场的流动情况,在喷嘴的外部建了一个很大的区域作为喷嘴外部射流区域[9]。
其具体结构如图1所示,其中:AB=2.5 mm,CD=1 mm,CI=220 mm,HI=20 mm,AD与BC的夹角为收缩角的一半[10]。
本研究将几何模型导入到Gambit进行网格划分,网格划分的质量决定了仿真结果的准确性,由于喷嘴内部、出口处以及流场轴线上的流场速度变化比较大,为了准确地反映流场的变化情况,本研究对这3个地方进行网格的加密,其余部分网格相对稀疏[11]。因为三角形网格具有更好的配合性,故而整个模型采用三角形网格进行划分。
2.2 边界条件的确定
本研究采用多相流中的混合模型,其中AB为喷嘴入口,边界条件为压力入口(pressure inlet),压力值为20 MPa;AD、DE、EF、FG均为无滑移边界壁面(wall);HI、GH为压力出口(pressure outlet),压力值为0 Pa;操作压力为一个标准大气压;BC、CI边界条件为对称轴边界(aix);CD为默认的interior边界。
3 流场仿真结果分析
3.1 同一喷嘴淹没射流与非淹没射流仿真结果
一股速度很大的流动射入周围流体时所形成的流动,称之为射流。而按照射流周围介质的性质,射流又可以分为淹没射流和非淹没射流。若射流介质与周围介质相同则称为淹没射流,若不同则称为非淹没射流[12]。淹没射流因为周围介质为同一种介质,故而射流的能量很快就传递到了周围介质中,这也就决定了淹没射流在出口处有一个短暂的加速之后速度会很快降低。而非淹没射流如水射入空气中,因空气对水的阻力较小,故而轴线上的速度减弱较慢。
喷嘴在20 MPa的压力下,以水为介质的高压喷嘴淹没射流与非淹没射流的速度云图如图2、图3所示。
从图中可以很清晰地看出,两种射流情况的基本形状大致一致,但淹没射流的轴向速度变化很明显,从最大值经过很短的时间就减小到很小的程度,而非淹没射流虽然也有一个减速的趋势,但减小的很少,在很短的距离内很难看到变化量,这与理论分析的结果相吻合。另外,这也表明非淹没射流对于高压水射流的能量集中起着积极的作用。
3.2 相同压力不同收缩角条件下喷嘴仿真结果分析
喷嘴在压力为20 MPa条件下,收缩角为10°时的非淹没射流的速度云图如图4所示。
本研究将图4与图3所示收缩角为30°的非淹没射流的速度云图相对比,可以看出,两者的流场的形状大致相同,但很明显速度的变化趋势有所不同。
压缩角分别为5°、10°、30°、60°时轴向的速度变化曲线如图5所示。从图5中可以看出当收缩角为10°时速度最为集中且稳定性比较好,这表明,在其他条件相同的情况下,收缩角为10°的非淹没射流喷嘴的高压水射流冲击力最大。这也表明此种条件是最优选择。
4 结束语
本研究先对高压喷嘴进行了模型的建立以及网格的划分,然后通过使用Fluent数值仿真软件对高压喷嘴的淹没射流和非淹没射流以及不同收缩角条件下同一喷嘴的非淹没射流进行仿真,并通过后处理提取出喷嘴内外流场的速度分布,分析比较了不同喷射方式以及不同收缩角的情况下,高压喷嘴速度的集中性和稳定性。
研究结果表明,非淹没射流比淹没射流具有更好的轴向速度集中性,而且当收缩角为10°时速度更加稳定;在其他条件相同的情况下,选择收缩角为10°的喷嘴进行非淹没射流更有利于高压喷射系统的使用,这对高压喷嘴的选择提供了理论基础。
摘要：针对高压喷嘴射流发散快以及速度稳定性差等问题,将Fluent仿真技术应用到高压喷嘴的流场分析中。根据高压喷嘴结构特点,为喷嘴及外部喷射区域建立了轴对称的几何模型;并根据喷射过程中流体速度的变化情况进行了网格的划分与加密,然后对高压喷嘴的淹没与非淹没射流流场以及不同收缩角时的非淹没射流流场进行了仿真分析;在流体理论的基础上提取了各种情况下的速度分布图,并对其结果进行了对比分析。研究结果表明,收缩角的不同对喷嘴流场的轴线的速度变化影响较大,当收缩角为10°时流场速度的稳定性最好;此外,通过对淹没射流与非淹没射流的流场情况进行比较,得出了非淹没射流对速度的集中更为理想的结论;仿真分析结果也为高压喷嘴结构及喷射形式的选取提供了一定的依据。
关键词：高压喷嘴,Fluent,射流仿真,淹没,非淹没,收缩角
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汽轮机高压喷嘴组加工 第3篇
高压喷嘴主体结构由喷嘴环和高压喷嘴组成如图1所示, 材料为1Cr12W1Mo VA, 工件结构较复杂, 加工精度要求较高, 合金材料非常难于切削加工。
高压喷嘴加工的基本过程是高压喷嘴的加工、喷嘴环的加工、各零部件装配焊接后的组合加工。
加工中需要解决的主要问题是:
1) 喷嘴组部分在组焊前的定位基准加工和喷管孔的预加工;
2) 进汽室部分组焊前的粗加工和焊接定位基准加工, 焊接定位工装的设计加工;
3) 进汽管部分的粗加工和焊接定位加工;
4) 组焊后的精加工和定位基准及定位工装的设计;
5) 加工过程中的刀具、夹具等的设计。
1喷嘴组部分加工
喷嘴组部分结构如图2所示, 材料为1Cr12W1Mo VA。 加工难度为公差尺寸的控制和位置要求的控制。
1. 1车加工刀具的选择
由于此工件的材料属于极难加工的耐热合金材料, 在加工外圆、内孔时经过多种刀具切削实验, 最终采用山特维克公司制造的WNMG08. 04. 08MC型550刀片。
在加工工件的端面时, 特别是图2所示的9. 5 mm深的端面时, 山特维克的各种刀片均无法保证切削要求。为此, 联系了伊斯卡和日本三菱等一些国际品牌刀具制造商, 经过多方面切削比较试验, 最终选定以色列伊斯卡公司制造的GIF. 800E. 080IC908型刀片, 取得良好的切削结果。
1. 2车夹具的设计
自行设计并制造夹具 ( 图3) , 用于车加工。
此项工装夹具的应用, 保证了工件加工形位公差。
a) 喷嘴组镗铣加工夹具设计
为了解决喷嘴组上各喷嘴孔的加工, 以确保各孔的位置精度和尺寸精度, 设计制造了一个喷嘴组专用夹具体, 如图4所示。
b) 喷嘴孔的加工方法确定
1) 首先进行预钻加工, 先将需要铣削加工掉的部分加工掉, 利用M24 × 2的螺纹底孔, 制作一个定位铜套对预加工的钻头进行定位固定。保证钻头沿着需要的方向和角度进行加工。2) 对喷嘴孔进行扩孔加工、粗铰加工和精铰加工。
c) 刀具设计
专门设计了加工用的定心钻和加长键槽铣刀 ( 图6) 。
2进汽室部分的加工
a) 加工难点
主要在于图7所示的D761 ( + 0. 05 ~ + 0. 10) mm和D937 ( - 0. 05 ~ - 0. 10) mm两道止口凸台圆的加工和6个D50 mm孔的定位加工。这些加工难点的关键在于此工件的形状比较复杂, 装夹定位和加工方式选择是保证工件加工精度的关键。
b) 解决方案
专门设计制造了如图8所示的特殊夹持工装。从加工的实际效果来看, 此种装夹定位方式简便灵活, 且完全保证了加工的实际需要。
3高压喷嘴的整体加工
a) 加工的难点
如图9所示, 中间 ( d494. 5 $0. 05) mm法兰面的右侧端面的形位公差的加工保证。造成这些困难的主要原因是进汽管的弯头法兰造成立车加工的勾头加工特别长, 极容易造成加工过程中的振动, 影响加工精度。
b) 解决方案
设计制造了一个如图10所示的特殊勾头刀排和特殊刀体。此勾头刀排自身拥有良好的刚性, 是一个加强三角形结构。另外, 为了确保加工中的稳定性, 在刀排后部增加了一个辅助顶紧装置。经实践应用, 又对此刀排进行了改进, 取消了辅助装置, 加工效果更加完美 ( 图11) 。
4结语
通过一系列的攻关及操作人员的精心操作, 较好完成了汽轮机高压喷嘴的加工。在加工过程中和加工结束后, 检验人员对此零件的21项尺寸精度和11项形位公差进行了检查, 合格率达到99. 5% 。高压喷嘴在整机装配中完全达到了设计要求。
参考文献
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单喷嘴均匀度实验研究 第4篇
关键词：单喷嘴,均匀度,方案设计,雨强
人工模拟降雨由于不受时间和空间限制, 并可重现天然降雨, 可以定量的研究降雨的作用机制, 国内外的专家学者对此作了大量的研究[1,2,3,4,5,6,7]。人工模拟降雨要用到多个喷嘴进行组合模拟, 雨量叠加后的均匀性是模拟降雨成功的关键, 多喷嘴的均匀度又由单个喷嘴的均匀性确定, 为此进行了单个喷嘴的均匀度测试, 可为喷嘴的优化组合提供可靠的依据。对于单喷嘴的均匀度测试, 少量文献有简单的描述[8,9] , 本文针对单喷嘴的特性, 从实验方案的布置、均匀度测试的指标方面详细的研究单喷嘴的均匀度。
1 实验方案的设计
1.1 总体布局
实验布置在实验大厅内, 实验装置有三部分组成:供水系统, 控制系统, 喷水系统, 供水系统主要是水泵和输水管道组成;控制系统由数采器、电压转换器、电源开关组成;喷水系统由喷嘴、管道、电磁阀、压力变送器组成 (图1) 。把四个喷嘴同时安装在直径为0.6 m的PVC圆板下方, 板上方有一条主管道分为4条支管, 每个支管连接一个电磁阀穿过PVC板连接板下方喷嘴, 喷嘴分别位于边长11 cm的正方形的四个顶点上, 喷嘴到地面的距离为10 m, 圆板用螺杆悬挂于天车的吊钩上, 可以调整喷嘴的高度。预测喷嘴的喷射范围为圆锥形, 在地面上以正方形的中心点的垂线点为0坐标点, 建立直角坐标系, 在边长为5 m的正方形的范围内 (直角坐标系的四个坐标轴分别为2.5 m) 放置接水桶 (图2) , 测量不同喷嘴在压力为0.2 MPa下不同历时的降雨量。
1.2 喷嘴高度的设计
人工模拟降雨的粒径越大, 雨滴击溅速度达到终极速度所需的降雨高度越大, 天然降雨的雨滴直径不超过7 mm[10], 因此喷嘴的雨滴直径也应在7 mm之内, 根据冈恩 (RGann) , FN什维布斯等的实测资料[1], 直径为6 mm的雨滴, 需要的高度为8.4 m, 本文采用的喷嘴高度为10 m。
1.3 测试方法
测量方法示于图2 , 测量喷嘴的降雨区为边长为5 m的正方形区域, 降雨区的中心为正方形的中心, 在正方形的边界上布置73个直径为18 cm的小桶 (间距见表1) 。
每次降雨的时间为30～60 min, 用量筒测量小桶的雨量, 连续降雨2次, 求出小桶的平均雨量, 然后由式 (1) 计算各点雨强:
式中:P为降雨强度, mm/min;V为用量筒测量的每个小桶的平均雨量, mL;S为小桶桶口的面积, cm2;t为测量时间, min。
2 单喷嘴均匀度测试的指标
人工模拟降雨分布的均匀度是模拟天然降雨的一个重要特征, 在人工模拟降雨实验研究中有极重要的意义。本文主要给出了四个测试指标, 即:均匀系数、偏态系数、等雨强线和等圆半径。
2.1 均匀系数α
均匀系数的计算公式为式 (2) 和式 (3)
式中:P为各测点的雨强, mm/min;n为所有测点;
根据公式, D实质是所有测点相对于其平均值的平均绝对误差, D/P则是平均相对误差, 它与1越接近表明各点雨强的差异越小, 因此可作为反映雨强空间分布是否均匀的判断指标:α值越大, 雨强空间的分布均匀性越好。
2.2 偏态系数C
均匀系数只能反映雨强的离散程度, 不能反映雨强在均值两边的对称程度, 本文采用偏态系数作为衡量雨强不对称 (偏态) 程度的参数, 其计算公式为:
当雨强对于平均雨强
2.3 等雨强线
为了获得单喷嘴雨强空间分布特征, 就要绘制出各个喷嘴的雨强空间等值线图, 分析其受雨面积, 雨强等值线的圆度。本文的等值线图是用surfer8.0软件kriging插值画出来的。
2.4 等圆半径
这里我们把等圆半径定义为与等值线所封闭的曲线内的不规则图形的面积相等的圆的半径, 计算等圆半径的目的是计算出喷嘴的雨强对应的半径值, 以被测喷嘴正下方为中心控制点, 分析中心剖面雨强随距中心控制点距离的变化规律, 更好地进行多个喷嘴的优化组合。
3 典型喷嘴的测试
3.1 喷嘴的型号
本文采用的喷嘴为德国Lechler公司生产的实心圆锥喷嘴, 按喷嘴孔径从大到小对喷嘴进行了编号, 各个喷嘴的参数如下。
3.2 实验结果分析
3.2.1 均匀系数, 偏态系数分析
单个喷嘴由于其喷雾强度从中心到边缘在逐步递减, 其均匀系数介于0.09～0.3之间, 平均为0.210 4, 雨强空间分布的均匀性较差, 均匀系数最大的为1号和2号喷嘴, 为0.284 0。7个喷嘴的偏态系数都大于0, 是正偏, 说明雨强大于均值比小于均值出现的机会大, 最大者为6号喷嘴, 为0.702 2。
3.2.2 等雨强线和等圆半径分析
对于单个喷嘴而言, 均化系数和偏态系数是表征喷嘴均匀性的两个最基本的参数, 另外等雨强线的圆度, 及等圆半径的空间分布也是两个重要的参数。总体上来说, 等雨强线的分布是同心椭圆, 中心处雨强最大, 向两侧迅速递减, 至边界为0, 但喷嘴的圆度各不相同, 同心圆度最好的为6号喷嘴 (图3～9) 。
为了反映雨强的空间衰减, 进行了等圆半径和雨强的非线性回归分析 (图10, 表3) , 以等圆半径为自变量, 雨强随距离的衰减呈现出4次多项式回归, 衰减方程的回归系数为0.998 6～1, 平均为0.999 5, 回归性最好的为6号喷嘴, 这与此喷嘴的同心圆度最好是相对应的, 这也说明了衰减方程的回归性和等雨强线的同心圆度是对应的。
4 结 论
通过对单喷嘴的模拟降雨实验, 率定了喷嘴的雨强及其空间分布的相关参数。①单喷嘴的均匀系数比较小, 与喷嘴雨强从中心向边缘迅速递减有关, 偏态系数大于0, 说明雨强大于均值出现的几率大。②等雨强线的空间分布是同心椭圆, 雨强随等圆半径的增大呈衰减状态, 衰减方程为4次多项式。对单喷嘴的相关参数确定后, 可以为多喷头的优化组合提供技术指标。
但单喷嘴的测试仍有需要改进的地方, 主要表现在以下几个方面:①本实验只进行了一个压强下的参数率定, 喷嘴模拟的雨强特性随压强如何变化是需要进一步研究的内容。②喷嘴的相关参数是在10 m高度下测定的, 对于不同的高度, 喷嘴的性能呈现出的不同的特性有待进一步研究。③单喷嘴的其他降雨特性如雨滴特征、降雨动能等还有待进一步测试和率定。
参考文献
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抽屉窑的喷嘴匹配及改进 第5篇
关键词：高速喷嘴,匹配,复制,优化
0 引言
我国是一个陶瓷生产大国, 陶瓷生产的一个重要过程就是陶瓷烧成。随着陶瓷工业的不断发展, 现代工业窑炉容积向大中型和节能型方向发展, 使得自吸式 (文丘里) 喷嘴已无法满足陶瓷烧成要求, 应运而生的高速喷嘴出现在大中型抽屉窑上。高速喷嘴具有单位时间内热负荷大, 燃烧状态稳定, 可调范围大等优点, 其用于抽屉式窑具有独特优势。
1 高速喷嘴的应用分析
1.1 高速喷嘴在陶瓷窑炉上的应用
抽屉窑用于陶瓷产品烧成, 同样能满足大部分产品的工艺要求, 高速喷嘴的应用也越来越多, 如何更好地改善此类窑炉的操作方便性以及操作准确性, 也成为摆在我们面前的问题之一。
典型抽屉窑使用高速喷嘴如图1所示, 喷嘴采取侧面交错布置, 产品 (料垛) 由喷嘴的火道分开, 而产品装在两条火道之间, 燃气和空气分别通过窑外管道经各分支管送入喷嘴, 高温烟气在系统的控制下对窑内产品加热。
当抽屉窑用于陶瓷烧成时, 应结合陶瓷烧成的工艺要求, 陶瓷产品的加热分为氧化阶段和还原阶段, 故此喷嘴的调节也要符合这一特定的条件, 从而完成陶瓷产品的烧成。
1.2 供风参数、供气参数与喷嘴和窑炉工况的关系
窑炉调节中, 总量控制调节燃气和空气量的大小, 每个喷嘴则将空气和燃气送到窑内各个点进行燃烧。喷嘴的燃烧强度与送入的燃气 (配比相应空气) 流量成正比关系, 流量越大则燃烧强度越大, 烧成温度越高。单个喷嘴通过的燃气 (空气类同) 体积依如下公式:
Q燃气通过体积, M3/H
S阀门截面积M2
V燃气流速M/H
当全部窑炉喷嘴开启后, 供气 (燃气、空气分别计算) 总量有如下公式:
Qn第n个喷嘴气体总量, M3/H
Q总全窑供气总量 (燃气, 空气分别计算) , M3/H
假设某一时刻总量Q总供应一定, 在此情况下, 每个喷嘴的燃气量 (或空气量) Q值却是不完全一致的。现实使用中由于各种条件所限, 更加重了这种不一致性。如上图, 由于每个喷嘴的位置或风管的阻力不一样, 导致各点的气体流速V不同, 同时窑内工况随着产品大小、棚板层数、窑内高度 (长度) 的变化, 对每个喷嘴的供热大小要求不同 (抑或Q值不同) 。那么很显然, 这种差异的存在是有其必然性的。
依上述公式 (2) , 改变阀门的开度即改变了供气的S值 (依流体性质, 也同时改变了V值) , 而某一阀门S值的改变或多个阀门S值的改变将导致V值随之改变, 从而使喷嘴供气和燃烧达到新的平衡。
由此可以看出, 主动改变阀门开度是我们调节喷嘴匹配参数的主要手段。匹配参数合理时, 将大大改善窑炉烧成特性和烧成工况。反之, 参数匹配不合适, 将会导致烧成难以顺利进行, 并给后续工作带来麻烦。
1.3 普通燃气喷嘴匹配产生的问题
以空气输送为例, 一般地, 总风管从窑顶部两边排布, 相应地, 空气支管下到两侧的喷嘴所在位置 (如图2) , 从喷嘴排列看, 每个喷嘴因为位置上的不同, 获得的供气量也会有所不同。
在陶瓷烧成中, 需要从氧化阶段转向还原阶段, 这两个阶段对喷嘴的燃气和空气的供应要求不同, 氧化时段一般处于980℃以前, 燃气、空气的配比以空气过剩系数>1为参考, 反映在窑炉烧成上的术语叫“烧清”;此阶段的前期, 对喷嘴的配比要求不高, 一般其空气量均较大, 但接近后期, 则空气的配比就需要接近1, 也有在1.05~1之间的, 这是为了在提高烧成温度的同时, 减少燃料消耗, 同时为窑炉转入还原阶段提供方便;一旦转入还原, 空气过剩系数就会<1, 一般维持到结束, 而在转换开始后, 为保证气氛转换成功, 会通过提高燃气的总量来确保这个过程的顺利进行。
由于窑内气氛因素对产品影响重大, 准确地完成这一过程就显得十分关键。单纯地通过煤气总量的加大, 有时并不能保证窑炉的各喷嘴燃烧状况同步完成这一转变, 局部过氧化的现象极可能存在, 如果恶劣状况任其发展, , 会导致局部产品出现严重的缺陷, 如过烧, 偏黄。实际上, 对于大部分窑炉操作者而言, 准确而顺利地完成这项操作, 难度不小, 如果喷嘴的匹配不好, 或匹配参数有误, 那么, 有可能出现单纯加大燃气量的供给来消除局部过氧化的问题, 这又将导致燃气大量消耗, 并在后期使产品出现“吸烟”缺陷。此时如仔细调整每个喷嘴, 能很大可能杜绝这种状况, 那就是根据窑内各点的实际情况, 调节相应部位的喷嘴匹配参数, 使得窑内温度均匀, 气氛相同, 全窑工况稳定。
2 还原气氛下喷嘴参数匹配方法的改进
2.1 充分利用抽屉窑的燃烧特性
利用抽屉窑的燃烧特性, 有必要了解还原气氛下窑内各点的差异情况。重要的是针对陶瓷烧成工艺的要求, 调节每个喷嘴的匹配参数, 从而实现窑炉工况准确顺利地由氧化向还原阶段转换, 完成陶瓷产品的烧成。
2.2 改进方法
在此, 适当改变硬件条件, 变换喷嘴前阀门的设置, 变一组阀门为两组, 增加一组阀门用于调节参数, 并利用阀门的开启位置来固定调节的结果, 如图3所示。
每个喷嘴的燃气和空气的供给多少, 决定了窑炉内部的烧成工况, 新办法用两组阀门对原来操作进行修正。设置B组阀门用于精细调节, 其阀门开度随陶瓷工艺的需要调整后, 即将位置固定, 让每组燃烧中的喷嘴的参数由阀门的位置来记忆;而A组阀门, 则处于开、闭两个状态, 不用的时候关闭, 需要用的时候打开并保持通畅而无须起任何调节作用。如此, 则操作方便, 调节灵活, 给喷嘴的最佳匹配参数带来完全意义上的可复制性。
3 结论
3.1 保留匹配参数能带来产品质量的提高, 反之则不然
窑炉调试完成后, 一般烧成工艺曲线基本固定下来, 但更重要的数据包括每个喷嘴的调整结果却因为阀门的开启、闭合人为丢失了, 因为频繁地操作喷嘴前阀门让记忆阀门位置成为不可能完成的任务, 而由于阀门位置的改变导致喷嘴的参数匹配重新变得困难起来, 这就给优化烧成工作带来较大的随意性。在产品种类和工艺相同的情况下, 前一窑与后一窑产品的结果都可能出现较大的差异, 不同的烧窑人员更是将不同的操作手法用于喷嘴的参数匹配上, 使得最佳的匹配参数难以在往后的烧成操作中进行复制。
应用双联开关组对喷嘴阀门进行调节控制的方式, 可以在找到最佳烧成工艺曲线的基础上, 自动记忆喷嘴的最佳匹配参数, 使每窑的烧成工艺可以再次复制, 确保了产品质量, 有效提高了企业产品附加值, 同时避免了瓷土矿产资源及燃料的浪费。
3.2 适用性能提高, 具有可复制性
让窑炉本身记忆喷嘴匹配参数亦即固定喷嘴供气 (供风) 阀门 (B组) 位置, 给烧成操作带来可重复, 使其具有极大的可复制性, 将给优化烧成带来极大的便利。
窑炉产品多种多样, 具体窑炉产品各有其特性, 但陶瓷的氧化转还原这一特殊要求, 给窑炉技术工作者提出了极大的挑战。当然, 针对烧成的优化也有很多行之有效的方式, 笔者相信, 为窑炉提供操作便利性、喷嘴最佳匹配、窑炉工况稳定性和窑炉操作的可复制性, 仍是我们工作面临的重要挑战, 是解决陶瓷窑炉烧成工艺问题的重要因素和新的途径。
参考文献
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空气辅助雾化喷嘴的数值模拟研究 第6篇
空气雾化喷嘴具有很多突出特点, 在较低的油压下可以获得良好的雾化效果, 尤其是对雾化高粘度的液体有很好的雾化质量, 流量调节范围广, 且能在较大的燃油流量范围内得到良好的雾化质量, 因此它在石油、化工、电力等众多领域应用广泛[2,3,4]。国内外许多学者对其进行了大量研究[5,6,7,8,9]。Holtzclaw[10]和Wang[11]等人应用PIV技术分析了工作参数对雾化颗粒速度、液膜厚度和雾化锥角等雾化特性的影响。沈赤兵等[12]采用马尔文激光散射测粒系统进行了大量的实验研究, 得到了索特平均直径, 雾化颗粒尺寸分布等雾化特性。采用数值模拟的方法进行喷雾雾化过程的研究还很少[13,14,15], 因此, 本文模拟研究了一种带有螺纹通道的空气辅助雾化喷嘴的雾化过程。通过两步法, 首先进行喷管内单相模拟, 然后根据单相模拟结果再进行雾化场中的气液两相模拟, 得到了雾化场中的雾化颗粒速度分布和尺寸分布等雾化特性。
1 喷雾模型
1.1 空气辅助雾化喷嘴结构图
喷管内气相通道的三维结构如图1所示, 其中喷嘴出口处液料出口直径为2.0 mm, 气体出口环内径为3.0 mm, 外径为3.3 mm。液料通过中心流动通道, 从入口进入喷管内, 从右侧出口喷出;空气从入口处进入到环形气相通道中, 气流在喷管内经过压缩, 气流速度增大, 并在喷嘴出口处达到最大, 对出口的液料进行冲击和摩擦, 进行雾化。
1.2 雾化模型
针对喷管内流动, 建立数学模型。
质量守恒方程
式中ρ———流体的密度;
v———流体的速度矢量。
动量守恒方程
式中p———静压;
ρg、F———质量力;
———应力张量;
μ———分子粘度;
I———单位张量。
能量守恒方程
式中keff———有效热传导;
Jj———组分j的扩散通量。
右边括号内的三项分别表示由于导热, 组分扩散和粘性耗散引起的能量变化。湍流模型采用k-ε湍流模型。近壁面处理方式采用标准壁面方程, 湍流动能k和湍流耗散率ε, 可从以下输运方程中得到
式中Gk———由平均速度梯度产生的湍流动能
Gb———由浮升力产生的湍流动能
μt———湍流粘度
式中u———脉动速度;
对于喷管外雾化场中的两相流动, 采用欧拉-拉格朗日耦合算法进行模拟, 对气场采用欧拉算法, 对液相采用拉格朗日粒子跟踪方法, 考虑各个区域之间的质量、动量和能量交换进行相间耦合迭代计算。喷嘴模型选择空气辅助雾化喷嘴, 曳力模型采用动态曳力模型。图2为连续相与离散相耦合计算示意图。
采用KHRT (Kelvin-Helmholt-Rayleigh-Taylor) 破碎模型, 认为破碎过程是由KH破碎模型和RT破碎模型共同作用的结果。通过列维奇理论[9]可计算得到液穴长度
式中CL———列维奇常数;
d0———相对喷嘴直径;
ρl、ρg———液相密度和气相密度。
式中De———液斑直径;
Ca———收缩系数。
RT模型中, 认为RT不稳定波是破碎的主要因素, 增长最快的射流不稳定波频率为
式中gt———液滴运动方向的加速度, 对应的波数为
RT不稳定波的形成时间一般比破碎时间稍长, 破碎时间为
破碎形成的子液滴半径为
2 初始和边界条件
根据实际情况, 边界条件的设置如下:入口边界条件为质量流量入口边界条件, 出口边界条件为压力出口边界条件, 气体工质为可压缩理想气体。表1给出了模拟计算所需的边界参数和物性参数。
图3给出了喷管内的网格划分, 采用了结构化与非结构化网格相结合的方法, 在结构复杂处采用非结构化网格, 在结构简单处采用结构化网格, 并在喷嘴出口附近对网格进行了加密处理, 优化了网格质量。
图4给出了喷管外雾化场的网格, 雾化场进行了二维轴对称简化计算, 选择了一个直径为1 m, 长1 m的圆柱空间进行雾化过程的计算。
3 结果与讨论
3.1 喷嘴内气相流动特性
图5中给出了喷嘴内气相速度场的分布图。从图中可以看出, 气相在喷管内流动过程中, 气体速度在喷管前部分基本不发生变化, 只在喷嘴出口附近, 发生显著变化。由于气体在喷管内的流动过程中, 喷嘴截面在前面部分不发生明显变化, 因此, 气体速度基本不变, 在喷嘴出口附近, 气相通道截面积逐渐缩小, 并在近喷嘴出口处逐渐增大, 形成缩放型喷管, 气体速度也发生显著变化, 逐渐增大, 甚至从亚音速增大至超音速。
图6和图7分别给出了喷嘴内气相压力场和温度场的分布图。从图中可以看出, 气相在喷管内流动过程中, 气体压力和温度在喷管前面大部分范围内不发生变化, 只在喷嘴出口附近, 压力发生显著变化。
3.2 喷嘴外雾化特性
图8给出了雾化场中雾化颗粒的粒径分布图, 从图中可以看出, 雾化颗粒直径分布均匀, 颗粒直径几乎在30μm左右, 雾化形成了良好的张角, 不但保证了雾化的贯穿作用, 还保证了雾化扩散效果, 雾化效果良好。
图9中的 (a) 和 (b) 分别给出了雾化场颗粒的轴向速度分布图和颗粒的径向速度分布图。雾化液滴具有较大的轴向速度, 较小的径向速度。主要是受空气在喷嘴出口处速度分布的影响, 气相从喷嘴出口处喷出来之后, 对中心液料形成了良好的冲击作用, 使液料破碎成雾滴, 并使雾滴具有一定的轴向速度和径向速度, 形成良好的扩散效果。
图10和图11分别给出了小喷嘴外雾化场中雾滴尺寸分布柱状图和曲线图。其中柱状图给出了雾化场中雾滴直径在0~100μm之间的分布百分比, 曲线图给出了雾滴直径的概率分布曲线。从图中可以看出, 超过50%的雾滴直径集中在10~15μm之间, 雾滴直径主要集中在50μm以内, 最大雾滴直径在200μm左右。
4 结论
本文采用欧拉-拉格朗日两相流模型对一种带有螺纹通道的空气辅助雾化喷嘴的雾化过程进行了分析, 得到了喷嘴内气相的速度、压力和温度分布, 最终得到了雾化场中的雾化特性, 主要结论如下:
(1) 喷嘴内流动过程中, 气相在喷嘴前段参数变化不大, 但是在靠近出口段, 由于喷嘴截面的剧烈变化, 气相参数发生明显变化, 速度逐渐增大, 压力逐渐减小, 温度逐渐降低。
压力旋流喷嘴雾化特性的实验研究 第7篇
鉴于此,国内外众多煤矿都不遗余力的采用各种技术降低粉尘的浓度。现阶段对于粉尘的治理大多采用水雾降尘技术,尤其是压力旋流喷雾降尘技术,压力旋流式喷嘴产生的雾滴SMD可达到40 ~100μm。尽管该技术在国内得到了不少的应用,但技术人员在喷嘴选用、水压设置等方面大多凭经验办事,这样不仅达不到良好的降尘效果还浪费了大量的资源[3,4]。针对上述情况,本文选择压力旋流喷嘴,对不同孔径的喷嘴在不同喷雾压力下的雾粒粒径分布、雾粒运动速度、雾化角等进行了系统的实验研究,以期为提高矿井喷雾降尘效率提供理论指导。
1 雾化机理
压力旋流喷嘴主要由喷嘴体、旋芯、芯体压盖三部分构成,如图1 所示。高压液体经过喷嘴旋芯被加速进入旋流室之后,液体在离心力的作用下飞向固壁,在旋流室的中央则形成一个旋转空腔,而后液体以相对于周围气体较高的速度从喷嘴喷射而出,当高速射流遇到空气的微小扰动,振幅增长到未受扰动的液体射流直径的一半时,这个射流就不稳定,并通过气液之间强烈的剪切作用实现液体的雾化[5,6]。液体的雾化本质上是外力( 液体压力、气动力等) 与液体的表面张力和黏滞力之间相互博弈过程。液体的表面张力试图使液体保持球形,液体的黏性则阻碍液体的变形,当促进液体破碎的外力足以克服阻碍液体破碎的表面张力和黏滞力时,液体就会破碎成为许多小液滴。这些初步破碎的小液滴是不稳定的,在周围气流的作用下,会再次破碎,实现二次雾化,形成粒度更小的雾粒[7]。
1为喷嘴体;2为旋芯;3为芯体压盖
2 实验系统和测量方法
本实验系统主要由喷雾系统和测量系统两部分组成。喷雾系统主要由水箱、控制阀、水压表、流量计、压力旋流喷嘴组成; 测量系统主要由计算机、Dp—02 激光粒度仪、HX—6 高速摄像机组成。实验系统如图2 所示。
实验在搭建的实验中心进行,四周无风,温度为室内常温,以自来水为工作介质。自来水经控制阀加压到设定的压力值后从水箱输送到喷嘴进行喷雾,待雾场稳定之后开始实验。通过流量计读出流量的大小,水压表显示水压的大小,高速摄像机记录雾粒运动速度及雾化角,同时通过改变喷嘴与激光粒度仪的相对位置来测量不同位置处的雾粒粒径分布情况。实验现场如图3 所示。
3 实验结果及分析
3. 1 雾粒SMD与喷雾压力及喷嘴孔径的关系
图4 是雾粒SMD随喷雾压力及喷嘴孔径的变化曲线。图4 显示,对孔径相同的喷嘴,雾粒SMD随喷雾压力的增大迅速减小,在5 MPa之后趋于平缓。这表明,喷雾压力对液体雾化有显著的积极影响,喷雾压力的增大使雾化能量也随之增大,有利于雾滴破碎,但是当压力达到一定值之后,即使继续增大压力雾粒SMD也不会有较大幅度的减小。图4也表明,在喷雾压力相同时,孔径较小的喷嘴其雾粒SMD也较小,有利于液滴的雾化。
3. 2 雾粒SMD在雾场中的轴向变化
图5 是雾粒SMD在雾场中的轴向变化曲线。从图5 可以看出,雾粒SMD在雾场中随轴向距离的增大先急剧增大后迅速减小而后逐渐趋于稳定,其中经历的增大与减小过程比较短暂。这表明,雾滴在离开喷嘴时其SMD就比较小,此时雾场中单位体积内的雾粒很多而气体较少,不利于雾滴继续破碎,部分雾滴相互碰撞聚合,使雾粒SMD进一步增大;随着距离的增大,单位体积内的雾粒逐渐减少而气体逐渐增多,不仅促进了雾滴的二次雾化也在一定程度上降低了雾滴相互碰撞聚合的可能性,因而雾粒SMD又迅速减小; 当距离达到100 cm左右时,雾滴的聚合作用和二次雾化均达到了相对稳定状态,因而雾粒SMD也趋于稳定。
3. 3 雾粒轴向速度与喷雾压力及喷嘴孔径的关系
雾粒轴向速度随喷雾压力及喷嘴孔径的变化曲线如图6 所示。从图中可以看出,在喷嘴孔径相同时,雾粒轴向运动速度随喷雾压力的增加而增大,同时雾粒速度的增大又是有限的,在5 MPa之后曲线渐趋平缓。图6 还表明,在喷雾压力相同时,喷嘴孔径越大,雾粒运动速度越小。
3. 4 雾粒速度在雾场中的轴向变化
图7 是雾粒运动速度沿雾场轴向变化的曲线。从图中不难发现,雾粒运动速度在雾场中随轴向距离的增大而逐渐减小且减小幅度逐步放缓。这是由于喷孔处的压降较大,雾滴从喷孔处以较高的速度喷射而出,在向前运动的过程中受到空气的阻碍作用,并且这种阻碍作用与速度的平方成正比,所以雾粒运动速度会呈现出逐渐减小的趋势。
3. 5 雾化角与喷雾压力及喷嘴孔径的关系
雾化角的测量方法主要有出口雾化角和条件雾化角[8]两种,本实验采用条件雾化角进行测量。不同喷雾压力及孔径下的雾化角如图8 所示。从图8中可以看出,对于同一孔径的喷嘴,雾化角随着喷雾压力的增大不断减小,当压力达到5 MPa时趋于稳定,这是因为在压力较小时,雾流中夹杂的空气对雾场影响较大,随着压力的增大,这种影响渐趋变小。图8 还表明,在喷雾压力相同时,喷嘴孔径越大,雾化角越大。
4 结论
本文通过喷嘴雾化测试系统对压力旋流喷嘴进行了雾化特性的实验研究,得出以下结论:
( 1) 喷雾压力、喷嘴孔径同时影响雾粒粒度分布、速度分布、雾化角,煤矿企业在喷雾降尘时应同时考虑两因素的作用;
( 2) 雾粒SMD及雾化角不仅随喷雾压力的增大而减小,也随喷嘴孔径的减小而减小; 同时,雾粒SMD在雾场轴向方向先增大后减小,最后趋于稳定;
( 3) 雾粒轴向运动速度不仅随着喷雾压力的增大而增大,也随喷嘴孔径及距离的增大而减小。
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