POLITECHNIKA POZNAŃSKA WYDZIAŁ TECHNOLOGII CHEMICZNEJ

Transkrypt

1 POLITECHNIKA POZNAŃSKA WYDZIAŁ TECHNOLOGII CHEMICZNEJ INSTYTUT TECHNOLOGII I INŻYNIERII CHEMICZNEJ Z a k ł a d I n ż y n i e r i i i A p a r a t ur y C h e mi c z n e j Sylwia Wł oda rc za k Analiza hydrodynamiki w rozpylaczach wirowych Rozprawa doktorska Praca wykonana w Zakładzie Inżynierii i Aparatury Chemicznej Instytutu Technologii i Inżynierii Chemicznej Politechniki Poznańskiej i przedstawiona Radzie Wydziału Technologii Chemicznej Politechniki Poznańskiej jako rozprawa doktorska. Promotor: prof. dr hab. Lubomira Broniarz-Press Poznań 2016

2 Pragnę serdecznie podziękować Pani Profesor Lubomirze Broniarz-Press za ogromną wyrozumiałość i życzliwość, przekazaną wiedzę oraz nieocenione wsparcie merytoryczne podczas realizacji niniejszej pracy doktorskiej. Podziękowania kieruję również do Pana Doktora Marka Ochowiaka za poświęcony czas i cenne sugestie. Dziękuję także Rodzicom i Przyjaciołom za to, że zawsze mogłam liczyć na ich pomoc oraz dobre słowo.

3 Spis treści WYKAZ STOSOWANYCH OZNACZEŃ Wprowadzenie i cel pracy Podstawowe teoretyczne zagadnienia Rozpylanie cieczy Mechanizm powstawania aerozolu w rozpylaczach wirowych Konstrukcje rozpylaczy wirowych Wymiary geometryczne rozpylacza wpływające na charakterystykę powstającego aerozolu Właściwości cieczy i warunki operacyjne wpływające na proces rozpylania Parametry rozpylonej strugi Współczynnik wypływu Kąt rozpylania Średnia średnica kropli Badania eksperymentalne Stanowisko badawcze Komputerowa analiza obrazu w programie Image-Pro Plus Stosowane ciecze Analiza uzyskanych wyników Właściwości reologiczne badanych cieczy Analiza współczynnika wypływu Analiza kąta rozpylania Analiza rozkładów średnic kropel Analiza średniej średnicy kropli Podsumowanie Bibliografia Streszczenie Abstract. 169 Aneks 171

4 WYKAZ STOSOWANYCH OZNACZEŃ A stała [-] Aa powierzchnia rdzenia powietrza [m 2 ] AP powierzchnia przekroju pierścieniowego [m 2 ] Ap powierzchnia przekroju otworu wlotowego [m 2 ] AS powierzchnia komory wirowej [m 2 ] Aw stała geometryczna [-] A0 powierzchnia przekroju otworu wylotowego [m 2 ] A stała będąca funkcją l0/d0 [-] B stała [-] C stała [-] C stała całkowania [-] CD współczynnik wypływu [-] CD, eksp współczynnik wypływu wyznaczony eksperymentalnie [-] CD, kor współczynnik wypływu wyznaczony na podstawie korelacji [-] D średnica kropli [m] Dm średnicowa odległość pomiędzy środkowymi portami wlotowymi [m] DS średnica komory wirowej [m] Dśr średnia średnica kropli [m] D1 średnicy środkowego portu przy płaszczyźnie wlotowej rozpylacza [m] HS wysokość komory wirowej [m] K wskaźnik geometryczny rozpylacza wirowego opisany równaniem (2.19) [-] K wskaźnik geometryczny rozpylacza wirowego opisany równaniem (2.21) [-] K1 stała geometryczna opisana równaniem (4.9) [-] Kθ stała geometryczna [-] Ld długość ramienia dyszy [m] M moment obrotowy [Nm] N liczba kropel [-] Ni liczba kropel w zakresie i [-] P ciśnienie statyczne [Pa] Pc ciśnienie całkowite cieczy [Pa] Po ciśnienie otoczenia [Pa] R promień zawirowania [m] Rd promień dyszy [m] Rs promień komory wirowej [m] R1 promień komory wirowej [m] R1 promień środkowego portu wlotowego [m] SMD średnia objętościowa-powierzchniowa średnica kropli [m] Uθ styczna składowa prędkości przy promieniu r V objętość [m 3 ] V objętościowe natężenie przepływu cieczy [m 3 /s] C 4

5 a wykładnik potęgi [-] bs szerokość wlotu do komory wirowej [m] da powierzchnia elementu cieczy [m 2 ] dm masa elementu cieczy [kg] dr szerokość elementu cieczy [m] di średnica z zakresu wielkości i [-] dp średnica otworu wlotowego [m] ds średnica środkowego portu [m] d0 średnica otworu wylotowego [m] h połowa odległości między dyszami [m] i zakres wielkości [-] k współczynnik konsystencji [Pa s n ] k' techniczny współczynnik konsystencji [Pa s n ] ke stała w równaniu (6.1) [Pa s me ] lp długość otworu wlotowego [m] l0 długość otworu wylotowego [m] m masa [kg] m' wykładnik [-] me wykładnik w równaniu (6.1) [-] masowe natężenie przepływu cieczy [kg/s] n charakterystyczny wskaźnik płynięcia [-] n' techniczny wskaźnik płynięcia [-] p wykładnik [-] q wykładnik [-] qr stosunek przepływu [-] r promień elementu cieczy [m] rp promień otworu wlotowego [m] rr promień rdzenia gazowego [m] r0 promień otworu wylotowego [m] t grubość strugi cieczy przy otworze wylotowym [m] u składowa osiowa prędkości [m/s] wc prędkość przepływu cieczy [m/s] wo prędkość przepływu oleju [m/s] ww prędkość przepływu wody [m/s] v składowa obwodowa prędkości [m/s] vmax maksymalna składowa obwodowa prędkości [m/s] z wykładnik [-] rdϑ szerokość elementu cieczy [m] ΔEA energia aktywacji [J/mol] ΔP spadek ciśnienia [Pa] ΔPi różnica ciśnień wtrysku [Pa] β kąt stożka przejściowego [ ] γ kąt końcówki łopatkowej zawirowywacza [ ] ɛ stopień wypełnienia otworu wylotowego [-] szybkość rozciągania [1/s] szybkość ścinania [1/s] ηc dynamiczny współczynnik lepkości (lepkość cieczy) [Pa. s] ηe lepkość wzdłużna [Pa. s] m C 5

6 ηg lepkość gazu [Pa. s] θ kąt rozpylania [ ] ρc gęstość cieczy [kg/m 3 ] ρg gęstość gazu [kg/m 3 ] σ napięcie powierzchniowe [N/m] σe naprężenie normalne (rozciągające) [N/m 2 ] φ współczynnik kontrakcji [-] ω składowa kątowa prędkości [m/s] τ naprężenie styczne (ścinające) [N/m 2 ] Indeksy dolne 0 otwór wylotowy rozpylacza C,G faza ciekła lub gazowa P przekrój pierścieniowy S komora wirowa d dysza e lepkość wzdłużna eksp wartość doświadczalna kor wartość wyznaczona z równania korelacyjnego p otwór wlotowy rozpylacza tur przepływ turbulentny Moduły bezwymiarowe w d C 0 C Re C liczba Reynoldsa C d w n 2n 0 C Re MR n1 k 8 C 4n 3n 1 n liczba Reynoldsa zaproponowana przez Metznera i Reeda (kryterium przepływu płynów potęgowych) 2 w d0 We liczba Webera e Tr stosunek Troutona Lp FN C C d 0 liczba Laplace a 2 C m C P C liczba przepływu 6

7 7 r 0 G G S, tg R R R R S liczba wirowa C G η η η γ moduł lepkościowy C G ρ ρ ρ γ moduł gęstościowy

8 1. WPROWADZENIE I CEL PRACY Przekształcenie cieczy do postaci aerozolu jest istotne dla wielu procesów przemysłowych, w których konieczne jest uzyskanie dużej powierzchni cieczy lub pokrycie nią danej powierzchni. Rozpylanie cieczy jest ważną operacją powiązaną z innymi procesami takimi, jak aglomeracja, suszenie rozpyłowe czy malowanie rozpryskowe. Rozpylacze wirowe cechują się największą popularnością ze wszystkich rodzajów rozpylaczy, głównie ze względu na prostotę konstrukcji, dużą pewność oraz stabilność działania, energooszczędność, wysoką jakość uzyskiwanego aerozolu, a także przystępną cenę. Ze względu na szerokie zastosowanie tego typu rozpylaczy, cieszą się one zainteresowaniem wielu badaczy i stały się przedmiotem wielu rozważań teoretycznych oraz badań eksperymentalnych. Wiedza na temat rozpylania z wykorzystaniem rozpylaczy wirowych jest jednak wciąż mało satysfakcjonująca. Chociaż zachodzące w nich procesy są dobrze znane, to uzyskiwane zależności korelacyjne budzą wątpliwości, a zgodność uzyskiwanych wyników jest niewielka. Ta niekorzystna sytuacja ma kilka przyczyn: duża złożoność procesu rozpylania, różnice w konstrukcji, warunkach pracy badanych rozpylaczy, niedokładności i ograniczenia związane z techniką pomiarową. Prezentowane w literaturze dotyczącej tego zagadnienia równania korelacyjne opisujące proces rozpylania w rozpylaczach wirowych nie przewidują wpływu wielu wymiarów geometrycznych oraz właściwości cieczy. Niemożliwe jest zatem w pełni poprawne obliczenie parametrów rozpylania, dlatego też w przypadku każdej nowej konstrukcji rozpylacza, konieczne jest przeprowadzenie badań eksperymentalnych. W części teoretycznej rozprawy doktorskiej omówiono m.in.: mechanizm tworzenia się aerozolu w rozpylaczach wirowych, różne konstrukcje rozpylaczy wirowych, właściwości cieczy wpływające na proces rozpylania oraz parametry charakteryzujące rozpyloną strugę: współczynnik wypływu, kąt rozpylania, rozkłady średnic kropel i średnie średnice kropli. Zaprezentowano także dostępne w literaturze równania korelacyjne opisujące analizowane parametry. W części doświadczalnej szczególny nacisk nałożono na badania, analizę i opis hydrodynamiki rozpylaczy wirowych własnej konstrukcji. Jako ciecze modelowe wykorzystano: wodę, wodne roztwory gliceryny i polimerów o różnych stężeniach. 8

9 Na podstawie badań reologicznych rozpylanych cieczy określono wartości lepkości przy ścinaniu, lepkości wzdłużnej oraz stosunku Troutona. Przeanalizowano wpływ właściwości reologicznych na proces rozpadu strugi cieczy. Ponadto wyznaczono równania korelacyjne wiążące konstrukcję rozpylacza, właściwości cieczy oraz warunki przepływu ze współczynnikiem wypływu, kątem rozpylania oraz średnią średnicą kropli. Rozpatrywano takie cechy konstrukcyjne, jak: kształt komory wirowej, jej wysokość oraz średnicę, kształt otworu wylotowego, stosunek długości do średnicy otworu wylotowego, a także sposób wprowadzenia cieczy przez króciec wlotowy. Zaproponowane równania korelacyjne mogą być przydatne w projektowaniu rozpylaczy, określeniu zakresu ich pracy, a także pełnić rolę porównawczą w przyszłych badaniach i modyfikacjach konstrukcyjnych. Istotne jest także przeprowadzenie odpowiednich badań testowych dla danych konstrukcji, aby móc w pełni określić ich wydajność oraz jakość rozpylania. Celem pracy była analiza hydrodynamiki w rozpylaczach wirowych. W oparciu o dostępną literaturę zagadnienia skonstruowano rozpylacze wirowe różniące się wymiarami geometrycznymi i podjęto próbę określenia ich wpływu na proces rozpylania. Ponadto przebadano ciecze o różnych właściwościach, ze szczególnych uwzględnieniem lepkości. Analizie poddano takie parametry rozpylonej cieczy jak: współczynnik wypływu, kąt rozpylania, rozkłady średnic kropel oraz średnie średnice kropli. Początkowo zaprojektowano rozpylacze o cylindrycznej komorze wirowej oraz jednym i dwóch króćcach wlotowych. W literaturze zagadnienia opisywane są przede wszystkim rozpylacze z cylindrycznymi otworami wylotowymi, dlatego słusznym wydaje się być określenie wpływu kształtu otworu wylotowego i jego wymiarów na parametry rozpylonej strugi. Skonstruowane rozpylacze wyposażono w wymienne końcówki o różnych kształtach otworów wylotowych: cylindrycznych o różnym stosunku długości do średnicy otworu wylotowego, stożkowych oraz profilowanym i podwójnie profilowanym. Analizując podstawowe parametry procesu rozpylania uzyskane dla rozpylaczy cylindrycznych wykazano, że najbardziej satysfakcjonujące rezultaty uzyskano dla rozpylaczy z jednym króćcem wlotowym oraz o stożkowych i profilowanych otworach wylotowych. Na podstawie uzyskanych wyników zaprojektowano i skonstruowano rozpylacze o stożkowej 9

10 komorze wirowej. Rozpylacze te różniły się średnicą i wysokością komory, stosunkiem długości do średnicy króćca wylotowego, a dodatkowo oprócz powszechnie stosowanego prostopadłego (w stosunku do osi rozpylacza) wprowadzenia króćca wlotowego, zaproponowano wprowadzenie cieczy pod kątem 60 w stosunku do osi rozpylacza. W literaturze zagadnienia można znaleźć wiele informacji na temat procesu rozpylania w rozpylaczach wirowych, jednak wciąż trudno jest jednoznacznie określić wpływ danej konstrukcji rozpylacza na parametry rozpylonej strugi. Kolejnym aspektem godnym zainteresowania jest wpływ właściwości reologicznych, czyli lepkości przy ścinaniu i lepkości wzdłużnej badanych cieczy na proces rozpylania. W związku z czym zasadne wydaje się być podjęcie rozważań nad wpływem podstawowych wymiarów rozpylacza, a także właściwości cieczy na proces rozpylania oraz próby opisu matematycznego parametrów rozpylonej strugi z uwzględnieniem tych wielkości. Należy w tym miejscu zaznaczyć, że zaproponowane w rozprawie równania korelacyjne dotyczą wyłącznie badanych konstrukcji rozpylacza, jednak przewidują one wpływ wielu wymiarów geometrycznych, które mają ważne znaczenie dla procesu rozpylania, podczas gdy prezentowane w literaturze równania korelacyjne są słuszne jedynie dla rozpylaczy wirowych o prostej konstrukcji. 10

11 2. PODSTAWY TEORETYCZNE ZAGADNIENIA 2.1. Rozpylanie cieczy Rozpad cieczy na krople jest istotnym etapem w wielu procesach produkcji i przetwarzania energii w przemyśle. Paliwa w postaci aerozolu są produkowane w piecach oraz silnikach w celu wytworzenia mieszanin para-powietrze wykorzystywanych w procesach spalania. Pestycydy w postaci aerozolu stosuje się w rolnictwie do ochrony roślin. Innym ważnym przykładem zastosowania rozpylania jest suszenie rozpyłowe koncentratów w przemyśle spożywczym (Nasr i współpracownicy, 2002). Aerozole uzyskiwane w różnych gałęziach przemysłu i rolnictwie mogą wykazywać bardzo różne właściwości oraz być wytwarzane przy zastosowaniu różnych typów rozpylaczy. Rozpylacze są częstym przedmiotem badań i różnych zmian konstrukcyjnych. Ma to duże znaczenie w przewidywaniu odpowiednich właściwości aerozoli na podstawie charakterystyki cieczy w danych warunkach pracy i dla konkretnej geometrii rozpylacza. Ze względu na wciąż niezadowalające rezultaty uzyskiwane z podstawowych modeli, istotne parametry rozpylonej cieczy takie, jak średnia średnica Sautera czy rozkład wielkości kropel, nadal muszą być określane eksperymentalnie (Apte i współpracownicy, 2009; Tratnig i współpracownicy, 2009; Wimmer i Brenn, 2013; Jedelsky i Jicha, 2014; Lan i współpracownicy, 2014). W praktyce wyodrębnić można kilka rodzajów rozpylaczy, które różnią się przede wszystkim źródłem energii, powodującej rozpad strugi. Ich podstawowy podział przedstawiono na rys. 2.1 (Orzechowski i Prywer, 2008). Klasyfikacji rozpylaczy można dokonać także pod kątem technologii czy konstrukcji. Dobór odpowiedniego rozpylacza uzależniony jest od procesu, w którym ma zostać zastosowany i wymogów stawianych temu procesowi. Rozpylacze mogą być wykorzystywane samodzielnie, być częścią większego układu lub działać zespołowo, co występuje przykładowo w zabiegach agrotechnicznych. Na proces rozpylania, oprócz konstrukcji rozpylacza, wpływają także ciśnienie cieczy (siły oddziaływujące na film i błonę cieczy w kontakcie z powietrzem) oraz jej właściwości fizykochemiczne (gęstość, napięcie powierzchniowe i lepkość). 11

12 Rys Podstawowy podział rozpylaczy (Orzechowski i Prywer, 2008) 2.2. Mechanizm powstawania aerozolu w rozpylaczach wirowych Wiedza na temat rozpylania z wykorzystaniem rozpylaczy wirowych jest wciąż mało satysfakcjonująca, pomimo niesłabnącej popularności rozpylaczy wirowych, które charakteryzują się przede wszystkim dużą energooszczędnością. Zawirowania przy wylocie z rozpylacza wpływa korzystnie na rozproszenie kropel, a tym samym na szybkość rozprzestrzeniania się aerozolu. Większość prezentowanych badań skupia się na małej skali rozpylaczy wirowych, wyjątek stanowi przykładowo kompleksowe badanie eksperymentalne przeprowadzone przez Jonesa (1982) na rozpylaczach wirowych dużej skali, stosowanych do elektrycznego wytwarzania energii w turbinach, których nacisk położono na zmianę rozmiarów kropel wraz z właściwościami cieczy i warunkami prowadzenia procesu (Lefebvre, 1989; Hashad i współpracownicy, 2016). W wielu procesach przemysłowych rozpylacze wirowe są wykorzystywane ze względu na ich niezawodność działania oraz możliwość uzyskania kropel o małych rozmiarach przy dużej wydajności (Lefebvre, 2000; Wimmer i Brenn, 2013). 12

13 Duże znaczenie rozpylaczy wirowych wynika z ich rozpowszechnionych zastosowań przemysłowych w zakresie spalania (mechanika samochodowa i lotnicza), suszenia (Huntington, 2004), malowania, parowania, nawilżania, chłodzenia (Li i współpracownicy, 2006; Nasr i współpracownicy, 2006), klimatyzacji, ochronie roślin (Yule i Widger, 1996; Halder i współpracownicy, 2004; Endalewa i współpracownicy, 2010; Belhadef i współpracownicy, 2012; Chaudhari i Kulshreshtha, 2013). Najbardziej popularnym i zarazem najprostszym typem rozpylaczy wirowych są rozpylacze simplex. Rozpylacze simplex z pustym stożkiem są najczęściej stosowane w energetyce, w tym w lotnictwie i technologii kosmicznej. Rozpylacze stożkowe z pełnym stożkiem są w większości wykorzystywane w oczyszczaniu gazów, gaszeniu koksu, suszeniu natryskowym, zraszaniu, przetwórstwie chemicznym, płukaniu i zabiegach agrotechnicznych (Halder i współpracownicy, 2004). Jednym ze znaczących zastosowań rozpylaczy wirowych są procesy spalania w turbinach gazowych (Singh i współpracownicy, 1998; Alkabie, 2000; Lefebvre, 2000), kotłach czy silnikach spalinowych (Zhao i współpracownicy, 1999; Nouri i Whitelaw, 2001; Rontondi i Bella, 2006; Abdelkarim i współpracownicy, 2007; Moon i współpracownicy, 2009). Istnieje kilka wymogów, które należy uwzględnić przy projektowaniu nowego typu komór spalania, w szczególności w celu spełnienia rygorystycznych regulacji dotyczących poziomu emisji spalin. Wymagania te obejmują granicę stabilności, wysoką sprawność spalania, wysoką intensywność wydzielania ciepła, mały spadek ciśnienia na palniku oraz niską produkcję zanieczyszczeń. Jednym ze sposobów spełnienia tych wymogów jest wykorzystanie wirowego przepływu powietrza. Jest on używany do stabilizacji i kontroli płomienia, a także w celu osiągnięcia wysokiej intensywności spalania we wszystkich zakresach pracy silnika. Przepływ wirowy wywołuje burzliwą strefę recyrkulacji, dzięki czemu uzyskuje się efektywniejsze mieszanie i spalanie paliwa, właściwy rozkład temperatury spalin w przekroju wylotowym komory spalania oraz zmniejszenie emisji zanieczyszczeń (Khezzar, 1998; Senecal, 1999; Moon i współpracownicy, 2010; Agarwal i Chaunhury, 2012). Zrozumienie mechanizmu rozpadu w rozpylaczach i znalezienie najbardziej korzystnych warunków prowadzenia procesu ma fundamentalne znaczenie przy 13

14 projektowaniu rozpylaczy. Rozpylacze wirowe składają się z trzech głównych elementów: stycznych otworów wlotowych, komory wirowej i otworu wylotowego. Rozpylacze wirowe do rozpylania wykorzystują energię samej cieczy, która zostaje zużyta na wytworzenie wiru wewnątrz rozpylacza. Dodatkowo rozpylacz może być wyposażony w wirowy generator, który wymusza powstawanie sił, wprowadzających ciecz w ruch obrotowy. Wytworzenie wiru jest możliwe także dzięki zastosowaniu wkładki umiejscowionej w osi rozpylacza. Wytworzony wir podtrzymuje rdzeń powietrzny wewnątrz komory. Stabilność rdzenia gazowego (stały kształt lub wysokość) jest jedną z najważniejszych cech wyróżniających rozpylacze wirowe. Ciecz wiruje wewnątrz komory wirowej w wyniku działania siły odśrodkowej. Prędkość obwodowa przepływu cieczy zwiększa się w momencie przejścia do otworu wylotowego. Wzrasta wtedy także siła odśrodkowa. Cienka warstwa filmu cieczy zamyka otwór wylotowy i rozpada się na krople. Wzdłuż osi rozpylacza tworzy się rdzeń powietrza (Kutty i współpracownicy, 1978; Lee i współpracownicy, 2010). Otwór wylotowy jest następnie wypełniany cieczą tylko na obwodzie, zaś jego środek jest wypełniony powietrzem. Właściwe wykorzystanie ruchu wirowego strumienia cieczy jest jednym ze sposobów poprawy prowadzenia procesu rozpylania i jego optymalizacji (Som i Mukherjee, 1980; Yule i Widger, 1996; Nonnenmacher i Piesche, 2000). Rys Powstawanie kropel w rozpylaczu wirowym (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): a) rozpad błony wskutek perforacji, b) rozpad błony wskutek zjawisk fazowych, c) rozpylanie cieczy 14

15 Ciecz opuszczając otwór wylotowy rozpylacza wskutek gwałtownego rozprężania początkowo tworzy cienki, płaski film cieczy, który odbiega od kierunku przepływu. Następnie ulega on perforacjom, różnego typu zjawiskom falowym lub turbulencjom i ostatecznie siłom aerodynamicznym, w wyniku czego powstają krople o różnych rozmiarach. Mechanizm powstawania aerozolu zobrazowano na rys. 2.2 (Orzechowski i Prywer, 2008). Wyróżnia się fale osiowosymetryczne (krople powstają w wyniku działania sił ciśnieniowych i sił napięcia powierzchniowego) oraz fale asymetryczne. Perforacje występują przy prędkości wypływu rzędu kilku metrów na sekundę. Zjawiska falowe (fale podłużne i obwodowe) pojawiają się przy większej prędkości wypływu. Przy prędkości wypływu rzędu kilkudziesięciu metrów na sekundę następuje właściwe rozpylanie, gdyż opór ośrodka wywołuje tak silne zaburzenia, że prowadzą one do rozpadu błony jeszcze przed uformowaniem i rozwinięciem się fal. Liczba powstających kropel i rozkład ich wielkości zależy m.in. od ciśnienia roboczego, wielkości i geometrii rozpylacza oraz od właściwości cieczy. Krople, które powstają w procesie rozpylania mogą ulegać dalszemu rozpadowi w wyniku działania sił aerodynamicznych, występujących przy dużej prędkości względnej między kroplami a powietrzem (Dombrowski i Johns, 1963; Wimmer i Brenn, 2013). Mechanizm tego wtórnego rozpadu kropel polega na zwiększającej się zmianie kształtu kropli, tj. spłaszczeniu, wyobleniu i uformowaniu powłoki, co prowadzi do rozpadu powłoki na dużą liczbę małych kropel (rys. 2.3) (Hamid i Atan, 2009). Dzieje się tak przy przekroczeniu krytycznej wartości liczby Webera, czyli dla WeC > Wekr (Prakash i współpracownicy, 2014). Liczba Webera opisana jest zależnością: 2 w 0 We C C d C (2.1) Krople ulegają deformacjom i ich rozmiary zmieniają się, co jest szczególnie zauważalne powyżej pewnej odległości od rozpylacza (0,5 1 m). Rozpatrując ruch i zasięg pojedynczej kropli należy wziąć pod uwagę energię kinetyczną kropli, jej właściwości aerodynamiczne oraz wzajemne prędkości kropli i gazu. Przy małych średnicach kropel większe znaczenia mają procesy dyfuzji. Najprostszym przypadkiem ruchu strugi kropel jest jej opadanie w dużym obszarze nieruchomego gazu. Opadanie takie może przebiegać według dwóch granicznych mechanizmów: 15

16 mechanizmu porywania, jeżeli pomiędzy kroplami istnieje duże wzajemne oddziaływanie aerodynamiczne, wówczas krople porywają gaz, który wypełnia przestrzeń miedzy kroplami, mechanizmu segregacji, który polega na miejscowych koncentracjach określonych frakcji kropel. W strudze kropel znajdują się krople o różnych średnicach. Różnorodność ta powoduje, że krople różniące się wielkością podlegają odpowiednio oddziaływaniom sił o różnych wartościach poruszają się w różny sposób oraz mają niejednorodny rozkład objętościowy w strudze. Przykładowo krople w strumieniu opuszczającym rozpylacz wirowy rozkładają się w ten sposób, że w osi rozpylacza jest przewaga drobnych kropel, a na obwodzie strumienia przewaga kropel dużych. Rys Rozpad strumienia cieczy po wyjściu z rozpylacza (Hamid i Atan, 2009) Mimo prostoty geometrii rozpylaczy wirowych simplex, procesy hydrodynamiczne występujące wewnątrz rozpylacza wirowego są bardzo skomplikowane. Analiza teoretyczna uproszczonego modelu pola przepływu zaproponowana przez Taylora (1950) zakłada, że w przypadku idealnie stycznego wprowadzania, osiowe lub wzdłużne prędkości na zewnątrz warstwy granicznej są bardzo małe w porównaniu do wirowej lub obwodowej prędkości. Wolny ruch wirowy powoduje formowanie centralnego rdzenia powietrza w rozpylaczu. W związku z tym całkowity obraz przepływu w rozpylaczu składa się z trzech następujących stref: centralnego rdzenia powietrza w pobliżu osi, potencjalnego rdzenia wolnego wiru na zewnątrz rdzenia powietrza, warstwy granicznej przy powierzchni rozpylacza. 16

17 Podstawowy rdzeń powietrza jest utworzony w położeniu promieniowym, gdy zostanie osiągnięta maksymalna prędkość wirowa. Tworzenie rdzenia powietrza ma ogromny wpływ na pole przepływu. Promień rdzenia powietrznego zwiększa się ze zmniejszeniem wartości liczby Reynoldsa (Khavkin, 2004). Rys Schemat konstrukcji jednostopniowego rozpylacza wirowego(rysunek wykonano na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): 1 otwór wlotowy, 2 komora wirowa, 3 otwór wylotowy, 4 rdzeń gazowy Na rys. 2.4 przedstawiono ruch cieczy wewnątrz jednostopniowego rozpylacza wirowego. Ruch cieczy w komorze wirowej składa się z wiru potencjalnego oraz ruchu zwanego upustem. Środek upustu pokrywa się z wierzchołkiem C stożka przejściowego. Ruch w cylindrycznym otworze wylotowym złożony jest z ruchu potencjalnego i ruchu osiowego. W tym przypadku występują wszystkie składowe prędkości: osiowa u, obwodowa v i promieniowa w. Spośród nich składowa prędkość promieniowa ma najmniejszy wpływ na ruch cieczy wewnątrz rozpylacza. 17

18 Ciecz wypływa z otworu wylotowego przekrojem pierścieniowym. Środek przekroju wypełniony jest rdzeniem gazowym. Powierzchnia przekroju pierścieniowego AP jest równa: A p π( r r ε π r (2.2) 2 2 ) o r gdzie r0 jest promieniem otworu wylotowego, rr jest promieniem rdzenia gazowego, a ε jest stopniem wypełnienia otworu wylotowego definiowanym jako: W równaniu (2.3) Ap π( r r ) 0 r rr ε 1 2 (2.3) A π r 0 0 r0 A π d0 π r jest powierzchnią przekroju otworu 0 4 wylotowego, d0 średnicą otworu wylotowego. Składowa obwodowa prędkości v ulega zmianie w oparciu o zasadę wiru swobodnego opisaną zależnością: v r const (2.4) Wir swobodny posiada punkt osobliwy r = 0, którego v = +, a ciśnienie P =. Wir swobodny może w związku z tym występować tylko w obszarze o promieniu r rr. Na granicy rdzenia prędkość obwodowa wzrasta do pewnej wartości maksymalnej vmax. W obszarze rdzenia gazowego, czyli w przypadku, gdy r < rr, występuje tzw. wir sztywny. Gaz dostarczany z otoczenia wiruje w rozpylaczu jak ciało sztywne ze stałą prędkością kątową ω: v vmax const (2.5) r r r Prędkość vmax można wyznaczyć z równania Bernoulliego przyjmując ω = 0, jeżeli znane są wartości u i P na granicy rdzenia: C (u v ) P P c const (2.6) gdzie Pc jest ciśnieniem całkowitym cieczy. Ciśnienie statyczne nie może być niższe od ciśnienia otoczenia i wynosi P = P0. Prędkość osiowa u jest stała tylko w obrębie otworu wylotowego. W pozostałym obszarze jej wartość jest zmienna. Zgodnie z równaniem zachowania krętu względem osi komory wirowej można zapisać: 18

19 v R v r v r const (2.7) p max Przy założeniu, że: ciecz jest doskonała, pole prędkości jest potencjalne w całym obszarze między ściankami komory wirowej i rdzeniem gazowym, nie występują siły ciężkości, występuje przepływ stateczny i osiowo-symetryczny, warunek równowagi siły powierzchniowej i masowej ma postać: 2 v r d dp dm (2.8) r gdzie r jest promieniem elementu cieczy, dr jego szerokością, a r rd jego długością. W wyniku podstawienia masy elementu cieczy dm ρ r d dr i prędkości C z równania (2.7): v rr v max (2.9) r do równania (2.8), otrzymuje się: 2 2 dr dp C vmax rr C' (2.10) 2 r Po scałkowaniu uzyskuje się równanie o postaci: C 2 1 P v max rr C' (2.11) 2 2 r gdzie stała C jest określona zależnością: 2 C' C v (2.12) max 2 Podstawiając wartość stałej C do równania (2.11) i uwzględniając zależność (2.9) uzyskuje się równanie opisujące rozkład ciśnienia w przekroju poprzecznym otworu wylotowego o następującej postaci: P C 2 2 vmax v (2.13) 2 Po podstawieniu wartości P z równania (2.13) do zależności (2.6) otrzymuje się zależność opisującą rozkład składowej osiowej prędkości: u 2P P c v 2 max const (2.14) 19

20 Z zależności tej wynika, że w danych warunkach Pc = const i vmax = const, rozkład składowej osiowej prędkości u jest równomierny w przekrojach poprzecznych otworu wylotowego. Równomierny rozkład prędkości jest zaburzony między przekrojami B-B i B -B. Można to przypisać zamianie statycznego nadciśnienia odśrodkowego na ciśnienie dynamiczne między tymi przekrojami, ponieważ w przekroju B -B ciśnienie powinno być równe ciśnieniu atmosferycznemu i nie zmieniać się. Powoduje to zwiększenie prędkości u przy ścianie w stosunku do prędkości na granicy rdzenia. Strumień objętości na wlocie do komory wirowej opisany jest równaniem: V i A v i r v (2.15) p p gdzie i jest liczbą stycznych otworów wlotowych. Podstawiając do równania (2.14) vmax z równania (2.7) oraz prędkości na wlocie do komory wirowej z równania (2.15) otrzymuje się zależność opisującą prędkość u o postaci: u 2P C c i 2 R 2 V 2 v 2 p 2 C 2 p r 2 r p (2.16) Po uwzględnieniu prędkości u z równania (2.16) i wskaźnika geometrycznego rozpylacza wirowego K otrzymuje się zależność opisującą prędkość osiową w przekroju B -B : v C K r D 0 P c (2.17) r gdzie CD jest współczynnikiem wypływu (przepływu) o postaci: 1 C D (2.18) 2 K a K jest opisane równaniem: R K i r 2 r0 2R d0 R r p i d p i Ap 4 i C R d A p 0 (2.19) gdzie: R promień zawirowania, r0 promień otworu wylotowego, rp, dp promień i średnica stycznego otworu wlotowego, Ap powierzchnia przekroju stycznego otworu wlotowego o dowolnym kształcie. 20

21 Przy założeniu, że nadciśnienie P = 0 w przekroju B -B i podstawieniu prędkości v do równania (2.6) otrzymuje się równanie opisujące rozkład składowej osiowej prędkości w przekroju B -B o postaci: C K r 2 u (2.20) D 0 P 1 c 2 r C Promień rdzenia gazowego przyjmuje różną wartość w zależności od wartości składowych prędkości w różnych obszarach komory wirowej zgodnie z równaniem Bernoulliego. Zmniejszenie prędkości osiowej u powoduje zwiększenie prędkości obwodowej v, co skutkuje zmniejszeniem rr. Największy promień rdzenia gazowego występuje na ścianie czołowej (składowa osiowa prędkości przyjmuje wartość maksymalną), natomiast najmniejszy rr występuje na tylnej ścianie komory wirowej (składowa osiowa prędkości przyjmuje wartość minimalną). Dumouchel i współpracownicy (1990) szczegółowo analizowali przepływ lepki w rozpylaczu wirowym. Na podstawie modeli numerycznych uzyskano zwiększoną prędkość przepływu cieczy w pobliżu ścianek. Zjawisko to zostało wyjaśnione brakiem równowagi pomiędzy siłami nacisku i siłami bezwładności w pobliżu ściany, gdzie ruch wirowy jest spowalniany przez opór wywołany lepkością. Ponadto wykazano, że w przypadku dużych wartości liczb Reynoldsa, profile prędkości były tylko funkcjami geometrii rozpylacza, czyli długości wylotu rozpylacza, promienia otworu, promienia komory wirowej oraz wymiarów otworów wlotowych. Modele numeryczne i badania doświadczalne dotyczące tworzenia się rdzenia powietrza w rozpylaczach wirowych przeprowadzili Dash i współpracownicy (2001). Rozpylali oni wodę w otoczeniu powietrza przy użyciu przezroczystych rozpylaczy. Rdzeń powietrza wewnątrz stożkowego rozpylacza był prawie osiowy, a wraz ze zbliżaniem się do wylotu rozpylacza rozszerzał się. Binnie i Harris (1950) przedstawili rozszerzenie teorii opracowanej przez Taylora (1950). Wykorzystując analizę numeryczną porównali oni warstwy graniczne wytworzone przez wir i bez działania strumienia oraz ze strumieniem i bez zawirowania. W przypadku, w którym wzięto pod uwagę tylko prędkość wirową, wynik jest identyczny z teorią Taylora. Natomiast, gdy rozpatrywano tylko prędkość osiowa, warstwa graniczna jest cieńsza niż w sytuacji występowania wiru i bez ruchu strumienia. Biorąc pod uwagę zarówno osiową, jak i wirową prędkość, 21

22 otrzymana warstwa graniczna obliczona przez Binnie ego i Harrisa (1950), jest bardzo cienka i ma prawie stałą grubość w większości zbieżnych części rozpylacza. Ponadto, autorzy badali wpływ napięcia powierzchniowego na rdzeń powietrzny wykazując, że oddziaływanie napięcia powierzchniowego jest znikome. Dumouchel i współpracownicy (1992) analizowali pole przepływu w otworze rozpylacza i ustalili przedłużenie warstwy przyściennej. Stwierdzono, że grubość warstwy przyściennej oraz szybkość przepływu wewnątrz warstwy granicznej są funkcjami ciśnienia wtrysku i konstrukcji rozpylacza. Wykazano, że przepływ wewnątrz warstwy granicznej jest mniej ważny dla rosnącej długości otworu i zwiększanego ciśnienia wtrysku. Som (1983) rozszerzył teorię Taylora (1950) dla płynów nienewtonowskich. Rozważał cylindryczną, a następnie stożkową komorę wirową. Mimo, że przewidywania teoretyczne dla wpływu liczby Reynoldsa na współczynnik wypływu i kąt rozpylania były prawidłowe, nie były one zgodne z wynikami doświadczalnymi. Chinn (2009a, 2009b) analizował przepływ cieczy nielepkiej w rozpylaczach wirowych stosując zasadę maksymalnego przepływu w celu znalezienia wymiarów ograniczającego filmu i innych właściwości przepływu w rozpylaczu dla zadanej wydajności cieczy. Wykazał, że dla właściwej geometrii rozpylacza i danej cieczy, teoretyczny opis pola przepływu może dość ściśle określić przepływ badany w doświadczeniach. Wimmer i Brenn (2013) badali przepływ cieczy o różnej lepkości (od 0,001 do 0,11 [Pa s]) przez komorę rozpylacza wirowego w celu wyjaśnienia wpływu lepkości na wydajność procesu. Podzielono pole przepływu w komorze wirowej na strefy, co pozwoliło na zaniedbanie składowych prędkości. W efekcie możliwe było przewidywanie przepływu cieczy dla danej różnicy ciśnień, geometrii rozpylacza i danych właściwości cieczy. Wykazano, że promień rdzenia powietrza jest mniejszy dla cieczy o większej lepkości. Obliczone prędkości przepływu porównano z danymi eksperymentalnymi z różnych źródeł (Richter i Glaser, 1987; Tratnig i Brenn, 2010). Uzyskano dużą zgodność. Przy danej różnicy ciśnień przepływ przez rozpylacz cieczy o wyższej lepkości charakteryzował się większą wydajnością niż w przypadku przepływu cieczy o mniejszej lepkości, co jednak było sprzeczne z obserwacjami. Dla wysokiej lepkości cieczy rdzeń powietrza zanika. Okazuje się, że rozpad 22

23 następuje przy małych prędkościach przepływu i/lub dla cieczy o dużej lepkości. Płyn następnie przepływa przez rozpylacz bez tworzenia się rdzenia przy wylocie. Pomimo rozległych obserwacji eksperymentalnych dotyczących mechanizmu rozpadu strugi w rozpylaczach wirowych, wciąż analizowany jest wpływ geometrii na proces rozpylania (Tratnig i współpracownicy, 2010). W celu usprawnienia procesu mieszania strumienia i polepszenia wydajności istotne jest zastosowanie elementów zawirowujących (Li i współpracownicy, 2011). Rozpad cieczy wypływającej z rozpylacza w postaci niezliczonej ilości małych kropelek jest niczym innym jak zwiększeniem powierzchni cieczy, co korzystnie wpływa na poprawę rozpadu strumienia. Istotnym zagadnieniem technologicznym jest dobór odpowiedniego rodzaju rozpylacza. Ujednolicone podejście do projektowania rozpylaczy wymaga współzależności między różnymi cechami wydajnościowymi rozpylacza z istotnymi parametrami wejściowymi, takimi jak: właściwości cieczy, warunki wtrysku i geometria rozpylacza. Wymaga to fizycznego zrozumienia przepływu wewnątrz rozpylaczy i mechanizmu powstawania aerozolu na zewnątrz Konstrukcje rozpylaczy wirowych Na przestrzeni lat badano różne konstrukcje rozpylaczy wirowych. Najwięcej prac dotyczy rozpylaczy simplex o pustym stożku (rys. 2.4), które jednak różnią się podstawowymi wymiarami, jak średnica otworu wylotowego, długość otworu wylotowego, jego kształt, długość i wysokość komory wirowej, co w sposób znaczący wpływa na parametry wytwarzanej strugi (Kutta i współpracownicy, 1978; Soma i Mukherjea, 1980; Rizk i Lefebvre, 1985a,b; Jenga i współpracownicy, 1998; Liao i współpracownicy, 1999; Datta i Som, 2000; Sakmana i współpracownicy, 2000; Broniarz-Press i współpracownicy, 2013). Występują rozpylacze simplex o różnej ilości króćców wlotowych i różnym kącie ich nachylenia (Rashid i współpracownicy, 2012; Broniarz-Press i współpracownicy, 2014; Broniarz-Press i współpracownicy, 2015). Dużą popularnością cieszą się także rozpylacze simplex z pełnym stożkiem (Halder i współpracownicy, 2004; Hamid i Atan, 2009; Jain i współpracownicy, 2014). Często spotykanymi rozpylaczami wirowymi są także 23

24 rozpylacze osiowe i kątowe (Badyda i współpracownicy, 1986; Shutz i współpracownicy, 2004). Rys Rozpylacz wirowy simplex z pustym stożkiem (rysunek wykonano na podstawie: Halder i współpracownicy, 2004) Rozpylacze z otworami stycznymi, jako jedyne z rozpylaczy, posiadają opracowaną metodę obliczeń. Metodyka ta oparta jest na teorii Abramowicza (1963), tj. na zasadzie maksymalnego przepływu. Umożliwia ona określenie takich podstawowych wielkości, jak współczynnik przepływu, kąt rozpylania oraz stopień wypełnienia otworu wylotowego. Zmniejszenie średnicy otworów rozpylacza w połączeniu ze zwiększonym ciśnieniem wtrysku poprawia rozpylenie całej strugi cieczy. Rys Wirowy rozpylacz kątowy ze stycznym otworem wlotowym (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): 1 korpus, 2 końcówka rozpylacza, 3 styczny otwór wlotowy, 4 komora wirowa 24

25 Wirowy rozpylacz kątowy ze stycznym otworem (rys. 2.5) charakteryzuje się bardzo prostą budową, posiada tylko korpus i końcówkę rozpylacza. Styczny otwór wlotowy ze względu na stosunkowo dużą średnicę zabezpiecza przed osadzaniem zanieczyszczeń, co pozwala na wykorzystanie tego typu rozpylacza w klimatyzacji (Orzechowski i Prywer, 2008). Rys Wirowy rozpylacz kątowy ze stożkową wkładką zawirowującą (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): 1 korpus, 2 końcówka wtryskowa, 3 stożkowa wkładka zawirowująca, 4 komora wirowa: Stożkowa wkładka zawirowująca w wirowym rozpylaczu kątowym (rys. 2.6) powoduje zawirowanie cieczy w rowkach wykonanych na stożkowej powierzchni wkładki. Wkładka wraz z końcówką dyszową stanowią nierozłączną całość. Dużą zaletą rozpylaczy kątowych jest możliwość wymontowania końcówki wtryskowej, jednak zastosowanie wkładki zawirowującej przysparza problemów ze względu na trudność w zapewnieniu wystarczającej dokładności wykonania małych rowków i łatwość ich zatykania. Powoduje to również nierównomierne rozpylanie (Orzechowski i Prywer, 2008). Wirowy rozpylacz osiowy ze stycznymi otworami wlotowymi (rys. 2.7) zawiera wkładkę, w której znajdują się trzy styczne otwory, komora wirowa i otwór wylotowy (Orzechowski i Prywer, 2008). 25

26 Rys Wirowy rozpylacz osiowy ze stycznymi otworami wlotowymi (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): 1 styczny otwór wlotowy, 2 wkładka, 3 otwór wylotowy, 4 komora wirowa, 5 korpus, 6 korek gwintowy, 7 łącznik wlotowy, 8 filtr siatkowy Rys.2.8. Wirowy rozpylacz osiowy z płytką o stycznych otworach wlotowych: 1 korpus, 2 płytka przednia, 3 płytka z otworami stycznymi, 4 płytka tylna (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008) Wirowy rozpylacz osiowy (2.8) z płytką o stycznych otworach wlotowych złożony jest z trzech przylegających do siebie płytek kołowych. W płytce przedniej umieszczony jest otwór wlotowy, w środkowej znajdują się otwory styczne względem komory wirowej, a płytka tylna zawiera otwory osiowe, którymi ciecz dopływa do otworów stycznych. Ten rodzaj rozpylacza wykorzystywany jest głównie w palnikach kotłowych (Orzechowski i Prywer, 2008). 26

27 Rys Schemat rozpylacza wirowego z cylindryczną wkładką zawirowującą: 1 korpus, 2 wkładka cylindryczna, 3 komora wirowa, 4 otwór wylotowy (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008) Wirowy rozpylacz może posiadać także wkładkę cylindryczną (rys. 2.9) zamiast zawirowującej. Wkładka ta zawiera gwintowane rowki o przekroju trapezowym lub prostokątnym. Krótkie rowki obejmują 1/4 1/3 obwodu, co pozwala na zawirowanie cieczy bez nadmiernego wzrostu oporów przepływu (Orzechowski i Prywer, 2008). Rys Rozpylacz spiralny (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008) 27

28 Wyróżnia się także wirowe rozpylacze z wkładką spiralną (rys. 2.10), która znajduje się na zewnątrz rozpylacza. Rozpylacz ten charakteryzuje się brakiem jakichkolwiek części w środku. Wykorzystywany jest m.in. w skruberach, kolumnach rozpryskowych, chłodnicach kominowych (Orzechowski i Prywer, 2008). Rozpylacze wirowe z pustym stożkiem mogą występować jako rozpylacze zespołowe. Zastosowanie rozpylaczy zespołowych pozwala na polepszenie jakości rozpylania oraz uzyskanie dowolnego kąta rozpylania. Rys Schemat rozpylacza z wkładką krzyżakową (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008) Rozpylacze wirowe z pełnym stożkiem są mniej popularne niż rozpylacze z pustym stożkiem. Wykorzystują one właściwości wiru swobodnego. Wśród rozpylaczy z pełnym stożkiem wyróżniamy rozpylacze z zawirowywaczem krzyżakowym (rys. 2.11), w których zawirowane i krzyżujące się strugi cieczy powstają w nachylonych w kierunku promieniowym kanałach zawirowywacza. W wyniku zderzenia tych strug następuje częściowa utrata krętu i ruch cieczy w kierunku osiowym. Struga osiowa ulega pewnego rodzaju zawirowaniu w przeciwnym kierunku (Orzechowski i Prywer, 2008). 28

29 Rys Rozpylacz strumieniowo-wirowy ze stycznymi otworami wlotowymi (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008) Szczególnym przypadkiem rozpylaczy wirowych z pełnym stożkiem są rozpylacze strumieniowo-wirowe. Jak nazwa wskazuje, rozpylacz ten łączy w sobie cechy rozpylacza strumieniowego i wirowego. Niezawirowana struga cieczy jest wprowadzana do rdzenia wirowego wytworzonego w komorze rozpylacza wirowego. W wyniku tego następuje wymiana pędu i masy pomiędzy zawirowaną strugą pierścieniową a niezawirowaną strugą osiową, co wpływa na postać strugi opuszczającej otwór wylotowy rozpylacza. W rozpylaczach strumieniowo-wirowych mieszanie się strug może mieć charakter wewnętrzny lub zewnętrzny. Mieszanie wewnętrzne przebiega w sposób opisany powyżej, natomiast mieszanie zewnętrzne polega na mieszaniu się środkowej strugi zawirowanej ze strugami osiowymi, wypływającymi z otworów znajdujących się w komorze pierścieniowej. Rozpylacze te dzielą się na rozpylacze ze stycznymi otworami wlotowymi i rozpylacze z wkładką zawirowującą. Rozpylacze ze stycznymi otworami wlotowymi (rys. 2.12) posiadają otwór doprowadzający niezawirowaną strugę cieczy do komory wirowej, która następnie wprawiana jest w ruch wirowy przez otwory styczne. Otwory styczne 29

30 mogą występować w różnych ilościach i posiadać różne kształty. Wyróżniają się dużymi kątami rozpylania, od 80 do 100 (Orzechowski i Prywer, 2008). Rys Rozpylacz strumieniowo-wirowy z wkładką zawirowującą (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008) Rozpylacze z wkładką zawirowującą (rys. 2.13) mają korpus oraz wkładkę, która zawiera otwór osiowy dla strugi niezawirowanej i rowki do wytworzenia strugi zawirowanej. Rowki mogą mieć przekrój prostokątny lub kwadratowy. Rozpylacze z wkładką zawirowującą wytwarzają mniejsze kąty rozpylania niż rozpylacze ze stycznymi otworami (od 80 do 100 ), ale charakteryzują się prostą budową oraz łatwością wymiany wkładki zawirowującej (Orzechowski i Prywer, 2008). Oprócz rozpylaczy jednostopniowych występują także rozpylacze dwustopniowe (duplex). Rozpylacze te charakteryzują się dwoma stopniami zasilania: pierwszy zakres zasilania występuje przy małych ciśnieniach paliwa, natomiast przy wzroście ciśnienia paliwa włącza się drugi zakres. Szczegółową budowę rozpylacza dwustopniowego przedstawiono na rys Pozwalają na rozszerzenie zakresu 30

31 zmian strumienia masy cieczy od 5 do 10 razy, a nawet w szczególnych przypadkach do 25 razy. Mają one znacznie bardziej skomplikowaną budowę i zasadę działania. Trudniejsza jest ich eksploatacja. Ten typ rozpylaczy wirowych wykorzystywany jest głównie w lotniczych turbinach gazowych. Wśród rozpylaczy dwustopniowych wyróżnia się rozpylacze dwuzakresowe i dwudyszowe. Główną wadą tego typu rozpylaczy jest zmniejszanie się kąta rozpylania z chwilą włączenia się drugiego stopnia zasilania. Ponadto w przypadku zespołu rozpylaczy podłączonych równolegle do wspólnego kolektora, strumienie masy są nierównomierne. Nierównomierność strumieni masy można zmniejszyć stosując rozpylacze dwukomorowe, które są odmianą rozpylaczy dwuzakresowych. Rozpylacze dwukomorowe zbudowane są z dwóch rozpylaczy jednostopniowych połączonych ze sobą szeregowo. Ten sposób połączenia zmniejsza wpływ ciśnienia w pierwszej komorze na ciśnienie w drugiej komorze w porównaniu do rozpylaczy dwuzakresowych. Rozpylacze dwukomorowe charakteryzują się też lepszą jakością rozpylania niż rozpylacze dwuzakresowe (Orzechowski i Prywer, 2008). Rys Rozpylacz dwukomorowy z pierwszym (I) i (II) zakresem działania (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008) Rozpylacze dwudyszowe zbudowane są z dwóch rozpylaczy jednostopniowych połączonych ze sobą równolegle (rys. 2.15). Dwie współosiowe komory wirowe posiadają oddzielne zasilania cieczą i zakończone są dwoma współosiowymi otworami wylotowymi. Przy niskich ciśnieniach i małych wydajnościach ciecz dociera tylko do wewnętrznej komory rozpylacza (pierwszy stopień zasilania). Drugi stopień zasilania występuje, kiedy ciśnienie wzrasta, a ciecz zaczyna płynąć także do 31

32 zewnętrznej komory. W wyniku wspólnego działania obydwóch przepływów na zewnątrz rozpylacza tworzy się stożkowa struga kropel (Orzechowski i Prywer, 2008). Rys Schemat budowy rozpylacza dwudyskowego (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): 1, 5 przewody, 2 stożkowa wkładka zawirowująca, 3, 4, 6, 7 płytki, 8 wlot powierza owiewkowego, 9 owiewka Wśród zalet rozpylaczy dwudyszowych wyróżnia się większy zakres zmian strumienia masy w porównaniu do rozpylaczy dwuzakresowych i rozpylaczy z regulacją otworów wlotowych, równomierność strumienia masy oraz praktycznie stałą wartość kąta rozpylania. Jednak w przypadku otwarcia zaworu regulacyjnego, kiedy rozpylacze znajdują się na różnych poziomach, może powstać duża nierównomierność strumienia masy. Otwarcie zaworu regulacyjnego pogarsza jakość rozpylania cieczy. Rozpylacze upustowe (rys. 2.16) są typem jednostopniowych rozpylaczy wirowych, w których rozpylana jest tylko część doprowadzanej do nich cieczy. Stosowane są głównie w palnikach kotłów okrętowych i lotniczych turbinach gazowych. Ciecz, która wpływa do komory wirowej, dzieli się na dwie strugi. Jedna z nich wypływa na zewnątrz i ulega rozpyleniu, a druga jest zawracana do obiegu. W rozpylaczach upustowych zmniejszenie strumienia rozpylanej cieczy nie powoduje spadku ciśnienia i nie pogarsza jakości procesu rozpylania. Rozpylacze 32

33 upustowe charakteryzują się dużym zakresem zmian strumienia objętości cieczy, dobrą jakością rozpylania, prostą konstrukcją, wysoką trwałością oraz małą wrażliwością na zanieczyszczenia. W czasie ich pracy następuje duży wzrost wartości kąta rozpylania. Układ regulacji tych rozpylaczy jest skomplikowany, występuje problem dodatkowego zużycia energii na przetłaczanie cieczy oraz nadmiernego zwiększania temperatury cieczy przy dużych upustach. Rys Schemat budowy rozpylacza upustowego (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): 1 końcówka wlotowa, 2 otwory wlotowe, 3 komora wirowa, 4 otwór wylotowy, 5 szczelina pierścieniowa Kolejnym rodzajem rozpylaczy wirowych są rozpylacze z regulacją powierzchni otworów wlotowych. Rolę regulatora pełni iglica, która przesuwa się w komorze wirowej w kierunku osiowym, powodując zakrywanie i odkrywanie stycznych otworów wlotowych. Zmiana powierzchni otworów wlotowych determinuje zmianę wskaźnika geometrycznego K, wpływając na zmianę wartości współczynnika wypływu CD, co stanowi istotę działania tego typu rozpylaczy. Geometryczny wskaźnik rozpylacza wirowego K uwzględnia tylko parametry geometryczne rozpylacza, jednak jest ważnym parametrem wykorzystywanym przy określaniu wydajności rozpylaczy wirowych (Orzechowski i Prywer, 2008; Lee i współpracownicy, 2010). Opisany jest on zależnością: Ap K' (2.21) D d S 0 Rozpylacze z regulacją powierzchni otworów wlotowych wykazują dobrą jakość rozpylania i niemal liniową zależność pomiędzy strumieniem masy cieczy i ruchem iglicy. Przysparzają one jednak trudności technologicznych związanych z iglicą 33

34 i tuleją oraz otworami stycznymi w tulei. Kąt rozpylania nie jest stabilny podczas procesu, a spadek strumienia masy cieczy powoduje zwiększenie kąta rozpylania. Także jednoczesna regulacja zespołu rozpylaczy sprawia trudności Wymiary geometryczne rozpylacza wpływające na charakterystykę powstającego aerozolu Duże znaczenie dla powstającego sprayu ma średnica otworu wylotowego d0, a także jego kształt. Najlepsze rozpylanie uzyskuje się dla małych otworów wylotowych, ale w praktyce, trudność utrzymania płynów bez cząstek stałych zwykle ogranicza minimalną wielkość otworu wylotowego do około 0,3 mm. Większość badań przeprowadzono dla rozpylaczy o cylindrycznych otworach wylotowych (Dharma i Fang, 2015). Im większa jest średnica otworu wylotowego (przy tym samym ciśnieniu), tym większe uzyskuje się rozmiary kropli. Jakość opryskiwania pogarsza się, kiedy w wyniku użytkowania rozpylacza jego otwór wylotowy zmienia kształt w wyniku erozji (Gajkowski, 2000). Prowadzone są badania dla prostokątnych, kwadratowych i trójkątnych kształtów otworów wylotowych, których zastosowanie powoduje szybszy rozpad strugi cieczy i pozwala na uzyskanie większego kąta rozpylania w porównaniu do otworów cylindrycznych (Sharma i Fang, 2015). Długość otworu wylotowego jest jednym z istotnych parametrów przy projektowaniu rozpylaczy (Lee i współpracownicy, 2010). Zmniejszenie stosunku długości do średnicy otworu wylotowego l0/d0 może zintensyfikować proces rozpylania, któremu towarzyszy wyższa intensywność turbulencji. W otworze wylotowym występuje zjawisko kontrakcji strugi, które zanika wraz ze wzrostem długości otworu wylotowego. Zalecane jest także, aby wysokość komory wirowej HS była większa od średnicy DS lub szerokości stycznego otworu wlotowego bs. Wysoka komora powoduje pogorszenie jakości rozpylania (Orzechowski i Prywer, 2008). Wraz ze wzrostem geometrycznego wskaźnika rozpylacza wirowego K zwiększa się współczynnik wypływu, a zmniejsza się kąt rozpylania i wielkość kropli (Taylor, 1948; Yule i Widger, 1996, Datta i Som, 2000; Orzechowski i Prywer, 2008). 34

35 3. WŁAŚCIWOŚCI CIECZY I WARUNKI OPERACYJNE WPŁYWAJĄCE NA PROCES ROZPYLANIA Najistotniejszymi właściwościami cieczy wpływającymi na przebieg procesu rozpylania są: gęstość, napięcie powierzchniowe oraz lepkość (przy ścinaniu i przy rozciąganiu). Spośród innych parametrów towarzyszących rozpylaniu można wyróżnić m.in. ciśnienie otoczenia, ciśnienie wtrysku, ciśnienie panujące wewnątrz rozpylacza i temperaturę rozpylanej cieczy. Gęstość cieczy ρc jest definiowana jako stosunek masy m do objętości V w danej temperaturze i przy danym ciśnieniu. Gęstość jest jednoznaczną właściwością każdej cieczy, jednak w przypadku paliw na gęstość wpływają temperatura i ciśnienie. W tym przypadku gęstość cieczy maleje ze wzrostem temperatury i wzrasta ze wzrostem ciśnienia. Wpływ gęstości na proces rozpadu cieczy jest nieznaczny, jednak w wyniku rozpylania cieczy o większej gęstości można uzyskać krople o mniejszych rozmiarach (Orzechowski i Prywer, 1991). Napięcie powierzchniowe σ wyraża energię powierzchniową ΔEA zużytą na zwiększenie powierzchni elementu cieczy da. W praktyce znaczenie napięcia powierzchniowego jest ograniczone przez fakt, że większość paliw handlowych wykazuje tylko niewielkie różnice tej właściwości. To stwierdzenie jest również prawdziwe w przypadku gęstości (Lefebvre, 1989). Różnice w wydajności rozpylania pomiędzy wodą i naftą dla sześciu rozpylaczy paliwowych simplex badali Simmons i Harding (1980). Te dwie ciecze wykazywały praktycznie taką samą lepkość oraz 30 procentową różnicę w gęstości, a napięcie powierzchniowe wody było trzy razy wyższe niż nafty. W przypadku liczby Webera mniejszej od jedności stwierdzono, że średnia średnica objętościowopowierzchniowa jest proporcjonalna do napięcia powierzchniowego w potędze a, gdzie a przyjmuje wartość 0,19. Kennedy (1985), który badając rozpylacze simplex przy dużych natężeniach przepływu zaobserwował znacznie silniejszą zależność średniej średnicy Sautera od napięcia powierzchniowego, a mianowicie, że jest ona proporcjonalna do napięcia powierzchniowego. Jones (1982) dla rozpylaczy przy dużych natężeniach przepływu uzyskał wartości a = 0,25. Jest to wartość bardzo zbliżona do wartości przedstawionej w pracy Simmonsa i Hardinga (1980) i identyczna z wartością uzyskaną w oparciu o analizę wymiarową przez Lefebvre 35

36 (1983). Wang i Lefebvre (1987) użyli dwóch rozpylaczy simplex dla różnych natężeń przepływu w celu zbadania wpływu napięcia powierzchniowego na wartość średniej średnicy Sautera. Porównano wyniki dla wody i oleju Diesla oraz wykonano korektę dla oleju Diesla, aby zrekompensować wyższą lepkość. Wyższe wartości średniej średnicy Sautera uzyskano dla wody w porównaniu z olejem Diesla, co było spowodowane wyłącznie jej wyższym napięciem powierzchniowym. Zachowanie płynu idealnie lepkiego opisuje prawo Newtona : (3.1) gdzie: τ naprężenie styczne, η współczynnik lepkość dynamiczna, prędkość ścinania. W przypadków płynów nienewtonowskich najprostszym matematycznym modelem reologicznym jest tzw. model potęgowy Ostwalda de Waele a o postaci: n k (3.2) gdzie: k współczynnik konsystencji, n charakterystyczny wskaźnik płynięcia (Korolczuk-Hejnak, 2013). Wpływ lepkości cieczy zależy od jej wartości przy niewielkiej lepkości jest on mały, zwiększa się natomiast dla cieczy bardzo lepkich. Wyróżnia się dwa rodzaje lepkości cieczy: lepkość przy ścinaniu (lepkość dynamiczną), występującą przy ściankach otworu wylotowego oraz lepkość wzdłużną (pozorną lepkość wzdłużną), która występuje w osi otworu wylotowego (Petrie, 2006; Broniarz-Press i współpracownicy, 2010). Pionierem badań nad lepkością wzdłużną był Trouton (1906), który przedstawił także zależność między lepkością przy ścinaniu a lepkością wzdłużną, zwaną stosunkiem lub liczbą Troutona o postaci: η (ε) Tr e (3.3) η γ gdzie lepkość wzdłużną opisuje zależność (Różańska i współpracownicy, 2013): M e R 2 d gdzie M moment obrotowy, Ld długość ramienia, Rd promień dyszy. Szybkość rozciągania opisuje równanie: L d (3.4) V (3.5) 2 R h d 36

37 gdzie V strumień objętości, h połowa odległości między dyszami. Dla płynów newtonowskich stosunek Troutona wynosi 3. W przeciwieństwie do procesów przepływu ścinającego, które występują w stanie ustalonym, procesy przepływu rozciągającego rzadko realizowane są w sposób ciągły i w stanie stacjonarnym. Ich pomiar w stanie ustalonym jest niezmiernie istotny dla zrozumieniu dynamiki przepływu wzdłużnego cieczy. Przepływ wzdłużny jest bardzo ważny w procesie przetwarzania polimerów (Maia i współpracownicy, 1999). Dodanie małej ilości polimeru do cieczy może znacznie zwiększyć lepkość wzdłużną roztworu, jednocześnie tylko nieznacznie wpływając na lepkość przy ścinaniu (Broniarz-Press i współpracownicy, 2014). Właściwości reologiczne roztworów polimerów są silnie zależne od stężenia polimeru w roztworze. W stężonych i semi-rozcieńczonych roztworach splątanie łańcuchów polimeru może odgrywać dominującą rolę w określaniu zachowania roztworu. W rozcieńczonych roztworach właściwości reologiczne układu są odbiciem właściwości mechanicznych w poszczególnych łańcuchach polimeru. Nawet w takich układach rozcieńczonych, właściwości mechaniczne poszczególnych sieci, a tym samym objętość roztworu, są silnie zależne od rodzaju przepływu. W przepływie ścinającym, właściwości mechaniczne zmieniają się stopniowo wraz z szybkością ścinania, natomiast dla przepływu wzdłużnego zmiany te mogą być stosunkowo gwałtowne (Absi i współpracownicy, 2006). Wykazano, że lepkość wzdłużna może mieć znaczący wpływ na rozpad strumienia roztworu polimeru. Lepkość wzdłużna powoduje ograniczenie rozpadu (w stosunku do strumienia płynu newtonowskiego) w określonym zakresie stężenia, a dodawanie polimeru ogranicza proces tworzenia małych kropel satelitarnych. Biorąc pod uwagę wpływ lepkości wzdłużnej na wielkość kropel, można wnioskować, że może on odgrywać ważną rolę w rozpylaniu (Harrison i współpracownicy, 1999). Mun i współpracownicy (1998) badali rozpad lepkosprężystych strumieni rozcieńczonych oraz semi-rozcieńczonych roztworów poli(tlenku etylenu). Skład roztworu zmieniano w celu utrzymania stałej wartości lepkości przy ścinaniu i napięcia powierzchniowego, podczas gdy pozorna lepkość wzdłużna wzrastała z masą cząsteczkową. Dla płynów o niskiej pozornej lepkości wzdłużnej długość rozpadu strumieni o niskiej prędkości jest podobna jak w przypadku cieczy 37

38 newtonowskich o takiej samej lepkości przy ścinaniu i napięciu powierzchniowym. Dla wyższej prędkości zaobserwowano początkowe skrócenie długości rozpadu w stosunku do cieczy newtonowskich. Dla cieczy o wysokiej lepkości wzdłużnej, długość rozpadu wzrasta ze wzrostem masy cząsteczkowej i staje się niezależna od stężenia. Krople o bardzo małych średnicach są tłumione tylko w przypadku, gdy długość rozpadu strugi cieczy została zwiększona. Dodatek poli(tlenku etylenu) powoduje wolniejszy wzrost zakłóceń w pobliżu punktu rozpadu, a także zwężenie strumienia. Obszar rdzenia staje się coraz bardziej wyraźny i ostatecznie obserwowana jest tzw. struktura ''koralików na sznurku, czyli krople pomiędzy wąskimi strumieniami cieczy. Zjawisko to przypisuje się występowaniu przepływu wzdłużnego. Długość zakłóconego strumienia rozciąga się, a gdy wreszcie strumień rozrywa się, otrzymuje się bardziej jednorodny rozkład wielkości kropel. Chociaż lepkość przy ścinaniu, napięcie powierzchniowe i gęstość badanych roztworów o różnych masach cząsteczkowych nieznacznie zmieniają się, różnice te nie mogą być powodem zmian w rozpadzie strugi cieczy. Ciecze, które charakteryzują się wzrostem długości rozpadu strugi, wykazują wysoką pozorną lepkość wzdłużną przy wysokiej szybkości odkształcenia (Mun i współpracownicy, 1998). Wpływ sztywności łańcucha polimeru na wartość lepkości wzdłużnej badali Ng i współpracownicy (1996). W badaniu wykorzystali polimer o sztywnym łańcuchu (guma ksantanowa), o półsztywnym łańcuchu (sól sodowa karboksymetylocelulozy), o elastycznym łańcuchu (poliakryloamid) oraz elastyczny kompaktowy polimer makrocząsteczkowy (poliizobutylen). Stężenie wszystkich polimerów w wodnym roztworze było takie samo i wynosiło 0,005% wag. Najwyższą wartość lepkości wzdłużnej uzyskano dla roztworu poliakrylamidu. Lepkość wzdłużna gumy ksantanowej była niezależna od szybkości rozciągania i dwukrotnie większa od lepkości wzdłużnej rozpuszczalnika. W przypadku soli sodowej karboksymetylocelulozy do rozciągnięcia łańcucha polimeru i uzyskania mierzalnego wpływu wymagana była szybkość rozciągania około 25 s -1. Najmniejszą wartość lepkości wzdłużnej odnotowano dla wodnego roztworu poliizobutylenu. Harrison i współpracownicy (1999) badali proces rozpylania wodnych roztworów elastycznych, półsztywnych i sztywnych polimerów w rozpylaczu wirowym. Zaobserwowano, że typ polimeru i jego stężenie znacząco wpływają na wartość 38

39 lepkości wzdłużnej i na proces rozpylania. Lepkość wzdłużna wpływa także na sam przepływ wirowy. Rozpylacz wirowy tworzy w centralnej części przepływu rdzeń powietrzny, co przejawia się pustym rdzeniem stożka rozpylonej strugi. Kiedy elastyczność łańcucha polimeru w wodnym roztworze wzrasta, rdzeń powietrzny w rozpylaczu zmniejsza rozmiar, co powoduje także zmniejszenie kąta rozpylania. Ze względu na lepkość wzdłużną przepływu cząsteczki elastycznego polimeru mogą zostać silnie rozciągnięte w samym rozpylaczu. Zarówno proces relaksacji jak i różne równowagowe wartości lepkości wzdłużnej roztworów polimerów mogą przyczynić się do powstania różnych charakterystyk rozpylania aerozolu. Ponadto różne wartości lepkości wzdłużnej dla różnych stężeń tego samego polimeru mogą wpływać na zachowanie aerozolu. W przypadku, kiedy lepkość wzdłużna roztworów znacząco różni się od cieczy newtonowskich, rozpad strumienia opóźnia się, a ilość powstających satelitarnych kropel zostaje ograniczona. Wpływ masy cząsteczkowej oraz stężenia polimeru na proces rozpylania i właściwości reologiczne badali Mun i współpracownicy (1999). Badania przeprowadzono dla wodnych roztworów gliceryny z dodatkiem poli(tlenku etylenu) o różnych stężeniach oraz o różnej masie molowej. Ciecze rozpylano w czterech różnych typach rozpylaczy rolniczych. W przypadku cieczy o dużej lepkości wzdłużnej nie było możliwe rozpylenie cieczy w tradycyjnych rozpylaczach przeznaczonych do rozpylania wody. Masa cząsteczkowa dodawanego do roztworu polimeru powinna być mała tak, aby nie spowodować obniżenia wydajności procesu rozpylania. Zbyt wysokie stężenie polimeru w roztworze powoduje obniżenie skuteczności rozpylacza (Mun i współpracownicy, 1999). Ochowiak i współpracownicy (2012) badali właściwości reologiczne oraz proces rozpylania roztworów polimeru (poliakryloamidu) o różnych stężeniach w rozpylaczach pęcherzykowych. Roztwory polimerów wykazywały właściwości płynów nienewtonowskich. Wartości stosunku Troutona w przypadku roztworów polimeru zwiększały się wraz ze wzrostem szybkości odkształcenia i stężenia polimeru w roztworze. Zwrócili oni też uwagę na związek występujący pomiędzy lepkością wzdłużną a rozpylaniem. Poprzez dodatek polimeru do rozpylanej cieczy można zwiększać lepkość roztworu, a tym samym modyfikować rozpad cieczy. Podczas rozpylania roztworu polimeru zaobserwowano charakterystyczne etapy 39

40 rozwoju rozpylanej strugi oraz zjawisko powstawania tzw. ''koralików na sznurku'' w przypadku roztworów o niskich stężeniach polimeru. Dla wszystkich badanych roztworów polimerów obserwowano występowanie cienkich włókien pomiędzy kroplami i/lub bańkami. Uzyskane wyniki pokazują także, że zmniejszenie lepkości wzdłużnej powoduje zmniejszenie średniej średnicy Sautera. Zjawisko powstawania tzw. koralików na sznurku zaobserwowano także wśród etapów rozpylania wodnego roztworu poli(tlenku etylenu) w rozpylaczu pęcherzykowym z wewnętrznym mieszaniem (Broniarz-Press i współpracownicy, 2010). Zjawisko to przypisano głównie właściwościom reologicznym cieczy, na które wpływał przede wszystkim dodatek polimeru. To, że lepkość cieczy wpływa na wydajność rozpylacza, może wynikać z faktu, że zwiększenie efektywnej powierzchni przepływu, dzięki zmniejszeniu średnicy rdzenia powietrznego (spowodowanym zwiększeniem lepkości cieczy), ma większe znaczenie niż zmniejszenie średniej prędkości osiowej wywołanej zwiększeniem strat związanych z tarciem (Som i Makherjee, 1980). Większa lepkość powoduje utratę charakterystycznego wiru i powstanie niestabilności modelu rozpylania paliwa (Lee i współpracownicy, 2010). Wysoka lepkość cieczy może powodować powstawanie strugi o postaci skręconej wstążki czy struktur usieciowanego przepływu cieczy. Usieciowanej strukturze cieczy o wysokiej lepkości przypisuje się powstanie kropelek przybierających postać kłaczków (Yang i współpracownicy, 2012). Oprócz gęstości, napięcia powierzchniowego i lepkości dla tworzenia się wiru oraz procesu rozpylania cieczy, zwłaszcza w przypadku paliw, ważne znaczenie ma ciśnienie otoczenia, ciśnienie wtrysku, ciśnienie panujące wewnątrz rozpylacza i temperatura rozpylanej cieczy (Moon i współpracownicy, 2009). Ciśnienie wtrysku i ciśnienie otoczenia mają istotny wpływ na rozprzestrzenianie aerozolu i kąt rozpylania. W początkowym okresie rozwoju aerozolu, niższa prędkość wypływu cieczy z rozpylacza przy małym ciśnieniu wtrysku ma wyraźny wpływ na rozprzestrzenianie się aerozolu, wskazując na wolniejszy czas rozwoju sprayu. Wyższe ciśnienie wtrysku sprawia, że rozpylanie jest lepsze i uzyskuje się krople o mniejszych średnicach, podczas gdy wyższe ciśnienie wewnątrz zbiornika ciśnieniowego prowadzi do zmniejszenia zroszenia i zmniejszenia kąta rozpylania 40

41 (Nishida i współpracownicy, 2009; Kim i Yoon, 2012; Agawral i współpracownicy, 2014; Zhang i współpracownicy, 2014). 41

42 4. PARAMETRY ROZPYLONEJ STRUGI Parametry rozpylania dzielą się na zewnętrzne i wewnętrzne. Do parametrów zewnętrznych (makroparametrów) należą strumień objętości lub masy, kąt rozpylania, zasięg strugi i rozkład cieczy w strudze. Parametry wewnętrzne związane są ze strukturą rozpylonej strugi. Do parametrów wewnętrznych (mikroparametrów) należą widmo rozpylania, średnia i maksymalna średnica kropli. Niektóre parametry rozpylonej strugi można określić tylko na podstawie geometrii rozpylacza, inne wymagają badań doświadczalnych. Najistotniejszymi parametrami charakteryzującymi pracę rozpylacza wirowego są współczynnik wypływu CD, kąt rozpylania θ, średnia średnica kropli Dśr i geometryczny wskaźnik rozpylacza K (Orzechowski i Prywer, 2008) Współczynnik wypływu Strumienie objętości i masy określają w sposób ilościowy rozpyloną ciecz. Parametry te są ściśle powiązane z wartościami spadków ciśnienia i współczynnikiem wypływu CD, co w sposób matematyczny ujmują równania: P V 2 CD A0 wc CD A0 (4.1) C m V C A 2 P (4.2) C C C D Współczynnik wypływu jest najistotniejszym parametrem charakteryzującym rozpylacze wirowe oraz jednym z ważniejszych parametrów wydajnościowych. Określa on przepustowość rozpylacza w danych warunkach wtrysku (Som i Mukherjee, 1980). Najogólniej współczynnik wypływu można zdefiniować jako stosunek rzeczywistego masowego natężenia przepływu do idealnego masowego natężenia przepływu przez otwór wylotowy (Alexiou i współpracownicy, 2000; Ishibashi i Takamoto, 2000). Wartość współczynnika wypływu uzależniona jest od strat ciśnienia występujących w rozpylaczu. Najczęściej wartość współczynnika wypływu podawana jest w funkcji bezwymiarowej liczby Reynoldsa (Ramamurthi i Nandakumar, 1999; Ochowiak i współpracownicy, 2010; Hollingshead i współpracownicy, 2011), określającej charakter przepływu (laminarny, 0 C 42

43 przejściowy, turbulentny). Liczba Reynoldsa dla płynów newtonowskich określana jest jako: w d C 0 C Re C (4.3) C natomiast dla płynów nienewtonowskich o charakterystyce potęgowej opisanej zależnością: 8 w d0 n' C k' (4.4) można wyznaczyć liczbę Reynoldsa dla cieczy nienewtonowskich zaproponowaną przez Metznera i Reeda (1955): d w w n' 2n' n 2n 0 C C 0 C C Re MR n' 1 n1 k' 8 d k 8 4n 3n 1 n (4.5) Duży wpływ na wartość współczynnika wypływu ma geometria rozpylacza (Haddadi i Rahimpour, 2012), a zwłaszcza średnica otworu wylotowego, jego kształt, stosunek długości do średnicy otworu wylotowego, a także ciśnienie otoczenia i kawitacja (Ramamurthi i Nandakumar, 1999; Alexiou i współpracownicy, 2000; Bohra, 2004; Dziubiński i Przelazły, 2009a; Huang i współpracownicy, 2013). Współczynnik wypływu rozpylacza wirowego przyjmuje niskie wartości, ze względu na obecność rdzenia powietrza, który blokuje środkową części otworu wylotowego. Radcliffe (1955) badał działanie grupy standardowych rozpylaczy wirowych w szerokim zakresie gęstości i lepkości cieczy. Wykazał on istnienie zależności pomiędzy współczynnikiem wypływu i liczbą Reynoldsa obliczaną z uwzględnieniem średnicy otworu wylotowego. Przy niskich liczbach Reynoldsa wpływ lepkości powodował zwiększenie grubości filmu cieczy w otworze wylotowym, a tym samym zwiększenie współczynnika wypływu. Dla wartości liczby Reynoldsa większych od 3000, czyli w przeważającym zakresie pracy rozpylacza, współczynnik wypływu jest praktycznie niezależny od liczby Reynoldsa. W związku z tym dla cieczy o niskiej lepkości, wartość współczynnika wypływu przy niskich liczbach Reynoldsa pomijano i zakładano, że dany rozpylacz ma stałą wartość współczynnika wypływu. 43

44 Som i Mukherjee (1980) zaobserwowali, że współczynnik wypływu zmniejsza się wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa, przy czym spadek wartości współczynnika wypływu jest bardziej widoczny w dolnym zakresie wartości ReC odpowiadającym obniżeniu ciśnienia wtrysku i prędkości przepływu w rozpylaczu. Przy wyższych wartościach ReC zmiana wartości współczynnika wypływu jest bardzo mała, a CD staje się bardziej lub mniej niezależny od warunków wtrysku, wyrażonych liczbą ReC. Współczynnik wypływu cieczy dla rozpylacza wirowego jest zwykle bardzo mały w porównaniu do tradycyjnych rozpylaczy simplex z pustym stożkiem ze względu na fakt, że zjawisko tworzenia centralnego rdzenia powietrza w połączeniu z hydrodynamiką przepływu wewnątrz rozpylacza zmniejsza w znacznym stopniu efektywną powierzchnię przepływu w otworze. Tendencje zmian CD z jego parametrami wejściowymi są powiązane ze zmianami średnicy rdzenia powietrza o odpowiednich parametrach. Dla niższych wartości ciśnienia wtrysku, wzrost ReC wraz ze wzrostem ciśnienia wtrysku, zwiększa siłę ruchu wirowego wewnątrz rozpylacza, a tym samym, zwiększa średnią prędkość styczną w otworze wylotowym, która staje się większa niż prędkość osiowa. W wyniku tego, średnica rdzenia powietrza wzrasta, a tym samym efektywne pole powierzchni przepływu zostaje zredukowane. Ze zmniejszeniem efektywnego obszaru przepływu wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa, wzrost prędkości przepływu jest mniejszy niż proporcjonalny wzrost pierwiastka kwadratowego z całkowitego spadku ciśnienia w rozpylaczu, co ostatecznie prowadzi do zmniejszenia współczynnika wypływu. Przy pewnej wartości liczby Reynoldsa, dalszy wzrost jej wartości powoduje zmniejszenie wzrostu prędkości stycznej w większym stopniu niż dla prędkości osiowej. W rezultacie, szybkości wzrostu średnicy rdzenia powietrza oraz zmniejszania się współczynnika wypływu z liczbą Reynoldsa stają się bardzo małe i bardziej lub mniej niezależne od ReC w jej górnym zakresie. Wartości teoretyczne CD obliczone z równania są zawsze niższe niż uzyskane eksperymentalnie. Zjawisko to może wynikać z faktu, że przy tej samej wartości liczby Reynoldsa, uproszczony model pola przepływu, jaki przyjęto w analizie teoretycznej, obejmuje potencjalny rdzeń tylko wolnego wiru wraz z graniczną warstwą przepływu oraz posiada większą siłę mieszania, niż występuje w rzeczywistym przepływie. W związku z tym, wartości teoretyczne średnicy rdzenia powietrznego stają się zawsze większe niż 44

45 rzeczywiste, a zatem prowadzi to do niższej wartości efektywnej powierzchni przepływu i w konsekwencji do niskiej wartości współczynnika wypływu w porównaniu z wynikami uzyskanymi z badań eksperymentalnych. Na zmienność współczynnika wypływu z ReC wpływają także styczna powierzchnia wlotowa rozpylacza i lepkość kinematyczna cieczy. Dla określonego zakresu ReC wzrost powierzchni obszaru wlotowego i lepkości kinematycznej zwiększa współczynnik CD, natomiast zmniejszenie powierzchni obszaru wlotowego i lepkości zmniejsza współczynnik wypływu (Som i Mukherjee, 1980). Jain i współpracownicy (2014) badali wpływ liczby Reynoldsa na wartość współczynnika wypływu w zakresie wartości ReC є (30000; ). Zaobserwowali, że wartość CD jest niezależna od liczby Reynoldsa, gdy analizowany jest przepływ wody. Wykazali także, że stała geometryczna rozpylacza nie ma znaczącego wpływu na współczynnik wypływu (Jain i współpracownicy, 2014). Rozpad strumienia wody w rozpylaczach wirowych z pustym oraz z pełnym stożkiem był przedmiotem badań Hamida i Atana (2009). Wykorzystane w badaniach rozpylacze różniły się stosunkiem średnicy środkowego portu do średnicy komory wirowej ds/ds. Badania przeprowadzono w zakresie ciśnień na wlocie od 150 do 500 kpa. Wartość współczynnika wypływu zwiększała się wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa dla obu typów rozpylaczy przy stosunku średnic ds/ds = 0,1. Dla stosunku ds/ds = 0,14 w przypadku rozpylacza z pełnym stożkiem występowały wahania wartości CD. Największą średnią wartość współczynnika wypływu CD = 0,60 zaobserwowano dla rozpylacza wirowego z pełnym stożkiem przy stosunku ds/ds = 0,14. Dla takiego samego stosunku średnic w przypadku rozpylacza z pustym stożkiem, średnia wartość współczynnika wypływu wynosiła CD = 0,25. Średnia wartość współczynnika wypływu dla rozpylacza wirowego z pełnym stożkiem przy stosunku ds/ds = 0,1 wynosiła CD = 0,21. Wraz ze wzrostem ciśnienia wtrysku wartość współczynnika wypływu malała (Hamid i Atan, 2009). Według Taylora (1950), dla przepływu nielepkiego (brak strat związanych z oporem wewnętrznym) w rozpylaczu wirowym, współczynnik wypływu jest wyrażony jako: 45

46 C 2 D Ap 0,225 (4.6) D d S Badania przeprowadzone przez Giffena i Muraszewa (1953) dotyczyły rozpylacza simplex, ale wyniki uzyskane mogą być zastosowane dla innych typów rozpylaczy wirowych, takich jak rozpylacze duplex, rozpylacze z podwójnymi otworami wylotowymi i rozpylacze ze wstecznym zwrotem (ang. spill-return). Ostatecznie otrzymali oni zależność opisującą współczynnik wypływu o postaci: 1 2 C D gdzie: X (4.7) K 1 X 2 Aa (4.8) A 0 a K1 jest stałą geometryczną definiowaną jako: K 1 Ap r R 0 S (4.9) Równanie to przedstawia zależność pomiędzy wymiarami rozpylacza, rozmiarem rdzenia powietrznego i współczynnikiem wypływu. Eliminując jedną z tych zmiennych przyjęto warunek, że dla każdej danej wartości K1, wielkość rdzenia powietrza zawsze będzie tak wyrażona, aby zapewnić maksymalny przepływ, to znaczy, że wartość CD wyrażona w funkcji X, jest maksymalna (Giffen i Muraszew, ). Wprowadzenie 1/ C / dx 0 d D prowadzi do uzyskania wyrażenia o postaci: K X X (4.10) Podstawiając wartość K1 do równania (4.10) otrzymano: 0,5 3 (1 X ) C D (4.11) 1 X Giffen i Muraszew (1953) zaobserwowali, że powyższe równanie daje wartości CD, które są zbyt niskie w porównaniu z danymi eksperymentalnymi. Z tego względu autorzy wprowadzili stałą do równania: 3 0,5 (1 X ) 1,17 C D (4.12) 1 X 46

47 To równanie wymaga modyfikacji w świetle wyników uzyskanych przez Carlisle a (1955) i uwzględnienia wpływ DS/d0 i HS/DS na współczynnik wypływu. Zależność współczynnika wypływu od DS/d0 wyrażono w postaci: C C D, meas D, theor D 0,55 d s o 0,5 (4.13) W ten sposób wpływ DS/d0 może być uwzględniony przy użyciu współczynnika korekty 0,55 / d 5 0 0, D S. W odniesieniu do HS/DS wynika, że w najbardziej istotnym zakresie (od 0,5 do 1,0) odpowiedni współczynnik korekty jest na stałym poziomie i wynosi około 0,95. Uwzględnienie tych dwóch warunków daje zależność: C 2 D D A S p 0,0616 (4.14) d D d 0 Eisenklam (1961) oraz Dombrowski i Hassan (1969) użyli poprawkowej grupy wymiarowej do skorelowania ich danych eksperymentalnych dla współczynnika wypływu o postaci: D A S p d 0 D d S 0 S 1m' 0 (4.15) Według Eisenklama wartość m zmienia się od 0,1 do 0,5, natomiast Dombrowski i Hassan przyjęli stałą wartość m = 0,5. Rizk i Lefebvre (1985) wyprowadzili następującą zależność dla CD: 0,5 0,25 Ap Ds C 0,35 D (4.16) Dsdo do Wartość CD wzrasta ze wzrostem stosunku średnicy komory wirowej do średnicy otworu wylotowego DS/d0. Jednak Carlisle zwrócił uwagę, że wartość DS/d0 powinna być mała, aby zmniejszyć straty wywołane tarciem i zasugerował, że wartość DS/d0 nie powinna przekraczać 5,0. Podobny punkt widzenia mieli Tiper i Wilson (1959), którzy zalecili wartość DS/d0 = 2,5. Jednakże, w przypadku braku sprzeczności, zalecana jest wartość DS/d0 3,3, ponieważ jest to zgodne z zaleceniami Carlisle a (1955) oraz Tipera i Wilsona (1959), a także pozwala uzyskać zadowalające rezultaty. Minimalne odchylenie między wartościami teoretycznymi i doświadczalnymi występuje dla DS/d0 3,3. 47

48 Stosunek wysokości do średnicy komory wirowej powinien być mały, aby możliwe było zminimalizowanie strat wywołanych tarciem. Odpowiednia wystarczająca wysokość musi być przewidziana dla oddzielnych strumieni wypływających z króćców wylotowych. W wielu projektach przyjmowano stosunek HS/DS od 0,5 do 1,0, chociaż sugerowane jest, że większe wartości HS/DS, do maksimum 2,75, mogą polepszyć proces rozpylania (Jones, 1982). Wysokie straty ze względu na tarcie występują dla możliwie najkrótszych długości otworów wylotowych. Dla dużych rozpylaczy stosunek długości do średnicy otworu wylotowego l0/d0 może być mały (rzędu 0,2), ale dla małych rozpylaczy trudności w produkcji niewielkich elementów o wymaganym stopniu dokładności zwykle dyktują minimalne wartości l0/d0 wynoszące około 0,5. Tipler i Wilson (1959) zalecali, aby stosunek długości do średnicy króćców wylotowych nie był mniejszy niż 1,3, ponieważ zastosowanie otworów o niewielkich długościach może doprowadzić do nierównomiernego rozpylania. Z powyżej dyskusji wynika, że współczynnik wypływu nie zależy wyłącznie od modułów geometrycznych Ap/DS d0 i DS d0, chociaż równania uzyskane dla CD oparte na tych warunkach w miarę dobrze sprawdzają się w praktyce. Jeśli potrzebne są dokładniejsze wartości, należy również zwrócić uwagę na nieco inne proporcje geometryczne opisane powyżej, a mianowicie HS/DS i l0/d0, które mają także wpływ na wartość CD. Ważnym parametrem geometrycznym wpływającym na wartość współczynnika wypływu jest wysokość komory wirowej. W przypadku wysokiej komory wirowej ciecz, która wypełnia komorę wirową jest wprawiana w ruch obrotowy i aktywnie przepływa przez rozpylacz. Powoduje to zmniejszenie momentu pędu, któremu towarzyszy zwiększenie współczynnika wypływu (Orzechowski i Prywer, 2008). Na wartość współczynnika wypływu wpływa także w pewnym stopniu kąt stożka przejściowego β. Siła odśrodkowa przeciwdziała kontrakcji strugi po wypływie ze stożka, ale na ostrej krawędzi końcowej stożka struga odrywa się. Mniejszy kąt stożka przejściowego wywołuje mniejszą kontrakcję strugi, a wysokość stożka staje się większa, a to z kolei prowadzi do zmniejszenia momentu pędu i następnie do wzrostu wartości CD (Orzechowski i Prywer, 2008). 48

49 Dla określenia wartości współczynnika wypływu ma także znaczenie długość króćców wlotowych. Odpowiednia długość króćca wlotowego lp jest istotna, aby zapewnić zgodny kierunek wlotu cieczy z kierunkiem osi otworów wlotowych. Nieodpowiednia długość otworów wlotowych powoduje zmniejszenie momentu pędu, co prowadzi do zwiększenia współczynnika wypływu. Długość otworów wlotowych jest związana ze średnicą otworu wylotowego lub w przypadku otworów o przekroju prostokątnym z jego wysokością. Zazwyczaj stosunek długości do średnicy króćców wlotowych lp/dp powinien mieścić się w zakresie od 1,5 do 2. Króćce wlotowe nie powinny być zbyt krótkie, ponieważ może wystąpić zjawisko kontrakcji strugi. W celu przeciwdziałania kontrakcji dostosowuje się powierzchnię przekroju otworów do odpowiedniej wartości współczynnika kontrakcji φ (dla rozpylaczy wirowych φ = 0,85 0,90) (Orzechowski i Prywer, 2008). Wewnątrz komory wirowej dochodzi do zderzenia strug cieczy wpływających przez styczne otwory wlotowe, co przedstawiono na rys Zderzenie się strug dopływających powoduje zwężenie końcowej strugi i wzrost promienia zawirowania R, co skutkuje spadkiem wartości współczynnika wypływu. Rys Schemat oddziaływania strugi cieczy na wlocie do komory wirowej (rysunek wykonany na podstawie: Orzechowski i Prywer, 2008): a) dopływ cieczy w prawidłowym kierunku i bez kontrakcji, b) zwężenie strugi Ballester i Dopazo (1994) badali wpływ wymiarów geometrycznych rozpylaczy wirowych o niewielkich średnicach otworu wylotowego d0 ϵ (0,44;1,09) mm oraz warunków wtrysku na współczynnika wypływu. Dla rozpylaczy wirowych o średnicach d0 > 0,8 zaproponowali równanie opisujące współczynnik wypływu o postaci: C D 3 0,29 0,82 0,03 1,32310 K d0 P (4.17) 49

50 natomiast dla rozpylaczy o średnicach d0 < 0,8 uzyskano następującą zależność: 3 0,3 0,41 0,07 C 1,33510 K d ΔP D 0 (4.18) Park (1995) analizował wpływ kształtu otworu wlotowego dyszy Venturiego na wartość współczynnika wypływu. Dla małych promieni otworu wlotowego (rp = 0,5dp) wartość współczynnika wypływu malała. Wpływ długości wlotu na wartość CD był stosunkowo mały dla dużych promieni otworu wlotowego (rp = 0,5dp). Gdy długość była mniejsza niż dp, współczynnik wypływu znacząco malał. Wartości współczynnika wypływu uzyskane doświadczalnie porównano z wartościami teoretycznymi obliczonymi na podstawie równania słusznego w zakresie liczby Reynoldsa od 10 5 do 10 7 : C 0,9935 1,525Re (4.19) D oraz z wynikami teoretycznymi Stratforda (1957) dla laminarnej warstwy granicznej: C D d 1 2,55( r i dla turbulentnej warstwy granicznej: C D d 1 0,0525( r p p ) p p 0,5 C d 0,25 0,5 p 2 Re C 0,00625( ) (4.20) ) r p d 0,4 0,2 p 2 Re C 0,00625( ) (4.21) Wyniki teoretyczne dla długich króćców wlotowych okazały się wyższe od tych otrzymanych doświadczalnie, co przypisano przyjęciu zbyt niskiej wartości grubości warstwy granicznej. W przypadku krótkich króćców wlotowych przewidywania teoretyczne były zgodne z wynikami doświadczalnymi. Najwyższą wartość współczynnika wypływu uzyskano dla promienia otworu wlotowego równego dwukrotności średnicy przewężenia dyszy (Park, 1995). Wydajność typowych rozpylaczy wirowych z pustym stożkiem i o różnych wymiarach przy ciśnieniu wtrysku wody do 15,2 MPa były badane przez Yule i Widera (1996). Znaczący wzrost współczynnika wypływu CD był spowodowany zmniejszeniem średnicy otworu wylotowego oraz zwiększeniem długości zarówno otworu wylotowego, jak i komory wirowej. Wartość współczynnika wypływu przy dowolnej stałej wartości liczby Reynoldsa maleje ze wzrostem stosunku średnicy otworu wylotowego do średnicy komory wirowej. Opór stawiany przepływowi strumienia cieczy w rozpylaczu zmniejsza się r p 50

51 i następuje zwiększenie średnicy rdzenia powietrznego. Ostatecznie zmniejszenie stosunku rzeczywistej powierzchni przepływu do powierzchni otworu wylotowego skutkuje zmniejszeniem współczynnika wypływu. Zakres liczby Reynoldsa, w którym CD zależy od ReC, zmniejsza się z wyższymi wartościami stosunku średnicy otworu wylotowego do średnicy komory wirowej. Można to wyjaśnić w następujący sposób. Przy wyższych wartościach stosunku średnicy otworu wylotowego do średnicy komory wirowej, średnica rdzenia powietrznego staje się niezależna od ReC w jej dolnym zakresie. Poza tym zakresem efektywna powierzchnia przepływu nie zmniejsza się ze wzrostem ReC i każda zmiana prędkości osiowej staje się bardziej lub mniej proporcjonalna do pierwiastka kwadratowego ze spadku ciśnienia w rozpylaczu (Som i Makherjee, 1980). Ramamurthi i Nandakumar (1999) określali wpływ średnicy otworu wylotowego oraz stosunku średnicy do długości ostrokrawędziowych otworów cylindrycznych na wartość współczynnika wypływu. Badania wykonano na zdemineralizowanej wodzie przy ciśnieniu od 0,05 do 1,5 MPa. Średnice otworów wylotowych wynosiły 0,3; 0,5; 1 i 2 mm, natomiast stosunki długości do średnicy otworu wylotowego mieściły się w zakresie od 1 do 50. Dla stosunku l0/d0 = 1, mniejsze wartości średnicy dawały większe wartości współczynnika wypływu. Taką samą tendencję zaobserwowano dla stosunku l0/d0 = 5. Najniższy współczynnik wypływu uzyskano dla d0 = 2 mm, jednak zwiększał się on ze zmniejszeniem średnicy otworu wylotowego. Dla stosunku l0/d0 = 10 początkowo obserwowano wzrost wartości współczynnika wypływu wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa, a następnie spadek wartości CD dla średnicy otworu 0,3; 1 i 2 mm. Podobne zależności uzyskuje się dla stosunku długości do średnicy otworu wylotowego równego l0/d0 = 20 i l0/d0 = 50. Okazuje się także, że współczynniki wypływu dla wszystkich średnic otworu wylotowego wzrastają monotonicznie wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa, aż do osiągnięcia stałej wartości asymptotycznej. Maksymalne wartości współczynnika wypływu zmniejszają się ze wzrostem stosunku l0/d0. W przypadku wystąpienia zjawiska kawitacji wartość współczynnika wypływu jest niezależna od liczby Reynoldsa (Ramamurthi i Nandakumar, 1999). Zwiększenie powierzchni, nie tylko otworu wylotowego, ale także otworu wlotowego, powoduje wzrost wartości współczynnika wypływu. Także zmiana kąta 51

52 nachylenia przy wprowadzaniu cieczy do rozpylacza ma wpływ na współczynnik wypływu. Wraz ze wzrostem kąta nachylenia wzrasta wartość CD (Guangchao i współpracownicy, 2007). Broniarz-Press i współpracownicy (2013) badali wpływ profilu otworu wylotowego na wartość współczynnika wypływu. Rozpylali wodę w rozpylaczu wirowym o cylindrycznych, stożkowych i profilowanych otworach wylotowych. Otwory cylindryczne różniły się stosunkiem długości do średnicy otworu wylotowego. Zaobserwowano, że współczynnik wypływu przyjmuje różne wartości w zależności od profilu otworu wylotowego. Współczynnik wypływu przyjmował najwyższe wartości dla rozpylacza wirowego o profilowanym otworze wylotowym, najniższe zaś dla otworów cylindrycznych. Dziubiński i Przelazły (2009b) analizowali wypływ cieczy newtonowskich i nienewtonowskich przez otwory o nieregularnych kształtach. W przypadku cieczy newtonowskich uzyskano praktycznie stałą wartość współczynnika wypływu CD = 0,73 w zakresie liczby Reynoldsa ReC > 100, natomiast podczas wypływu cieczy nienewtonowskich dla liczb Reynoldsa ReMR < 100 wartości współczynnika wypływu dla otworów o nieregularnych kształtach były nieznacznie większe niż dla otworów o kształtach okrągłych. Także dla liczby Reynoldsa ReMR > 100 wartości współczynników wypływu otworów o nieregularnych kształtach były nieznacznie większe niż wartość CD = 0,69, którą uzyskano dla otworów o kształtach okrągłych. Współczynnik wypływu wzrasta ze zmniejszeniem kąta komory wirowej i wzrostem stosunku długości do średnicy komory wirowej. Można to wyjaśnić tym, że zmniejszenie kąta lub zwiększenie stosunku długości do średnicy prowadzi do zwiększenia przepływu wirowego. Początkowo każdy opór stawiany przepływowi powoduje tworzenie się rdzenia powietrza o mniejszej średnicy. W wyniku tego zwiększenie rzeczywistej powierzchni przepływu odbywa się w większym stopniu niż obniżenie średniej prędkości osiowej wskutek zwiększenia oporów wywołanych tarciem w rozpylaczu, ostatecznie zwiększając wartość współczynnika wypływu. W pewnych określonych warunkach, w których rdzeń powietrzny nie będzie występował lub nie zmieniał się wraz z istotnymi wymiarami geometrycznymi rozpylacza wirowego, trend zmienności współczynnika wypływu z kątem i stosunkiem długości do średnicy komory wirowej 52

53 zostanie odwrotny od opisanego powyżej. Zmniejszenie wartości kąta komory wirowej lub wzrost wartości stosunku długości do średnicy komory wirowej, któremu towarzyszy zwiększenie oporu na rozpylaczu, zamiast zwiększać współczynnik wypływu, zmniejsza jego wartość (Som i Makherjee, 1980). Wpływ liczby wirowej na współczynnik wypływu dla różnych wielkości otworu wylotowego w systemie paliwowym analizowali Ishak i Jaafar (2004). Autorzy badali system paliwowy o różnych rozmiarach półkowych otworów wylotowych zamontowanych na płaszczyźnie wyjściowej wylotu zawirowywacza powietrza. Zastosowano komorę spalania o średnicy wewnętrznej 140 mm i długości 400 mm oraz trzy różne średnice półkowe otworów wylotowych 45 mm, 40 mm i 35 mm, o kątach nachylenia łopatek zawirowywacza powietrza od 10 do 70. Celem wstawienia półkowego otworu wylotowego było wytworzenie spadku ciśnienia na wylocie zawirowywacza tak, aby turbulencje warstwy ścinającej zawirowywacza mogły być zwiększone dla ułatwienia mieszania paliwa i powietrza. Liczba wirowa jest zazwyczaj definiowana jako pęd liniowych i kątowych strumieni. Stosowana jest do charakterystyki intensywności zawirowania w zamkniętych i całkowicie oddzielonych przepływach. Wyrażona jest równaniem o postaci: G S G r 0 gdzie Gϕ (ang. axial flux of angular momentum) opisany jest zależnością: G C 0 (4.22) 2 2 u U r dr (4.23) a Gχ (ang. axial flux of momentum (axial thurst)) opisuje równanie: 2 G 2 C u rdr 2 p rdr (4.24) 0 gdzie r0 zewnętrzny promień zawirowywacza, u osiowa składowa prędkości przy promieniu r, Uθ styczna składowa prędkości przy promieniu r. Liczba wirowa powinna, jeśli to możliwe, być określana na podstawie zmierzonych wartości profili prędkości i ciśnienia statycznego (Beer i Chigier, 1972). Badania pokazują, że współczynnik wypływu zmniejsza się, gdy zwiększa się liczba wirowa dla wszystkich trzech różnych wymiarów półkowych otworów wylotowych. Otwór półkowy zwiększa całkowity spadek ciśnienia i dla określonego specyficznego 0 53

54 otworu współczynnik wypływu zmniejsza się wraz ze zmniejszeniem średnicy otworu wylotowego. Datta i Som (2000) w oparciu o modele numeryczne przepływu w rozpylaczu wirowym simplex dowiedli, że współczynnik wypływu zmniejsza się wraz ze wzrostem natężenia przepływu w rozpylaczu, zwłaszcza w dolnym zakresie wartości natężenia przepływu. Zaobserwowano także, że wartość CD zmniejsza się wraz ze zwiększeniem średnicy otworu wylotowego rozpylacza lub kąta komory wirowej, lub ze zmniejszeniem powierzchni stycznych otworów wlotowych (Datta i Som, 2000). Halder i współpracownicy (2004) określali wartości współczynnika wypływu CD i kąta rozpylania θ na podstawie numerycznych obliczeń przepływu w rozpylaczu przy użyciu standardowego modelu turbulencji k-ε, a także wykonane badania eksperymentalne. Teoretyczne wartości CD i θ oceniano z rozkładu promieniowych składowych prędkości przepływu cieczy na wylocie z rozpylacza. Doświadczenia przeprowadzono w rozpylaczu z pełnym stożkiem i wyposażonym w łopatki zawirowujące (rys. 4.2) w różnych warunkach pracy. Rys Rozpylacz wirowy simplex o pełnym stożku (rysunek wykonany na podstawie: Halder i współpracownicy, 2004) Zgodność przewidywań teoretycznych i wyników doświadczalnych była duża. Stwierdzono, że współczynnik wypływu pozostaje praktycznie stały przy wzroście wartości liczby Reynoldsa na wlocie do rozpylacza. Współczynnik wypływu jest prawie niezależny od liczby wirowej na wlocie S w jej dolnym zakresie, ale 54

55 zmniejsza się wraz z wartością liczby wirowej w jej górnym zakresie. Liczba wirowa w tym przypadku jest definiowana jako: R R 1 tg (4.25) 2 R 2 1 R 1 S 2 gdzie R1 promień komory wirowej, R2 promień środkowego portu wlotowego, γ kąt końcówki łopatkowej zawirowywacza przy wlocie do rozpylacza (ang. vane tip angle of the swirler at nozzle inlet). Zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa i liczby wirowej przedstawiono na rys 4.3. Dla danej wartości ReC, wartość CD zwiększa się ze wzrostem stosunku przepływu qr (stosunek prędkości przepływu przez środkowy port do całkowitej prędkości przepływu przez rozpylacz). O wartości współczynnika wypływu decydował także stosunek średnicy komory wirowej do średnicy środkowego portu przy płaszczyźnie wlotowej rozpylacza DS/D1. Zmniejszenie wartości DS/D1 powoduje wzrost wartości CD. Szczególnie widoczne jest to dla wyższych wartości qr oraz wartości DS/D1 mniejszych od 0,17 (Halder i współpracownicy, 2004). 4 Rys Wykres zależności współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa na wlocie i liczby wirowej (rysunek wykonany na podstawie: Halder i współpracownicy, 2004) 55

56 Yang i współpracownicy (2012) przeprowadzili badania wykorzystując rozpylacze wirowe o różnych konfiguracjach geometrycznych, aby określić wpływ geometrii na charakterystykę rozpylania żelowych gazów pędnych. Badane ciecze wykazywały cechy płynu nienewtonowskiego. Wykorzystano rozpylacze o średnicach otworów wylotowych równych 1,0 i 2,0 mm, długości otworu wylotowego wynoszącej 2 mm, średnicach otworu wlotowego 1,0; 1,5 i 2,0 mm oraz średnicy komory wirowej równej18 mm. Rozpylacze posiadały 2 i 3 styczne otwory wlotowe. Wartość stałej geometrycznej Aw opisanej zależnością (4.26) (Bayvel i Orzechowski, 1993) charakterystycznej dla wtryskiwaczy wirowych wahała się od 2 do 17. A w d0 DS d p (4.26) 2 ( i d ) p Metodę szybkiej fotografii wykorzystano do wizualizacji tworzącego się aerozolu. Ciśnienie wtrysku oscylowało w zakresie od 0,2 do 1,6 MPa. Zaobserwowano, że wzrost wartości charakterystycznej stałej wtryskiwacza wirowego, przy stałej wartości spadku ciśnienia, prowadzi do zwiększenia długości rozpadu stożkowego arkusza cieczy i zmniejszenia masowego natężenia przepływu, a co za tym idzie wartości współczynnika wypływu. Wyjątek stanowi sytuacja, kiedy stałe geometryczne Aw mają zbliżone wartości, wtedy na wartość współczynnika wypływu większy wpływ, niż geometryczna stała, mają inne parametry przepływu takie jak lepkość, turbulencje czy reologia (Yang i współpracownicy, 2012). Ponadto współczynnik wypływu zmienia się nieznacznie ze spadkiem ciśnienia (Ochowiak, 2012a). Zwiększenie wartości spadku ciśnienia i stałej Aw przyczynia się do zmniejszenia długości rozpadu arkusza cieczy (Yang i współpracownicy, 2012). Lee i współpracownicy (2010) określali zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa. Badanymi cieczami były paliwo Diesla oraz paliwo oparte na nafcie, Bunker-A, które charakteryzowało się większą lepkością i napięciem powierzchniowym niż paliwo Diesla. Badania przeprowadzono dla typowego rozpylacza wirowego przy różnej temperaturze paliwa i różnej wartości ciśnienia wtrysku. Wartość współczynnika wypływu może być stała wyłącznie dla nielepkiego przepływu cieczy, kiedy nie tworzy się rdzeń powietrzny. Zazwyczaj zwiększenie prędkości przepływu na wlocie (poprzez zmniejszenie powierzchni wlotu) przy 56

57 danym ciśnieniu wtrysku powoduje zmniejszenie współczynnika wypływu. Po zwiększeniu prędkości na wlocie (co wpływa również na zwiększenie prędkości na wylocie), w komorze powinny tworzyć się cieńsze filmy cieczy, a rdzeń powietrzny powinien wzrastać. W przypadku, kiedy współczynnik wypływu staje się niewrażliwy na zmiany liczby Reynoldsa, kąt rozpylania i natężenie przepływu osiągają maksymalne wartości oraz następuje dalsze zwiększenie promieniowej prędkości rozpylonych kropel, co ilustruje rys Dla liczby Reynoldsa z przedziału 2550 < ReC < 3450 dla oleju napędowego i 2400 < ReC < 3300 dla paliwa Bunker-A zaobserwowano gwałtowny spadek wartości współczynnika wypływu, co charakteryzowało zakres przepływu przejściowego. W zakresie przepływu turbulentnego wartość współczynnika wypływu stabilizowała się. Kiedy rdzeń powietrza stabilizuje się, szybkość przepływu zmniejsza się w centrum wtryskiwacza, które jest bardziej zajęte przez rdzeń powietrzny. Prowadzi to do obniżenia współczynnika wypływu. Rys Współczynnik wypływu w funkcji liczby Reynoldsa (rysunek wykonany na podstawie: Lee i współpracownicy, 2010): a) dla paliwa Diesla, b) dla paliwa Bunker-A Lee i współpracownicy (2010) zaproponowali także równania korelacyjne opisujące współczynnik wypływu w funkcji liczby Reynoldsa w obszarze nieliniowym i liniowym dla paliwa Diesla oraz paliwa Bunker-A: 57

58 Wartość współczynnika wypływu w obszarze nieliniowym: dla paliwa Diesla CD dla paliwa Bunker-A CD 0,17 0,52 (4.27) 0,00425(2705 ReC ) 110 0,12 0,45 (4.28) 0,00296(2484 ReC ) 110 Wartość współczynnika wypływu w obszarze liniowym: dla paliwa Diesla CD 0,64 4, Re C (4.29) dla paliwa Bunker-A CD 0,66 6, Re C (4.30) Ochowiak (2014) zaproponował równanie korelacyjne na współczynnik wypływu w zakresie przepływu jednofazowego o postaci: d 1 0, ,15 0,08 0,33 3 0,88 l d 0 0 Re D s S C 2 (4.31) D C d D C 0 S w D, tur 3 Równanie to jest słuszne w zakresie liczy Reynoldsa od 20 do dla rozpylaczy o cylindrycznych otworach wylotowych. Na rysunku 4.5 przedstawiono porównanie wartości współczynnika wypływu dla zakresu turbulentnego, obliczonych z najczęściej cytowanych i stosowanych równań korelacyjnych. Widoczne rozbieżności pomiędzy tymi wartościami wynikają najprawdopodobniej z braku uwzględnienia w tych równaniach wszystkich wymiarów geometrycznych i warunków przepływu. Wartości współczynnika wypływu obliczono dla następujących parametrów: d0 = 0,0025 m, dp = 0,0025 m, l0 = 0,0025 m, DS = 0,02 m, HS = 0,02 m, wc = 5 m/s, ηc = 0,001 [Pa s], ρc = 1000 [kg/m 3 ], ΔPi = Pa. 58

59 Rys Porównanie wartości współczynnika wypływu obliczonego na podstawie różnych równań korelacyjnych 4.2. Kąt rozpylania Kąt rozpylania θ jest kolejnym ważnym parametrem wydajnościowym rozpylacza wirowego. Definiowany jest jako kąt wierzchołkowy rozpylonego strumienia i utworzony między dwoma prostymi liniami wzdłuż strumienia wypływającego z rozpylacza. Zwarty strumień cieczy zwęża się wraz ze wzrostem odległości od wylotu rozpylacza. Zwężenie strumienia jest głównie wynikiem działania otaczającego gazu, który zostaje wprawiony w ruch przez zasysające działanie strumienia cieczy, a także siłę grawitacji. Jednoznaczne określenie kąta rozpylania możliwe jest tylko w mocno rozrzedzonym gazie w próżni. Kąt rozpylania określa całkowite pokrycie powierzchni aerozolem, stopień wymieszania rozpylanej cieczy z otaczającym gazem oraz stopień rozproszenia strugi cieczy (Som i Mukherjee, 1980; Lee i współpracownicy, 2010). Kąt rozpylania jest bardzo istotny w celu określenia obszaru zraszania, jaki można uzyskać dla danego typu rozpylacza. Z kolei znajomość obszaru zraszania pozwala na określenie liczby rozpylaczy i ich rozmieszczenia oraz ominięcie ewentualnych przeszkód w celu pokrycia danej powierzchni aerozolem. 59

60 Na podstawie doniesień literaturowych można zauważyć, że kąt rozpylania zależy od wymiarów rozpylacza (m.in. średnicy otworów wlotowych i wylotowych rozpylacza i średnicy komory wirowej), właściwości cieczy i gęstości medium, w którym jest rozpylana (Broniarz-Press i współpracownicy, 2009a; Lee i współpracownicy, 2010; Broniarz-Press i współpracownicy, 2014; Ochowiak i współpracownicy, 2015). Rys Teoretyczna zależność kąta rozpylania θ od wskaźnika geometrycznego rozpylacza wirowego K (rysunek wykonany na podstawie: Lefebvre, 1989) Kąty rozpylania powstające w rozpylaczach wirowych są szczególnie ważne w zakresie systemów spalania. W turbinach gazowych kąt rozpylania wywiera silny wpływ na wydajność zapłonu, na granice zadymienia płomieniem i emisje zanieczyszczeń. Dla silników benzynowych z bezpośrednim wtryskiem, optymalny kąt rozpylania pozwala na stabilny proces spalania, nadając maksymalny moment obrotowy silnika przy minimalnej emisji spalin. Ma to odzwierciedlenie w licznych przewidywaniach teoretycznych i badaniach doświadczalnych, które zostały przeprowadzone pod kątem czynników regulujących kąt rozpylania. Według teorii Taylora (1950) kąt rozpylania jest określany wyłącznie przez geometrię komory wirowej i jest jednoznaczną funkcją stosunku powierzchni króćców wlotowych do iloczynu średnicy komory wirowej i średnicy otworu wylotowego, Ap/DS d0, czyli geometrycznego wskaźnika rozpylacza wirowego K (rys. 4.6). 60

61 Wartość kąta rozpylania zależy od wartości DS/d0, HS/DS i l0/d0. Znaczący wpływ na wartość kąta rozpylania θ ma średnica otworu wylotowego rozpylacza d0, której zwiększenie powoduje wzrost kąta rozpylania (Orzechowski i Prywer, 2008). Giffen i Muraszew (1953) analizowali przepływ w rozpylaczach wirowych dla cieczy nielepkich, co pozwoliło na wyrażenie kąta rozpylania tylko za pomocą wymiarów geometrycznych. Doprowadziło to do następującego wyrażenia dla średniej wartości połówkowego kąta rozpylania θ/2: sin 2 2 K 1 C D X (4.31) Podstawiając współczynnik wypływu z równania (4.11) do wyrażenia na połówkowy kąt rozpylania otrzymuje się ostatecznie: sin 2 K 1,5 1 X 2 1 X 1 X 0, 5 (4.32) Równanie to przedstawia zależność pomiędzy wymiarami rozpylacza, wielkością rdzenia powietrznego i średnim kątem rozpylania. Ponieważ wartość X jest funkcją tylko K, to oczywiste jest, że kąt rozpylania jest teoretycznie jedynie funkcją stałej tego rozpylacza i nie zależy od właściwości cieczy oraz ciśnienia wtrysku. Wychodząc z założenia modelu przepływu wiru wewnątrz rozpylacza o postaci vr 2 = const, Babu i współpracownicy (1982) wyprowadzili następujące empiryczne równanie dla początkowego połówkowego kąta rozpylania: gdzie: 1 X tg 4 2 B K (4.33) dla ΔP > 2,76 MPa: B D A m p d 0 D d m 0 1 z (4.34) 0,1396 0,2336 A0 Ap z 17,57 (4.35) A 0,1775 S 61

62 dla ΔP < 2,76 MPa: 0, Ap K 0,00812 (4.36) A A 0, ,24579 S 0,24579 S 0,27033 A 0,14176 p z 28A (4.37) 0 A 0,34873 Ap K 0,0831 (4.38) A A 0, ,32742 S Według Bubu i współpracowników maksymalne odchylenie pomiędzy wartościami przewidywanymi w oparciu o model a wartościami uzyskanymi eksperymentalnie jest mniejsze niż 10%. Dla nielepkich cieczy, kąt rozpylania jest regulowany głównie przez wymiary rozpylacza, a szczególnie przez Ap, DS i d0. W praktyce niektóre zmiany w podstawowym kącie rozpylania mogą być wprowadzone przez modyfikację krawędzi otworu wylotowego (łuki, skosy itp.). Badania Rizka i Lefebvre (1985) pokazują, że wzrost średnicy otworu wylotowego powoduje powstawanie większego kąta rozpylania. Także zwiększenie ciśnienia wtrysku skutkuje zwiększeniem kąta rozpylania, ale w mniejszym stopniu niż zwiększenie średnicy otworu wylotowego. Podobne badania przeprowadzono w celu określenia wpływu zmian średnicy króćca wlotowego, średnicy komory wirowej, długości króćca wylotowego, długości komory wirowej oraz geometrycznej stałej rozpylacza na wartość kąta rozpylania. Kąt rozpylania zmniejsza się nieznacznie ze wzrostem średnicy króćca wlotowego, podczas gdy wzrost średnicy komory wirowej powoduje zwiększenie kąt rozpylania. Zjawisko to może być związane bezpośrednio ze zmianami natężenia przepływu cieczy oraz stycznych i osiowych prędkości przepływu. Jednocześnie zaobserwowano bardzo małe zmiany wartości kąta rozpylania ze zmianami długości otworu wylotowego oraz długości komory wirowej. Wykazano dobrą zgodność pomiędzy wartościami przewidywanymi i doświadczalnymi. Dla różnych wartości spadków ciśnienia cieczy zaobserwowano spadek wartości kąta rozpylania wraz ze wzrostem wskaźnika geometrycznego K. Na rys przedstawiono zależność kąta rozpylania od geometrycznego wskaźnika rozpylacza wirowego dla przepływu nielepkiego i uwzględniającego lepkość. 62

63 Rys Zależność kąta rozpylania od wskaźnika geometrycznego K (rysunek wykonany na podstawie: Lefebvre, 1989): 1 przepływ nielepki, 2 przepływ uwzględniający lepkość W oparciu o obliczenia numeryczne Rizk i Lefebvre (1985) zaproponowali równanie opisujące kąt rozpylania o postaci: ΔP d ρ i 0 C θ 3K' 2 η (4.39) C Napięcie powierzchniowe nie powinno wpływać na wartość kąta rozpylania i jest to zwykle potwierdzane w badaniach eksperymentalnych. Giffen i Massey (1950) określali kąty dla cieczy o zbliżonej lepkości, ale różnych wartościach napięcia powierzchniowego i nie zaobserwowali znaczącego wpływu napięcia powierzchniowego na kąt rozpylania. Wang i Lefebvre (1986) porównali równoważne kąty rozpylania otrzymane dla kilku rozpylaczy wirowych simplex, kiedy rozpylana była woda i olej Diesla (DF-2). Wartości napięcia powierzchniowego badanych cieczy różniły się niemal trzykrotnie. Dla wszystkich badanych rozpylaczy, kąt rozpylania był nieco mniejszy dla oleju napędowego, co przypisano nieco wyższej lepkości oleju. Wang i Lefebvre (1986) 63

64 wywnioskowali, że napięcie powierzchniowe nie ma znaczącego wpływu na kąt rozpylania, co potwierdza wnioski Giffena i Masseya (1950). Basak i współpracownicy (2013) także analizowali wpływ lepkości cieczy na wielkość kąta rozpylania. W badaniu użyto olej roślinny o większej lepkości i biodiesel o mniejszej lepkości. Większe wartości kąta zaobserwowano dla cieczy o mniejszej lepkości. Kąt rozpylania dla rozpylacza z pustym stożkiem zwiększał się ze wzrostem natężenia przepływu cieczy. Kąt rozpylania rozszerza się nieznacznie ze wzrostem gęstości. Można zauważyć, że wzrost różnicy ciśnień na rozpylaczu powoduje również rozszerzenie kąta rozpylania. Jest to jedna z przyczyn wyjaśniających, dlaczego zwiększenie różnicy ciśnień poprawia jakość rozpylania. Lepkość cieczy ma duże znaczenie dla kąta rozpylania. Modyfikuje przepływ idealnej cieczy na dwa sposoby: (1) za pomocą tarcia wewnątrz cieczy, oraz (2) poprzez tarcie na granicy pomiędzy cieczą a ściankami rozpylacza. Siła tarcia wytwarzana przez gradient prędkości w lepkiej cieczy zazwyczaj wykazuje tendencję do zmniejszania prędkości stycznej, a wpływ ten zwiększa się wraz ze zmniejszaniem się wartości promienia rozpylacza, osiągając maksimum w rdzeniu powietrznym. Gradient prędkości w granicach między cieczą a ściankami jest kolejnym źródłem tarcia, co powoduje powstawanie warstwy granicznej płynu, w której prędkość cieczy zmienia się od zera przy granicach do prędkości osiąganej w danym rozpylaczu w pobliżu cieczy. Ciecz w warstwie granicznej nie podlega tym samym prawom, co główna część cieczy z dala od stałych granic. W przypadku, gdy grubość warstwy granicznej jest znacząca występuje znaczna zmiana warunków przepływu. Giffen i Massey (1986) badali wpływ lepkości na kąt rozpylania w zakresie lepkości cieczy od do [m 2 /s]. Znaleźli oni zależność pomiędzy połówkowym kątem rozpylania i lepkością dla płaskowirowego rozpylacza: 0,131 θ η C tg 0,169 (4.40) 2 ηg Wang i Lefebvre (1950) użyli mieszanek oleju Diesla (DF-2) i polibutenu do badania wpływu lepkości na równoważny kąt rozpylania dla rozpylacza simplex. Kąt rozpylania malał ze wzrostem lepkości, ale wpływ lepkości nie był tak znaczący jak 64

65 sugerowany w równaniach zaproponowanych przez Rizka i Lefebvre (1985) oraz Giffena i Masseya (1986). Wpływ ciśnienia wtrysku na kąt rozpylania był badany przez wielu naukowców (De Corso i Kemeny, 1957; Neya i Sato, 1968; Ortman i Lefebvre, 1985; Broniarz-Press i współpracownicy, 2014, 2015; Ochowiak i współpracownicy, 2015). Wyniki uzyskane przez De Corso i Kemeny (1957) oraz Neya i Sato (1968) pokazują, że w zakresie ciśnienia wtrysku od 0,17 do 0,27 MPa, równoważny kąt rozpylania jest odwrotną funkcją ciśnienia wtrysku cieczy. Podobne pomiary przeprowadzili Ortman i Lefebvre (1985). Wykazano, że rozpoczynając od ciśnienia atmosferycznego, wzrost ciśnienia cieczy powoduje początkowe rozszerzenie kąta, a następnie kontrakcję. Zjawisko to było obserwowane również przez Neya i Sato (1968). Wpływu ciśnienia wtrysku na kąt rozpylania nie zaobserwowali natomiast De Corso i Kemeny (1957), którzy wzrost kąta rozpylania przypisali konstrukcji rozpylacza. Po początkowym wzroście kąta rozpylania, który występuje przy wtrysku cieczy do powietrza przy normalnym ciśnieniu atmosferycznym, dochodzi do kontrakcji aerozolu w sposób ciągły z dalszym wzrostem ciśnienia cieczy. Ostatecznie osiągnięty zostaje minimalny kąt rozpylania, a dalszy wzrost ciśnienia wtrysku nie ma zauważalnego wpływu na kąt rozpylania (Lefebvre, 1989). Z praktycznego punktu widzenia bardzo ważne są rozpylacze o cylindrycznym otworze wylotowym, które stosowane są we wtryskiwaczach paliwa w silnikach Diesla. Kąt rozpylania dla silników Diesla jest zwykle zdefiniowany jako kąt utworzony pomiędzy dwiema liniami prostymi poprowadzonymi od otworu wylotowego w odległości 60d0 poniżej rozpylacza. Do określenia kąta rozpylania zwykle stosowane są metody fotograficzne. Uzyskano kilka równań do wyrażenia kąta rozpylania w odniesieniu do wymiarów rozpylacza oraz właściwości powietrza i cieczy (Lefebvre, 1989). Najprostszym równaniem opisującym kąt rozpylania jest wywodzące się z teorii mieszania strumienia Abramovicha (1963): G tg 0,13 1 (4.41) C Yokota i Matsuoka (1977) skorelowali swoje badania doświadczalne dla kąta 65

66 rozpylania dla wysokich ciśnień otaczającego powietrza używając zależności: gdzie: n '' 1 0,64 l0 C 0,0676 Re 1 exp 0,023 C (4.42) d0 G 0,39 ρ C n' ' 0,0284 (4.43) ρg Według Reitza i Bracco (1979) kąt rozpylania może być określony przez połączenie prędkości promieniowej z osiową prędkością wtrysku. Te hipotetyczne wyniki dla kąta rozpylania wyrażono w następujący sposób: 0,5 2 4π ρ ρ Re G C C tgθ (4.44) A' ρ C ρ G We gdzie A jest funkcją l0/d0 i musi być określone doświadczalnie. Wang i współpracownicy (2010) przeprowadzali badania rozpylania oleju napędowego i dwóch rodzajów biodiesla pod wysokim ciśnieniem do 300 MPa wykorzystując metodę fotograficzną. Uzyskane kąty rozpylania dla biodiesla były mniejsze niż dla oleju napędowego. Dużo wyższa lepkość biodiesla prowadzi do mniejszego kąta rozpylania i słabego napowietrzenia strugi cieczy. Wpływ lepkości na wartość kąta rozpylania dla wody i wodnych roztworów gliceryny o stężeniu od 10 do 90% analizowano w pracy (Yao i współpracownicy, 2012). Do wizualizacji rozpylanej strugi wykorzystano metodę szybkiej fotografii. Uzyskane obrazy był następnie przetwarzane w celu określenia kąta rozpylania. Zaobserwowano powstawanie mniejszych średnich kątów rozpylania dla płynów o większej lepkości. W przypadku cieczy o mniejszej lepkości kąt rozpylania rozwijał się bardzo szybko w początkowej fazie rozpylania, natomiast dla cieczy o największej lepkości zaobserwowano niewielki rozpad strugi cieczy (Yao i współpracownicy, 2012). C 66

67 Rys Zależność kąta rozpylania od iloczynu stężenia polimeru i lepkości granicznej w roztworze wodnym (rysunek wykonany na podstawie: Mun i współpracownicy, 1999) Mun i współpracownicy (1999) badali kąt rozpylania dla wodnych roztworów polimerów o różnej sztywności łańcucha i różnym stężeniu wykorzystując rolniczy rozpylacz wirowy. W porównaniu do wody, początkowo kąt rozpylania dla wszystkich roztworów polimerów wzrastał ze wzrostem stężenia. Z dalszym wzrostem stężenia polimeru, kąt rozpylania malał aż do załamania się stożka i wypływu pojedynczego strumienia. Stożek kąta rozpylania dla elastycznego poliakryloamidu załamuje się przy najmniejszym stężeniu polimeru, następnie dla gumy ksantanowej o sztywnym łańcuchu i najpóźniej ze wzrostem stężenia półsztywnego łańcucha polimeru soli sodowej karboksymetylocelulozy. Zachowanie kąta rozpylania można tłumaczyć różną wartością lepkości wzdłużnej dla poszczególnych typów polimerów i ich stężeń w wodnym roztworze. Zależność kąta rozpylania od iloczynu stężenia i lepkości granicznej dla polimerów o różnej sztywności łańcucha przedstawiono na rys Lepkość graniczna jest wartością charakterystyczną dla danego układu polimer-rozpuszczalnik. rozpylania dla każdego rozpylacza rośnie w niewielkim stopniu wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa do pewnego zakresu jej wartości, a następnie pozostaje na stałym poziomie. Wzrost liczby Reynoldsa w dolnym zakresie jej wartości powoduje zwiększenie średniej prędkości stycznej w większym stopniu niż dla średniej prędkości osiowej. Po przekroczeniu pewnej wartości liczby Reynoldsa dla Kąt 67

68 określonego rozpylacza, stosunek średniej prędkości stycznej do prędkości osiowej w każdym przekroju, pozostaje zasadniczo niezmienny z dalszym wzrostem wartości ReC. Wartości teoretyczne kąta rozpylania obliczone z równania są zawsze wyższe niż te otrzymane doświadczalnie. Jest to spowodowane faktem, że przy takiej samej liczbie Reynoldsa dla przyjętego modelu teoretycznego, siła wirowania jest większa niż w konkretnym przypadku i zawsze prognozuje stosunkowo wyższe wartości średnicy rdzenia powietrza i kąta rozpylania. Zwiększenie obszaru stycznego wlotu do rozpylacza oraz lepkości kinematycznej cieczy zmniejsza kąt rozpylania, a zmniejszenie tych wielkości powoduje zwiększenie kąta rozpylania (Mun i współpracownicy, 1999). Celem badań Agarwala i Chaunhury ego (2012) było określenie wpływu ciśnienia atmosferycznego na przenikanie sprayu, kąt rozpylania i powierzchnie sprayu w komorze natryskowej o stałej objętości poprzez wykorzystanie technik wizualizacji aerozolu i przetwarzania obrazu. Paliwami wykorzystywanymi w badaniach były biodiesel Karanja (KOME100), olej napędowy (KOME10) oraz mieszanki KOME50 i KOME20. Badania przeprowadzono przy stałej wartości ciśnienia wtrysku paliwa (200 bar) oraz przy różnych wartościach ciśnienia w komorze (1, 4, 7 i 9 bar). Właściwości badanych paliw podano w tabeli 4.1. Do rejestracji obrazów wykorzystano metodę szybkiej fotografii, wykonywano po pięć zdjęć dla danych warunków procesu. Do analizy wybrano zdjęcia wykonane po 51 ms od wtrysku paliwa. Obrazy były rejestrowane przy dwóch odległościach od otworu wylotowego wtryskiwacza 6,77 i 10,59 cm. Analiza badań wykazała, że wraz ze wzrostem ciśnienia w komorze, przenikanie aerozolu zmniejsza się, a kąt i obszar rozpylania wzrastają. Porównując biodiesel Karanja i mieszanki z olejem napędowym, KOME100 daje największe przenikanie sprayu, kąt rozpylania oraz obszar natrysku, następnie odpowiednio KOME20, KOME50 i olej napędowy ze względu na różnice gęstości paliwa. Badyda i współpracownicy (1986) przeprowadzili badania dla rozpylaczy wirowych osiowych oraz kątowych w zakresie spadków ciśnień wody od 0 do 0,75 MPa. Zaobserwowano, że w przeważającym zakresie wartości spadków ciśnienia (0,2 0,6 MPa) kąt rozpylania praktycznie pozostawał stały. Przy wartości spadku 68

69 ciśnienia powyżej 0,6 MPa, kąt rozpylania nieznacznie wzrastał (do 10%). Poniżej 0,2 MPa kąt rozpylania gwałtowanie malał. Tabela 4.1. Najważniejsze właściwości badanych paliw w temperaturze 40 C (Agarwal i Chaunhury, 2010) Badane paliwo Lepkość [Pa s] Gęstość [kg/m 3 ] Olej napędowy 2, ,1 KOME10 3, ,6 KOME20 3, ,1 KOME50 3, ,6 KOME100 4, ,1 Lee i współpracownicy (2010) badali zależność kąta rozpylania od liczby Reynoldsa dla oleju napędowego i paliwa Bunker-A. Szczegółowe informacje na temat zastosowanych cieczy i parametrów pracy przedstawiono w rozdziale 4.1. Dla oleju napędowego zaobserwowano, że w stabilnych warunkach pracy, wzrost wartości liczby Reynoldsa dla ReC > 3450 powoduje wzrost kąta rozpylania od 45º do 60º, a różnice pomiędzy wartościami minimalnymi i maksymalnymi są niewielkie (rys. 4.9). Znaczące różnice występują w obszarze A i B (niestabilny i przejściowy zakres przepływu). Rys Zależność kąta rozpylania od liczby Reynoldsa dla paliwa Diesla (rysunek wykonany na podstawie: Lee i współpracownicy, 2010) 69

70 Rys Zależność kąta rozpylania od liczby Reynoldsa dla paliwa Bunker-A (rysunek wykonany na podstawie: Lee i współpracownicy, 2010) Na rysunku 4.10 przedstawiono zmiany kąta rozpylania dla paliwa Bunker-A. Przy niskiej wartości ReC (około 1500) wartość kąta rozpylania jest minimalna, ponieważ ruch wirowy praktycznie nie występuje. Przy wartości liczby Reynoldsa około ReC = 1650, obserwuje się nagły wzrost kąta rozpylania, a jego wartość ulega wahaniom. Wartość kąta rozpylania stabilizuje się dopiero w obszarze E przy wartości ReC około 3300 (Lee i współpracownicy, 2010). W przypadku rozpylania wody, kąt rozpylania maleje wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa w zakresie przepływu burzliwego (Jain i współpracownicy, 2014). Kąt rozpylania wzrasta ze wzrostem stosunku średnicy otworu wylotowego do średnicy komory wirowej, ze wzrostem kąta komory wirowej lub ze zmniejszeniem stosunku długości do średnicy komory wirowej. Zjawisko to przypisuje się mechanizmowi zmiany hydrodynamiki przepływu w rozpylaczu o konkretnej geometrii. Zwiększenie oporu na rozpylaczu spowodowane zmianą jakiegokolwiek parametru geometrycznego rozpylacza zmniejsza siłę wirowania wewnątrz rozpylacza i ostatecznie zmniejsza wartości innych parametrów takich. jak kąt rozpylania, który jest bezpośrednio związany z siłą przepływu wirowego (Som i Mukherjee, 1980). 70

71 Broniarz-Press i współpracownicy (2014) badali wpływ prędkości przepływu wody, konstrukcji rozpylacza wirowego oraz kształtu otworu wylotowego na wartość kąta rozpylania. W badaniach wykorzystano rozpylacze wirowe z jednym i dwoma króćcami wlotowymi oraz o cylindrycznych (różny stosunek długości do średnicy otworu wylotowego), stożkowych i profilowanych otworach wylotowych. Wykazano, że dla rozpylacza z jednym króćcem wlotowym kąt rozpylania jest większy niż w przypadku rozpylacza z dwoma króćcami wlotowymi. Wartość kąta zależna jest także od kształtu otworu wylotowego, przy czym wpływ stosunku długości otworu wylotowego do jego średnicy jest niewielki. Kąt rozpylania rośnie wraz ze wzrostem prędkości przepływu wody, zarówno dla rozpylacza z jednym, jak i dwoma króćcami wlotowymi, oraz wszystkich badanych profili otworu wylotowego. Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu jest nieliniowa. Zaproponowano zależność korelacyjną opisującą kąt rozpylania dla rozpylaczy z jednym króćcem wlotowym o postaci: C B l0 A w C d (4.45) 0 w którym kąt podano w stopniach, stałe w równaniu wynosiły kolejno A = 13,71; B = 0,77; C = 0,084. Równanie jest słuszne dla stosunku l0/d0 ϵ (0,99 4,13) i prędkości cieczy wc є (0 15) m/s. W późniejszych badaniach Broniarz-Press i współpracownicy (2015) analizowali wpływ prędkości przepływu wody, sposobu umiejscowienia króćca wlotowego oraz parametrów geometrycznych rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej na wartość kąta rozpylania. Rozpylacze charakteryzowały się prostopadłym i kątowym (pod kątem β = 60º) w stosunku do osi rozpylacza sposobem wprowadzenia cieczy. Rozpylacze różniły się średnicą i wysokością stożkowej komory wirowej. Wykazano, że kąt rozpylania wzrasta ze wzrostem liczby Reynoldsa oraz modułu HS DS/Ap oraz zmniejszeniem wartości średnicy i wysokości komory wirowej. Na podstawie uzyskanych wyników zaproponowano zależność korelacyjną opisującą tangens kąta rozpylania o postaci: tg C Re H D B A S S C (4.46) A p 71

72 gdzie wartości stałej A kolejno dla rozpylacza z prostopadłym i kątowym wprowadzeniem cieczy wynosiły 1,03 i 1,39, a stałej B : 1,87 i 2,78. Na wartość kąta rozpylania wpływa także stosunek średnicy komory wirowej do średnicy środkowego portu przy płaszczyźnie wlotowej rozpylacza DS/D1. Kąt rozpylania wzrasta wraz ze wzrostem stosunku DS/D1 od 0,38 do 0,75 i dla małych wartości współczynnika przepływu. Dla mniejszych wartości stosunku DS/D1 kąt rozpylania pozostaje stały, zwłaszcza w dolnym zakresie wartości stosunku przepływu qr (Halder i współpracownicy, 2004). Yang i współpracownicy (2012) zaobserwowali, że kąt rozpylania wzrasta wraz ze wzrostem wartości charakterystycznej stałej geometrycznej rozpylacza wirowego Aw opisanej równaniem (4.26). Jednak kąt rozpylania trudno dokładnie określić, ponieważ w pewnych warunkach stożek natryskowy ulega pulsacjom. Szczegółowy opis konstrukcji zastosowanych rozpylaczy wirowych przedstawiono w rozdziale 4.1. Datta i Som (2000) w oparciu o przewidywania numeryczne przepływu cieczy w rozpylaczu simplex określili wpływ natężenia przepływu cieczy, średnicy otworu wylotowego rozpylacza, kąta komory wirowej oraz powierzchni stycznych otworów wlotowych na wartość kąta rozpylania. Kąt rozpylania wzrasta wraz ze wzrostem natężenia przepływu cieczy, średnicy otworu wylotowego, kąta komory wirowej oraz ze zmniejszeniem powierzchni stycznych otworów wlotowych. Wzrost ciśnienia wtrysku zwiększa kąt rozpylania. Wyższe ciśnienia wtrysku mogą powodować nieznaczne zmniejszenie wartości kąta. Największy kąt rozpylania zaobserwowano dla rozpylacza z pustym stożkiem, natomiast najmniejszy dla rozpylacza z pełnym stożkiem o stosunku średnicy środkowego portu do średnicy komory wirowej ds/ds = 0,14. Kąty rozpylania określano metodą fotograficzną z wykorzystaniem kamery cyfrowej (Hamid i Atan, 2009) Średnia średnica kropli Charakter zjawisk występujących podczas rozpylania jest złożony (Rowiński, 1994; Kierzek i Wachowiak, 2009). Towarzyszą mu także niekorzystne zjawiska jak w przypadku opryskiwania znoszenie, przedwczesne odparowanie kropel, opad kropel niedostosowanych wielkością do rodzaju zabiegu, tworzenie się i ociekanie 72

73 zbyt dużych kropel z powierzchni liści. Zjawiska te przynoszą niepotrzebne straty dla rolnika i mogą być źródłem zagrożeń dla środowiska (Belhadef i współpracownicy, 2012). Wielkość kropel oraz ich rozkład odgrywają bardzo znaczącą rolę w wielu dziedzinach, zwłaszcza w rolnictwie i ochronie roślin. Wielkość kropel, prędkość opryskiwacza, rodzaj oraz położenie rozpylaczy nad opryskiwaną powierzchnią są istotnymi parametrami, na które należy zwrócić uwagę przy ograniczaniu znoszenia cieczy użytkowej, które może stanowić zagrożenie dla środowiska (Gajkowski, 2001; Hołownicki i Doruchowski, 2006; Bahrouni i współpracownicy, 2008). Hewitt (2000) definiuje znoszenie cieczy opryskowej jako fizyczne przemieszczanie się jej w powietrzu, w trakcie wykonywania zabiegu lub bezpośrednio po nim, z obiektu poddanego opryskiem na sąsiadujące tereny. Efekt ten jest niezamierzony i nieunikniony w opryskiwaniu roślin. Znoszenie środka ochrony roślin jest źródłem strat w aspekcie ekonomicznym, zagrożeniem dla sąsiadujących upraw, a także może powodować przedawkowanie danego środka, co może stanowić zagrożenie dla ludzi, zwierząt, gleby i powietrza. Wzrost ciśnienia powoduje zmniejszenie wielkości kropel, ale zarazem zwiększenie niebezpieczeństwa znoszenia cieczy przez wiatr. Duże krople są mniej podatne na działanie wiatru niż drobne krople. W tym przypadku osiąga się większy zasięg oprysku. Zwiększa się także możliwość spływania cieczy na glebę. Większe rozmiary kropel można uzyskać stosując rozpylacze antyznoszeniowe czy też specjalne substancje (adiuwanty) ograniczające szkodliwe zjawisko znoszenia (Fietsam i współpracownicy, 2004; Melese Endalew i współpracownicy, 2010). Wielkość kropel oraz rozkład wielkości kropel decydują o skuteczności chemicznej ochrony roślin w zabiegach polowych i sadownictwie. Na rys przedstawiono wielkość pokrycia opryskiwanej powierzchni w zależności od wielkości kropel. Rozkład wielkości kropel jest zróżnicowany w zależności od zastosowanego ciśnienia cieczy i wysokości ustawienia rozpylacza (Szewczyk, 1998; Koszel i Sowa, 2006; Langman i Pedryc, 2006; Lan i współpracownicy, 2014). Bardzo ważny jest wybór odpowiedniego rozpylacza, który zapewniłby najlepsze efekty wykonywanych zabiegów w określonych warunkach pracy (Koszel, 2006; Nuyttens i współpracownicy, 2007). Rozkład wielkości wytwarzanych kropel decyduje 73

74 o przydatności różnych konstrukcji rozpylaczy do opryskiwania danej powierzchni. Im węższy jest rozkład wielkości kropli, tym lepsze efekty można uzyskać (Gajkowski, 2000). Rys Wielkość pokrycia opryskiwanej powierzchni w zależności od wielkości kropel (Doruchowski, 2014) Właściwości cieczy, a zwłaszcza napięcie powierzchniowe i lepkość, decydują o właściwym pokryciu roślin. Mniejsze napięcie powierzchniowe cieczy powoduje zmniejszenie wielkości kropel w procesie rozpylania. Zmniejszenie napięcia powierzchniowego sprzyja także zwiększeniu zatrzymywaniu kropel na powierzchni liścia. Napięcie powierzchniowe środków ochrony roślin można obniżyć przez dodanie adiuwantów (Chapple i współpracownicy, 1993; Butler Eblis i współpracownicy, 1997; Butler Eblis i współpracownicy, 1999). Zwiększenie lepkości powoduje zwiększenie wielkości kropli cieczy. Na trwałość kropel wpływają wilgotność i temperatura powietrza. Krople na skutek parowania zmniejszają swoją objętość. Parowanie jest szybsze, kiedy mniejsza jest wilgotność powietrza. Część większych kropel cieczy na bazie wody zmniejsza swoją objętość na skutek parowania już na liściach czy na glebie, natomiast najmniejsze krople wyparowują całkowicie podczas lotu (Gajkowski, 2000). Średnia średnica kropel jest wielkością umowną, która opisuje zbiór jednorodnych kropel w zastępstwie zbioru rzeczywistego (rozkładu wielkości kropli). Średnia 74

75 średnica kropel może charakteryzować liczbę, średnicę, powierzchnię czy objętość kropel. Średnia średnica pozwala na obliczenia związane z ruchem kropel oraz wymianą ciepła i masy. Wszystkie średnie średnice kropel definiuje ogólny wzór (Lefebvre, 1989; Orzechowski i Prywer, 2008): D pq pq i j N D i1 i j N D i1 i i p i q i (4.47) gdzie i jest zakresem wielkości, Ni jest liczbą kropel w zakresie i, Di jest średnicą w zakresie wielkości i, a p i q są wykładnikami. Pomimo dużej popularności rozpylaczy wirowych, nie wyjaśniono w pełni, jakie czynniki i w jaki sposób wpływają na średnie średnice kropel. Uzyskanie kropli o wielkościach ściśle zdefiniowanych wymogami technologicznymi jest jednym z podstawowych zadań stawianych procesom technologicznym związanym z rozpylaniem. Proces formowania kropli cieczy przez rozpylacz jest skomplikowany i uzależniony od właściwości cieczy (zwłaszcza lepkości), różnicy ciśnień cieczy i otoczenia, właściwości otaczającego gazu oraz od aparatury rozpylającej, zwłaszcza wymiarów, kształtu i stanu rozpylaczy (Ballester i Dopazo, 1996; Schütz i współpracownicy, 2004; Ochowiak, 2009; Ochowiak i Broniarz-Press, 2009; Tratnig i współpracownicy, 2009; Tratnig i Brenn, 2010; Chen i współpracownicy, 2013). Wzajemne oddziaływanie tych czynników powoduje znaczące zmiany w rozkładzie wielkości kropel podczas procesu rozpylania (Kuna-Broniewski i Plichta, 2007). Za najważniejszą właściwość ogólną aerozolu przyjmuje się średnią średnicę kropli Sautera (SMD, D32), którą definiuje zależność (Lefebvre, 1989; Xie i współpracownicy, 2013; Hemmati i współpracownicy, 2015): SMD i j N D i1 i j N D i1 i i 3 i 2 i (4.48) Średnia średnica Sautera wykorzystywana jest do charakteryzowania kropel aerozolu, gdzie ważna jest powierzchnia aktywna, tak jak w katalizie czy spalaniu. Dzięki metodzie opartej na dyfrakcji laserowej można uzyskać pozorny pomiar średniej średnicy kropli. Średnia średnica Sautera jest średnią średnicą kropli 75

76 zawierającą informację o stosunku objętości do powierzchni wszystkich mierzonych kropel. Jest niezwykle ważna w procesach rozpylania i formowania mieszanek dla silników spalinowych. Li i współpracownicy (2011) badali rozkład wielkości kropel paliwa rozpylanego w rozpylaczach wirowych przy ciśnieniu otoczenia 0,1 i 0,4 MPa. W badaniach wykorzystano kilka diagnostycznych technik laserowych, w tym metodę opartą na dyfrakcji laserowej. Wykazano, że krople w strefie zewnętrznej stożka rozpylania wykazują większe średnice niż w strefie wewnętrznej przy ciśnieniu otoczenia 0,1 i 0,4 MPa. Można to częściowo przypisać wpływowi otoczenia. Oddziaływanie przepływającego powietrza atmosferycznego maleje ze wzrostem ciśnienia z 0,1 do 0,4 MPa, wskazując na znaczny wpływ dynamiki rozpylania na rozkład wielkości kropel. Średnice kropel w centralnych strefach są mniejsze, jednak gęstość aerozolu jest znacznie większa niż w strefach zewnętrznych (Li i współpracownicy, 2011). Zmniejszenie SMD ze zmniejszeniem stosunku l0/d0 jest przypisane szybszemu rozpadowi sprayu, któremu towarzyszy wyższa intensywność turbulencji. W związku z tym, długość otworu wylotowego jest jednym z istotnych parametrów uwzględnianym przy projektowaniu rozpylaczy (Lee, 2008). Zmniejszenie stosunku długości do średnicy otworu wylotowego l0/d0 może zintensyfikować proces rozpylania. W otworze wylotowym występuje zjawisko kontrakcji strugi, które zanika wraz ze wzrostem długości otworu wylotowego. Broniarz-Press i współpracownicy (2016a) badali wpływ geometrii otworu wylotowego oraz ciśnienia wtrysku na wartość średniej średnicy Sautera oraz rozkład wielkości kropel. Wykorzystano cylindryczne, stożkowe, a także profilowane kształty otworów wylotowych. Cylindryczne otwory wylotowe charakteryzowały się różnymi stosunkami długości do średnicy. Zaobserwowano, że wraz ze wzrostem ciśnienia wtrysku uzyskuje się coraz mniejsze krople, a rozkład wielkości kropel ulega rozszerzeniu. Wartości średniej średnicy Sautera różniły się także dla poszczególnych konstrukcji rozpylacza. Największe wartości SMD otrzymano dla otworów cylindrycznych, zaś najmniejsze dla otworów profilowanych. Geometria wewnętrzna rozpylacza odgrywa ważną rolę w uzyskiwaniu aerozolu o wymaganej jakości. Ali i Aziz (2007) badali wpływ geometrii rozpylacza oraz 76

77 ciśnienia wtrysku na powstawanie aerozolu. Przy różnicy ciśnienia paliwo-powietrze z zakresu od 3 do 10 MPa, punktowa końcówka iglicy (ang. point-tip needle) w połączeniu z wysoką intensywnością zawirowania powoduje uzyskanie najniższego współczynnika wypływu, cieńszej warstwy filmu cieczy, większego kąta rozpylania i mniejszych wielkości kropel niż wytłaczana i zaokrąglona końcówka iglicy (ang. extrude-tip and round-tip needle). Durdina i współpracownicy (2014) badali charakterystykę rozpylania dla rozpylaczy wirowych o dwóch różnych geometriach. Pierwszym rozpylaczem był rozpylacz ze wstecznym zwrotem, a drugim nowo zaprojektowany rozpylacz simplex. Rozpylacz simplex wytwarzał aerozol o średnich średnicach Sautera mniejszych o około 5 20 μm w zależności od ciśnienia wtrysku w porównaniu do pierwszego rozpylacza. Zaobserwowano, że obydwa rozpylacze wytwarzały aerozole o różnej jakości mimo tych samych warunków operacyjnych. Pierwszy rozpylacz generował aerozol w formie pustego stożka z umiarkowanym wzrostem kąta rozpylania wraz ze wzrostem ciśnienia wlotowego. Kąt rozpylania zwiększał się ze wzrostem frakcji wycieku paliwa. W przypadku rozpylacza simplex stwierdzono, że kąt rozpylania jest silnie zależny od ciśnienia wtrysku paliwa. Skupiska małych kropel występowały w rdzeniu aerozolu. Wielkość kropel była stosunkowo jednorodna (Durdina i współpracownicy, 2014). Najprostszymi kształtami otworów wylotowych są otwory cylindryczne, które generują jednak krople o stosunkowo dużych średnicach. W przypadku rozpylania zawiesin korzystne wydaje się zastosowanie stożkowych otworów wylotowych, jednak ulegają one bardzo szybko zjawisku erozji, w wyniku czego zmienia się średnica i kształt otworu. Zbliżonym kształtem do stożkowego jest profilowany kształt otworu wylotowego. W wyniku zastosowania otworów profilowanych otrzymuje się niewiele większe krople niż w przypadku rozpylaczy o stożkowych otworach wylotowych. Dodatkowo otwory profilowane nie ulegają tak szybko erozji, jak otwory stożkowe. Z tego powodu profilowany kształt otworu wylotowego wydaje się najkorzystniejszy z punktu widzenia intensyfikacji procesu rozpylania (Broniarz-Press i współpracownicy, 2016a). Analizując wpływ poszczególnych właściwości rozpylanej cieczy, warunków prowadzenia procesu oraz konstrukcji rozpylacza na wartość średniej średnicy 77

78 kropel, istotne jest, oprócz przeprowadzenia badań, także sprawdzenie, jakich informacji dostarcza analiza wymiarowa. Analiza wymiarowa ma na celu ustalenie kryteriów bezwymiarowych (Orzechowski i Prywer, 1991). Na wartość średniej średnicy kropel Dśr mają wpływ: d0 średnica otworu wylotowego rozpylacza, wc prędkość cieczy, σ napięcie powierzchniowe, ρc gęstość cieczy, ρg gęstość otaczającego gazu, ηc lepkość cieczy, ηg lepkość gazu. Ostatecznie analiza wymiarowa dostarcza zależność o postaci: lub D d śr 0 2 G wc d f D d śr 0 d 0 C, 2 C 0 G G,, (4.49) C C f We,,, G Lp (4.50) WeG jest liczbą Webera, która wyraża stosunek sił dynamicznych otaczającego gazu do sił napięcia powierzchniowego: ρ 0 2 G wc d We (4.51) G σ Lp jest liczbą Laplace a, która wyraża stosunek napięcia powierzchniowego do lepkości cieczy: γρ jest modułem gęstościowym: γη jest modułem lepkościowym: ρc σ d0 Lp (4.52) η ρ 2 C G γ ρ (4.53) ρ η C G γ η (4.54) Pomiędzy liczbami WeC, Lp, γρ i ReC istnieje następująca zależność: η C Re C We G (4.55) γ Lp ρ Ze względu na złożoność różnych zjawisk fizycznych mających wpływ na rozpylacze wirowe, badanie rozpylania jest realizowane jednak głównie za pomocą 78

79 metod empirycznych, co pozwoliło na zaproponowanie uogólnionej korelacji dla przewidywania średniej wielkości kropli o postaci: SMD a b b c d σ ρ η m ΔP (4.56) C C C i Jednym z najwcześniejszych najczęściej cytowanych jest równanie Radcliffe a (1960): 0,6 0,2 0,2 0,25 0,4 SMD 7,6σ ρ η m ΔP C C C i (4.57) Równanie (4.57) pochodzi z analizy danych eksperymentalnych uzyskanych przez Needhama (1946), Joyce a (1949), i Turnera i Moultona (1943). Poźniejsza praca Jasuja (1979) doprowadziła do powstania wyrażenia o postaci: 0,6 0,16 0,16 0,22 0,43 SMD 4,4σ ρ η m ΔP (4.58) C C C i Zmiana napięcia powierzchniowego w tych badaniach eksperymentalnych była bardzo mała i towarzyszyły jej znaczne zmiany lepkości. Tak więc, wykładnik 0,6 w równaniach (4.57) i (4.58) nie ma szczególnego znaczenia. Babu i współpracownicy (1982) zastosowali analizę metodą regresji do określenia następujących równań dla paliw typu nafta: dla ΔPi mniejszego niż 2,8 MPa: dla ΔPi większego niż 2,8 MPa: 0,64291 FN SMD 133 (4.59) 0, ,3215 ΔP i ρ C 0,75344 FN SMD 607 (4.60) 0, ,3767 ΔP i ρ C gdzie FN jest liczbą przepływu opisaną zależnością: FN ρ m C C ΔP i (4.61) Z serii przeprowadzonych badań na 25 różnych paliwach, wykorzystując sześć różnych rozpylaczy simplex o dużej liczbie wirowej, Kennedy (1985) wyprowadził zależność dla rozpylaczy pracujących przy liczbie Webera większej niż 10: SMD 10 σ 6,11 0,3210 FN ρ 6,97310 ΔP 1,8910 ΔP (4.62) C Lefebvre (1983) analizując proces przepływu w otworze wylotowym rozpylacza simplex doprowadził do następującej zależności dla SMD: i i 79

80 SMD Aσ η ρ d ρ ΔP (4.63) 0,25 0,25 0,125 0,5 0,25 0,375 C C 0 G i Wartość 0,25 dla wykładnika napięcia powierzchniowego jest dość blisko szacunków Simmonsa (0,16 do 0,19) oraz jest ściśle związana z ustaleniami eksperymentalnymi Jonesa (1982) oraz Wanga ï Lefebvre (1987). Nie istnieją żadne wiarygodne dane doświadczalne dla wykładnika gęstości cieczy, ale wszystkie dowody wskazują, że wpływ gęstości cieczy na SMD jest niewielka. Wykładnik potęgi przy d0 równy 0,5 potwierdza wartość teoretyczną. Wykładniki odpowiednio dla różnicy ciśnień wtrysku i gęstości powietrza 0,375 i 0,25, są identyczne z wartościami liczbowymi uzyskanymi przez Abou-Ellaila i współpracowników m / ΔP / i C 0,5 (1978). Podstawiając 25 d ρ 0 C badania Jasuja otrzymano równanie o postaci: SMD 0, do powyższego równania i stosując 0,025 0,25 0,25 0,5 0,25 2,25σ η m ΔP ρ (4.64) C C i C Wang i Lefebvre (1987) przeprowadzili szczegółowe badania eksperymentalne czynników regulujących średnie rozmiary kropel wytwarzanych przez rozpylacze wirowe. Wykorzystano sześć rozpylaczy simplex o różnych rozmiarach. Badano kilka różnych cieczy o lepkości oscylującej w zakresie od 10-6 do [kg/m s] i napięciu powierzchniowym oscylującym w zakresie od 0,027 do 0,0734 [kg/s 2 ]. Uzyskali oni równanie o postaci: SMD 0,25 0,25 0,25 2 0,75 σ η θ σ ρ 4,52 C C θ 0,39 2 tcos tcos ρ ΔP 2 ρ ΔP 2 G i G i (4.65) gdzie t jest grubością arkusza cieczy przy otworze wylotowym. Balhadef i współpracownicy (2012) określali doświadczalnie, stosując technikę fazowej anemometrii dopplerowskiej (PDA) oraz poprzez modelowanie (model Eulera) średnią średnicę Sautera. Wyniki modelowania wykazały powstawanie pustego stożka sprayu składającego się z dużych kropel, a także obecność strefy recyrkulacji w pobliżu osi sprayu uformowanej z małych kropelek, co zaobserwowano także podczas badań. Zgodność między przewidywaniami i pomiarami była dość dobra. Badania różnych autorów (Dorfner i współpracownicy, 1995; Dexter, 2000; Miller i Butler Eblis, 2000; Dexter, 2001; Hewitt, 2008; Broniarz-Press i współpracownicy, 2009b; Bolszo i współpracownicy, 2010; Ochowiak, 2012b) 80

81 pokazują, że średnice kropel powiększają się wraz ze wzrostem lepkości i obniżeniem napięcia powierzchniowego dla cieczy o zróżnicowanych właściwościach (emulsje, ciecze newtonowskie, roztwory środków powierzchniowoczynnych, zawiesiny, roztwory polimerów) oraz dla różnych typów rozpylaczy (Tratnig i współpracownicy, 2009). Rozpylanie zawiesin jest ważną operacją jednostkową. Schütz i współpracownicy (2004) przewidywali średnią średnicę Sautera w oparciu o obliczeniową mechanikę płynów (CFD) oraz określali wartość średnicy eksperymentalnie przy zastosowaniu dyfrakcji laserowej. Badaniu poddano ciecze wykazujące charakter płynów newtonowskich (wodę oraz wodne roztwory gliceryny), jak również zawiesiny wapna w wodzie o właściwościach płynów nienewtonowskich. Zastosowanymi rozpylaczami były osiowe rozpylacze wirowe z pustym stożkiem. Wielkości cząstek stałych w zawiesinie wynosiły od 0,1 do 60 μm. Wielkość cząstek nie miała znaczącego wpływu na wielkość powstających kropel, których rozmiary były większe niż wielkość cząstek. Uzyskano dobrą zgodność wyników eksperymentalnych z przewidywaniami teoretycznymi. W obydwu przypadkach, zarówno dla cieczy newtonowskich jak i nienewtonowskich, średnia średnica Sautera malała wraz ze wzrostem objętościowego natężenia przepływu. W przypadku zawiesin uzyskano najmniejsze wielkości kropel, natomiast największe wartości SMD zaobserwowano dla wodnych roztworów gliceryny. Nonnenmacher i Piesche (2000) badali wpływ geometrii rozpylacza wirowego z pustym stożkiem na wielkość wytwarzanych kropel. Rozpylano wodę i wodne roztwory gliceryny, o lepkości z zakresu ηc ϵ (10-1 ;10-3 ) [Pa s] w temperaturze pokojowej pod ciśnieniem atmosferycznym. Do pomiaru wielkości kropel wykorzystano metodę spektroskopii laserowej. Zaobserwowano, że na proces powstawania kropel wpływa wzrost lepkości oraz zmniejszenie objętościowego natężenia przepływu. Badania eksperymentalne oraz obliczenia dowodzą, że możliwe jest rozpylenie cieczy, której lepkość nie przekracza 25 [mpa s]. Porównano wyniki doświadczalne z przewidywaniami teoretycznymi i wykazano, że przy zastosowaniu symulacji numerycznej możliwe jest przewidzenie średniej średnicy Sautera dla danej konstrukcji rozpylacza z pustym stożkiem w zależności od parametrów pracy i użytej cieczy. 81

82 Badania eksperymentalne procesów rozpylania we wtryskiwaczach GDI przy ciśnieniu wtrysku do 30 MPa zostały przeprowadzone przez Sanghoona i Sungwooka (2014). Wielkości kropel mierzono w odległości 50 mm od otworu wylotowego rozpylacza. Do analizy wielkości kropel wykorzystano fazowy analizator Dopplera (PDPA). Na podstawie wyników średnicy kropli i rozkładu prędkości przy różnych ciśnieniach wtrysku potwierdzono, że ciśnienie wtrysku odgrywa kluczową rolę w rozpadzie kropel. Zaobserwowano, że zwiększenie ciśnienia wtrysku prowadzi do zmniejszenia wielkości kropel oraz zwężenia rozkładu kropel. Na wielkość kropel wpływa odległość od wylotu rozpylacza. Badyda i współpracownicy (1986) badali wielkości kropel wody rozpylanej w odległości 1 i 3 m od otworu wylotowego. Wykorzystano rozpylacze wirowe osiowe i kątowe o różnych średnicach otworów wylotowych. W przypadku odległości 1 m średnice kropel nie przekraczały 0,2 mm dla średnicy otworu wylotowego rozpylacza d0 = 2 mm i 0,3 mm dla średnicy d0 = 5 mm. W odległości 3 m średnice kropel wynosiły odpowiednio 0,4 i 0,6 mm. Wzrost średnicy kropel wraz z odległością od rozpylacza przypisano koalescencji kropel. Chen i współpracownicy (1991) stwierdzili, że średnica otworu wylotowego rozpylacza nieznacznie wpływa na wielkość kropli, gdy rozpylane są ciecze o niskiej lepkości. Rhim i Nie (2001) badali długość rozpadu stożkowych arkuszy emulsyjnych produkowanych przez rozpylacze wirowe w różnych warunkach pracy. Autorzy wykazali, że wzrost szybkości przepływu cieczy prowadzi do zmniejszenia długości rozpadu arkusza, a wzrost zawartości wody w emulsji powoduje wzrost długości rozpadu (Tratnig i współpracownicy, 2009). Możliwość wytworzenia emulsji O/W w rozpylaczu wirowym o stożkowej komorze wirowej była rozważana przez Broniarz-Press i współpracowników (2016b). Prędkość przepływu wody nie przekraczała ww = 10 m/s, a prędkość przepływu oleju wo = 6 m/s. Proces rozpylania analizowano przy różnych wartościach prędkości przepływu wody i oleju. Przy stałej wartości prędkości przepływu wody i różnej prędkości przepływu oleju autorzy uzyskali emulsje monodyspersyjne o zbliżonej strukturze i wartości średniej średnicy kropli SMD = 6,2 μm i SMD = 4,8 μm. Wzrost prędkości przepływu wody spowodował 82

83 zwiększenie ilości kropel o stosunkowo większych średnicach (D 10 µm) oraz małych kropel o średnicach (D 1 µm), a średnia średnica Sautera wynosiła SMD = 12,3 μm. Salevelt i współpracownicy (2015) badali proces rozpylania biodiesla, oleju roślinnego i gliceryny wykorzystując metodę cyfrowego przetwarzania obrazu. Aerozole zostały wyprodukowane przez rozpylacz wirowy, który pochodził z instalacji wielopaliwowej mikroturbiny gazowej MMGT. Różne warunki wtrysku przetestowano w celu zbadania wpływu lepkości na właściwości natryskowe oraz ocenę ogólną wydajność rozpylacza. Pomiary natryskowe zostały porównane do badań spalania biodiesla i oleju roślinnego w mikroturbinie gazowej w podobnych warunkach operacyjnych. Wykazano, że proces pierwotnego rozpadu szybko pogarsza się, gdy lepkość jest zwiększona. Większa lepkość powoduje wydłużenie rozpadu strugi, a w miejscu pomiaru widoczne są ligamenty. Efekt ten prowadzi do niedopuszczalnej jakości natryskowej, gdy lepkość nieco przekracza typowy zakres dla konwencjonalnych paliw w turbinach gazowych. Na wartość SMD w badanym zakresie nie wpływała znacząco gęstość cieczy, ale głównie jej lepkość. Ponadto dane te wskazują na wzrost SMD z napięciem powierzchniowym. Stwierdzono, że wielkość kropelek nie zawsze jest krytycznym czynnikiem odpowiedzialnym za skuteczność spalania. Zmierzone opóźnienie rozpadu pierwotnego przy podwyższonej lepkości wskazuje, że rozpylacze wirowe nie nadają się do rozkładu w nich czystego oleju w niezmodyfikowanym silniku turbiny gazowej (Salevelt i współpracownicy, 2015). Wpływ dodatku polimeru, więc i lepkości, na wartość średniej średnicy Sautera analizował także Ochowiak (2009). Zaobserwował, że wraz ze wzrostem lepkości wzrasta średnica kropel, a rozpad strugi staje się coraz trudniejszy. Rozważania nad wpływem lepkości przy ścinaniu i lepkości wzdłużnej na wielkość powstających kropel oraz rozkład wielkości kropel prowadzili Broniarz-Press i współpracownicy (2014). Dodatek polimeru do roztworu spowodował wzrost lepkości wzdłużnej. Dla roztworów o takiej samej lepkości przy ścinaniu, ale różniących się lepkością wzdłużną, uzyskano odmienne średnie średnice kropli oraz rozkłady wielkości kropel (Broniarz-Press i współpracownicy, 2014). 83

84 Stelter i współpracownicy (2002) oraz Harrison i Park (2008) badali wpływ właściwości lepkosprężystych płynów na tworzenie aerozolu w różnych typach rozpylaczy. Badanymi cieczami były roztwory polimerów wykazujące charakter cieczy nienewtonowskich. Stwierdzono, że elastyczność łańcuchów polimerów ma istotne znaczenie dla tworzenia się kropel. Wzrost lepkości wzdłużnej powoduje opóźnienie rozpadu cieczy opuszczającej otwór wylotowy rozpylacza. Lepkość wzdłużna powoduje tworzenie włókien pomiędzy kroplami. Przyczynia się to do wzrostu średniej średnicy Sautera i zmniejszenia udziału ilości małych niepożądanych kropelek. Tratnig i współpracownicy (2009) opracowali sposób przewidywania średniej wielkości kropel emulsji rozpylanej w rozpylaczach wirowych. Badane emulsje były nieprzezroczystymi płynami nienewtonowskimi o zawartości cząstek ciał stałych kolejno 49,8% oraz 45,2%. Zaproponowano bezwymiarową korelację uwzględniającą parametry pracy i właściwości cieczy dla przewidzenia uogólnionej średniej średnicy kropli o postaci: SMD D global S C 3,5511 0,3377 0,5072 We C Oh H D S S 0,365 d D 0 S 1,6369 (4.66) gdzie Oh jest liczbą Ohnesorge a określaną jako: Oh C d 0 C (4.67) W wyniku porównania danych korelacyjnych z eksperymentalnymi uzyskanymi przy zastosowaniu anemometrii Dopplera (PDA) uzyskano niepewność mniejszą niż 2,6%. Późniejsze badania Tratniga i Brenna (2010) dotyczyły określenia uogólnionej średniej średnicy Sautera oraz rozkładu wielkości kropel. Rozmiar kropel mierzono przy zastosowaniu PDA. Wykorzystane rozpylacze wirowe Delevan SDX posiadały różne wysokości (1,23; 1,36; 1,88 i 3,77 mm) i średnice (11,85 i 10,71 mm) oraz różne szerokości wlotu komory wirowej (1,61 i 2,45 mm), różniły się także średnicą otworu wylotowego (0,762; 1,016; 1,270; 1,524 i 1,778 mm). Rozpylano roztwory woda-sacharoza-etanol o różnej lepkości, napięciu powierzchniowym, a także gęstości przy różnych parametrach pracy. Szczegółowe informacje oraz uzyskane 84

85 w badaniu wielkości uogólnionej średniej średnicy Sautera przedstawiono w tabeli 4.2. Tabela 4.2. Dane dotyczące rozpylania 30 różnych konfiguracji aerozoli w pracy (Tratnig i Brenn, 2010) Rozpylacz η C [mpa s] ρ C [kg/m 3 ] σ [mn/m] m C [kg/s] ΔP [bar] SMD [μm] SB 30 16, , ,86 55 SB 30 18, , ,92 50,5 SB 70 12, , ,63 80 SD 70 10, , ,06 72 SF 30 14, , ,17 60 SF 50 13, , ,62 55 SF 70 8, ,043 7,5 171,49 63 SB 70 40, , ,61 61 SC 70 48, , ,74 59 SD 50 41, , ,74 50 SD 70 52, , ,97 52 SF 30 54, , ,46 15 SF 50 32, , ,54 49 SF 70 46, , ,02 47 SB , , ,09 43 SC , , ,60 42 SD , , ,74 33 SD , , ,62 45 SF , , ,05 25 SF , , ,91 42 SB 30 63, ,4 0, ,60 45 SB 70 56, ,5 0, ,58 54 SC 70 57, ,9 0, ,31 63 SD 50 43, ,0 0, ,88 64 SF 50 65, ,0 0, ,00 38 SF 70 52, ,1 0, ,01 56 SB , ,1 0, ,05 48 SC , ,7 0, ,43 47 SF , ,5 0, ,76 42 SC , ,5 0, ,04 23 Autorzy zaproponowali korelację w oparciu o rozkład gamma dla przewidywania uogólnionego rozkładu wielkości kropel o postaci: θ [º] SMD D global S C 3,074 Re 0,8505 ciś Oh 0,7538 H D S S 0,0574 d D 0 S 0,3496 bs DS 0,0426 (4.68) 85

86 Gdzie b S jest szerokością wlotu komory wirowej, Reciś jest liczbą Reynoldsa uwzględniającą ciśnienie definiowaną jako: P C S Re (4.69) ciś C D Stwierdzono, że dla większych rozmiarów największych kropel uzyskuje się szerszy rozkład wielkości kropel (Tratnig i Brenn, 2010).Charakterystyka rozpylania biodiesla (z oleju palmowego oraz podgrzewanego oleju) i oleju napędowego przy ciśnieniu wtrysku do 300 MPa została przedstawiona przez Wanga i współpracowników (2010). Oszacowanie wielkości kropelek aerozolu pokazuje, że w przypadku rozpylania biodiesli uzyskuje się większe średnice Sautera ze względu na wzrost lepkości i napięcia powierzchniowego. Zaproponowano korelację w celu określania tendencji do rozpylania oleju napędowego i biodiesla o postaci: 0,385 0,385 0,737 0,737 0,06 0,54 SMD 6156η ρ σ ρ ρ ΔP C o b G i (4.70) Zależność średniej średnicy Sautera od liczby Reynoldsa analizowano w pracy (Lee i współpracownicy, 2010). Wartość SMD określano w środku rozpylanej strugi oraz w obszarach mimośrodkowych (R = 0, 1 i 2 cm). Osiowa odległość poniżej wylotu rozpylacza wynosiła 9 cm (rys. 4.12). Względnie większe krople są obserwowane wraz ze zwiększenie odległości promieniowej, ponieważ większe krople mają tendencję do przemieszczania się dalej na skutek ich większego pędu. Zróżnicowanie wielkości kropel w kierunku promieniowym jest widoczne ze względu na różne dynamiczne zachowanie małych i dużych kropel. Duże krople są rozpraszane przez początkowy kąt rozpylania, jak również dalsze oddziaływania z turbulentnymi wirami w otaczającym powietrzu, podczas gdy małe krople poruszają się na ogół bardziej skokowo w kierunku środkowej osi rozpylania przez oddziaływania z otaczającym powietrzem (Yoon i współpracownicy, 2004). Wykazano, że wartość SMD dla paliwa Bunker-A jest nieco mniejsza niż w przypadku oleju napędowego pomimo większej lepkości i napięcia powierzchniowego (w tym samym zakresie wartości ReC). Jest to sprzeczne z wynikami uzyskanymi przez Dorfnera i współpracowników (1995), którzy zaobserwowali zwiększanie się średniej średnicy Sautera wraz ze wzrostem lepkości 86

87 i napięcia powierzchniowego. Ze względu na większą lepkość paliwa Bunker-A niż oleju napędowego, prędkość na wylocie rozpylacza powinna być większa odpowiednio dla paliwa Bunker-A w tym samym zakresie ReC. Zwiększoną prędkość na wyjściu z rozpylacza dla paliwa Bunker-A uzyskuje się poprzez zwiększenie ciśnienia roboczego/wtrysku. Biorąc pod uwagę, że wszystkie dane SMD przedstawione na rys i rys uzyskuje się przez zróżnicowanie zarówno temperatury, jak i ciśnienia wtrysku paliwa, SMD jest funkcją zarówno ciśnienia wtrysku, jak i temperatury. Na wartość SMD silniej wpływa ciśnienie wtrysku niż temperatura. Tak więc, w tym samym zakresie liczby Reynoldsa, spadki ciśnienia są większe dla paliwa Bunkier-A, co z kolei prowadzi do nieco mniejszych wartości SMD niż w przypadku oleju napędowego (Lee i współpracownicy, 2010). Rys Zależność SMD od Re C w różnych osiowych lokalizacjach dla paliwa Diesla Rys Zależność SMD od Re C w różnych osiowych lokalizacjach paliwa Bunker-A 87

88 Sivakumar i współpracownicy (2015) określali wartość średniej średnicy Sautera w różnych odległościach od wylotu rozpylacza wirowego simplex. Badania przeprowadzano przy takich samych natężeniach przepływu biopaliwa. Rozkład wielkości kropel uzyskano za pomocą Sprayteca. Zaobserwowano, że średnia średnica Sautera zmniejsza się wraz ze wzrostem liczby Webera. Zaproponowano równanie korelacyjne opisujące SMD uwzględniające parametry geometryczne rozpylacza i wpływ właściwości paliwa: 2 σ ηc SMD A ρ ΔP G i 2 0,25 θ tcos 2 0,25 σ ρ C B ρ ΔP G i 0,25 θ tcos 2 0,75 (4.71) gdzie: A 2,11cos ,25 3,4 10 d0 4 0,4 (4.72) B 0,635cos ,25 3,4 10 d0 4 0,2 (4.73) Wartości średnich średnic Sautera obliczonych z zależności (4.71) porównano z wartościami SMD otrzymanymi doświadczalnie. Wielkości kropel określane na podstawie równania okazały się dużo mniejsze niż te uzyskane w badaniach. Średnice kropel różniły się też wielkością w zależności od odległości od wylotu rozpylacza. Przy dużym natężeniu przepływu paliwa SMD maleje przy niewielkich odległościach od otworu wylotowego rozpylacza, osiąga minimum, a następnie zwiększa się wraz ze wzrostem odległości od wylotu wskutek połączonego zjawiska parowania i koalescencji kropel (Sivakumar i współpracownicy, 2015). Wpływ wysokości i średnicy komory wirowej, średnicy otworu wylotowego, średnicy otworu wlotowego i liczby Reynoldsa na średnią średnicę Sautera był analizowany przez Jaina i współpracowników (2014). Wyznaczyli oni zależność korelacyjną opisującą SMD o postaci: SMD d 0 0,952 K' 0,871 H d S 0 1,834 Re 0,31 C (4.74) Korelacja ta jest słuszna dla stałej geometrycznej z zakresu: 0,163 K 0,245, dla liczby Reynoldsa z zakresu: 2, ReC 2, oraz dla stosunku długości 88

89 komory wirowej do średnicy otworu wylotowego z przedziału: 2,4 HS/d0 5,0. Przeprowadzono badania eksperymentalne dla jedenastu różnych konstrukcji rozpylaczy wirowych z pełnym stożkiem, na podstawie których zaobserwowano, że średnia średnica Sautera zmniejsza się wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa. Zjawisko to można przypisać zwiększonej sile bezwładności, która działa jako siła rozrywająca powodująca wcześniejszy rozpad arkusza cieczy. Wyższa siła bezwładności skutkuje wyższą niestabilnością arkusza cieczy, która powoduje powstawanie fal. W efekcie powstają ligamenty, a następnie krople. Stąd też przy wyższych liczbach Reynoldsa siła bezwładności prowadzi do rozpadu ligamentów na najmniejsze krople. Uzyskane eksperymentalnie wartości SMD porównano z wartościami SMD obliczonymi na podstawie równań korelacyjnych Tratniga i Brenna (2010) oraz Ballestera i Dopazo (1994) i uzyskano dużą zgodność. Jednak wartości bezwzględne średniej średnicy Sautera odbiegały od wartości literaturowych, co przypisano zróżnicowanej geometrii rozpylaczy i właściwościom rozpylanej cieczy. Wykazano także, że wartość średniej średnicy Sautera jest zależna od parametrów geometrycznych rozpylacza (Jain i współpracownicy, 2014). W ostatnich latach coraz popularniejsze staje się opisywanie zjawisk zachodzących w rozpylaczach wirowych oraz przewidywanie parametrów rozpylanej strugi przy wykorzystaniu symulacji numerycznych (Alejbegovic i współpracownicy, 2002; Anantharamaiah i współpracownicy, 2006; Zhao i Yang, 2012). Jednak zgodność teoretycznie określanych parametrów z danymi doświadczalnymi nie zawsze jest satysfakcjonująca (Lee i Park, 2002; Balhadef i współpracownicy, 2012; Fung, 2013; Park i Hester, 2014). Rys Porównanie wartości SMD obliczonych z różnych równań korelacyjnych 89

90 Na rysunku 4.14 porównano wartości średniej średnicy Sautera obliczonych na podstawie równań korelacyjnych bardzo często spotykanych w literaturze. Równania te niestety nie uwzględniają właściwości cieczy, masowego natężenia cieczy i ciśnienia wtrysku, stąd mogą wynikać rozbieżności w wynikach. Wartości SMD obliczono dla następujących parametrów: mc ϵ (0,001;0,035) kg/s, ηc = 0,001 [Pa s], ρc = 1000 [kg/m 3 ], ΔPi ϵ (500;318500). Rozpylacze wirowe, pomimo szerokiego rozpowszechnienia, nieustannie stają się przedmiotem badań wielu badaczy. Wraz z rozwojem technologii wciąż poszukuje się lepszych rozwiązań konstrukcyjnych w celu udoskonalenia procesu rozpylania dla konkretnego zastosowania. W zależności od tego, w jakiej gałęzi przemysłu i w jakiej skali ma zostać wykorzystany rozpylacz, stawiane są inne wymagania, przykładowo konkretna wielkość uzyskiwanych kropel. Poszukuje się rozwiązań, które pozwolą spełnić wymagania użytkowników, jednoczenie ograniczając straty energetyczne i zapewniając jak największe bezpieczeństwo środowiska. W tym celu modyfikuje się wszystkie możliwe parametry geometryczne rozpylacza (m.in. kształt otworu wylotowego czy komory wirowej). Istotnym zagadnieniem jest także wpływ właściwości cieczy na proces rozpylania, a zwłaszcza lepkości wzdłużnej, której zagadnienie nie jest nadal wystarczająco poznane. Konieczne jest także przeprowadzenie dalszych badań w celu określenia istotności wpływu geometrii rozpylacza i właściwości cieczy na poszczególne parametry rozpylonej strugi. 90

91 5. BADANIA EKSPERYMENTALNE 5.1. Stanowisko badawcze Najważniejszymi elementami stanowiska badawczego, służącego do rozpylania cieczy były: rozpylacze wirowe o różnej konstrukcji, rotametry cieczowe firmy Krohne Messtechnik typu VA 40 o następujących zakresach pomiarowych: 0,5 5 [dm 3 /h], 4 40 [dm 3 /h], [dm 3 /h], [dm 3 /h], cyfrowy miernik ciśnienia DigiComb 1900 firmy Tecsis, zbiornik ze szkła organicznego wypełniony cieczą i wyposażony w pompę CHI 2-30 firmy Grunfos Poland, wężownica, termometr cyfrowy Center 309 firmy Center, aparat fotograficzny Canon EOS-1D Mark III z lampą stroboskopową oraz komputer. Uproszczony schemat stanowiska przedstawiono na rys Rys Uproszczony schemat stanowiska badawczego: 1 zbiornik, 2 pompa, 3 zawory, 4 rotametry cieczowe, 5 miernik ciśnienia, 6 rozpylacz wirowy, 7 wężownica, 8 aparat fotograficzny, 9 stroboskop, 10 komputer Ze względu na brak przystosowania zastosowanych rotametrów do pomiaru natężenia przepływu cieczy innych niż woda, konieczne było ich każdorazowe skalowanie. Polegało ono na pomiarze wagi wypływającej cieczy w określonym czasie. W tym celu posłużono się elektroniczną wagą WLC 10/A2 firmy Radwag 91

92 o dokładności 0,1 g. Natężenie przepływu cieczy regulowano za pomocą zaworów grzybkowych firmy Italinox. Zakres natężenia przepływu wynosił od 0 do 250 [dm 3 /h]. Badania prowadzono przy temperaturze cieczy T K. W badaniu wykorzystano rozpylacze wirowe o następujących konstrukcjach: rozpylacze o cylindrycznej komorze wirowej, posiadające jeden króciec wlotowy oraz cylindryczne otwory wylotowe o różnym stosunku długości do średnicy otworu wylotowego (R1C1, R1C2, R1C3, R1C4, R1C5), rozpylacze o cylindrycznej komorze wirowej, posiadające dwa króćce wlotowe oraz cylindryczne otwory wylotowe o różnym stosunku długości do średnicy otworu wylotowego (R2C1, R2C2, R2C3, R2C4, R2C5), rozpylacze o cylindrycznej komorze wirowej, posiadające jeden króciec wlotowy oraz stożkowe otwory wylotowe (R1SC, R1LC), rozpylacze o cylindrycznej komorze wirowej, posiadające dwa króćce wlotowe oraz stożkowe otwory wylotowe (R2SC, R2LC), rozpylacz o cylindrycznej komorze wirowej, posiadający jeden króciec wlotowy oraz profilowany otwór wylotowy (R1P), rozpylacz o cylindrycznej komorze wirowej, posiadający dwa króćce wlotowe oraz profilowany otwór wylotowy (R2P), rozpylacz o cylindrycznej komorze wirowej, posiadający jeden króciec wlotowy oraz podwójnie profilowany otwór wylotowy (R1DP), rozpylacz o cylindrycznej komorze wirowej, posiadający dwa króćce wlotowe oraz podwójnie profilowany otwór wylotowy (R2DP), rozpylacze o stożkowej komorze wirowej o różnym stosunku jej wysokości do średnicy, posiadające króciec wlotowy umiejscowiony prostopadle w stosunku do osi rozpylacza oraz cylindryczne otwory wylotowe (RSP1, RSP2, RSP3, RSP4), rozpylacze o stożkowej komorze wirowej o różnym stosunku jej wysokości do średnicy, posiadające króciec wlotowy umiejscowiony pod kątem 60 w stosunku do osi rozpylacza oraz cylindryczne otwory wylotowe (RSK1, RSK2, RSK3, RSK4, RSK5, RSK6, RSK7, RSK8). Seria R1 oznacza rozpylacz o cylindrycznej komorze wirowej z jednym króćcem wlotowym, a seria R2 oznacza rozpylacz o cylindrycznej komorze wirowej z dwoma 92

93 króćcami wlotowymi, natomiast seria RS oznacza rozpylacz o stożkowej komorze wirowej. Rys Rozpylacze o cylindrycznej komorze wirowej z cylindrycznym otworem wylotowym: a) z jednym króćcem wlotowym (R1), b) z dwoma króćcami wlotowymi (R2) Rys Kształty otworu wylotowego rozpylacza wirowego użyte w badaniach: a) cylindryczny (C1-C5), b) stożkowy (SC, LC), c) profilowany (P), d) podwójnie profilowany (DP) 93

94 Na rysunku 5.2 przedstawiono rozpylacze o cylindrycznej komorze wirowej z jednym oraz z dwoma króćcami wlotowymi. Średnica komory wirowej tych rozpylaczy wynosiła DS = 0,02 m, wysokość komory wirowej HS = 0,02 m, średnica króćca wlotowego dp = 0,004 m. W każdym z tych rozpylaczy montowano wymienne końcówki o różnych kształtach, które przedstawiono na rys Wymiary otworów wylotowych użytych w badaniu zestawiono w tabeli 5.1. Rozpylacze o stożkowej komorze wirowej i różnym sposobie wprowadzenia cieczy przez króciec wlotowy o średnicy dp = 0,0025 m przedstawiono na rys Najistotniejsze parametry geometryczne tych rozpylaczy przedstawiono w tabeli 5.2. Tolerancja wymiaru dla średnicy i długości otworu wylotowego wynosiła ±50 μm, natomiast dla średnicy i wysokości komory wirowej była równa ±100 μm. Tabela Kształty otworów wylotowych rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej Kształt otworu wylotowego d 0 [m] d 1 [m] l 0 [m] l 0/d 0 C1 0, ,0100 4,13 C2 0, ,0070 2,84 C3 0, ,0049 2,04 C4 0, ,0039 1,57 C5 0, ,0025 1,01 SC 0, ,0053 0,0024 0,96 LC 0, ,0073 0,0023 0,84 P 0, ,0024 0,99 DP 0, ,0025 1,01 Tabela Parametry geometryczne rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej Rozpylacz D S [m] H S [m] d 0 [m] l 0 [m] l 0/d 0 RSP1 0,020 0,015 0,0025 0, ,5 RSP2 0,020 0,020 0,0025 0, ,5 RSP3 0,020 0,025 0,0025 0, ,5 RSP4 0,020 0,020 0,0025 0, ,0 RSK1 0,020 0,015 0,0025 0, ,5 RSK2 0,020 0,020 0,0025 0, ,5 RSK3 0,020 0,025 0,0025 0, ,5 RSK4 0,020 0,020 0,0025 0, ,0 RSK5 0,040 0,015 0,0025 0, ,5 RSK6 0,040 0,020 0,0025 0, ,5 RSK7 0,040 0,025 0,0025 0, ,5 RSK8 0,040 0,020 0,0025 0, ,0 94

95 Rys Konstrukcje rozpylaczy wirowych o stożkowej komorze wirowej: a) z prostopadłym w stosunku do osi rozpylacza wprowadzeniem cieczy przez króciec wlotowy (RSP), b) z kątowym (pod kątem Θ = 60 ) stosunku do osi rozpylacza wprowadzeniem cieczy przez króciec wlotowy (RSK) Do analizy parametrów rozpylanej strugi wykorzystano metodę fotograficzną (mikrofotografii cyfrowej), która należy do metod bezkontaktowych. Znanych jest wiele różnych metod pomiarowych, które jednak często dają rozbieżne wyniki. Metody pomiaru rozpylanej strugi różnią się m.in. liczbą analizowanych kropel, badanym obszarem, dokładnością i zakresem pomiarowym. Podczas analizy można spotkać się z takimi problemami jak: nakładanie się na siebie dwóch kropel, błędne wyeliminowanie niektórych kropel, nieodpowiednio odczytany sygnał przez urządzenie pomiarowe (wywołany odbiciem światła od optycznych urządzeń odbiorczych), brak załamania światła i błędny pomiar średnicy kropel. W przypadku metod optycznych pomiaru kropel konieczne jest, aby badany płyn był przezroczysty (Tuck i współpracownicy, 1997). Metoda fotograficzna jest prosta, tania, a właściwości optyczne cieczy oraz jej barwa i konsystencja nie wpływają na efektywność metody. Z powodzeniem stosowana jest przez wielu badaczy (Ghaffar i współpracownicy, 2014; Mazumdar i współpracownicy, 2014). 95

96 Do wykonywania zdjęć procesu rozpylania posłużono się profesjonalną lustrzanką cyfrową Canon EOS-1D Mark III firmy Canon. Umożliwia ona wykonanie serii 110 zdjęć z prędkością 10 klatek na sekundę. Lustrzanka wyposażona została w matrycę APS-H CMOS o wymiarach 28,1 mm x 18,7 mm i rozdzielczości 10 megapikseli. Posiada ponadto 3-calowy ekran LCD z trybem Live View oraz dwa procesory DIGIC III. Zakres czułości ISO aparatu zawiera się w zakresie Aparat wyposażono w obiektyw typu Canon EF mm f/ EF IS USM. Montowano go na statywie Manfrotto 055PROB, aby umożliwić stabilne fotografowanie rozpylanej strugi. W skład zestawu fotograficznego wchodził także stroboskop typu DreloScop 210 firmy Drelo Ing. Paul Drewell. Wyposażono go w lampę typu LE o energii błysku 9 [W s] i czasie błysku 10 μs. Czas rejestracji zdjęcia skrócono z 1/8000 s do 1/ s. Złącze typu gorąca stopka pozwalało na bezpośrednie operowanie błyskiem, dzięki zastosowaniu lampy stroboskopowej. Czułość ISO ustawiano na wartości 1000 przy czasie otwarcia migawki 1/400 s w przypadku fotografowania kropel i 1/10 s dla zdjęć kątów rozpylania. W celu wyznaczenia kąta rozpylania wykorzystano standardowe ustawienie obiektywu. Zdjęcia wykonywano na czarnym tle, aby uzyskać jak najwyraźniejszy obrys strugi. W celu określenia wielkości kropel wykorzystano technikę odwróconego obiektywu (Ochowiak i współpracownicy, 2014). Jest to bardzo prosta metoda, która wymaga jedynie zastosowania adaptera, który umożliwi odwrócone zamocowanie obiektywu. Użyto adapter odwrotnego mocowania Canon EOS EF/58 mm i redukcję Canon EOS 72 mm/58 mm. Po przyłożeniu odwróconego obiektywu uzyskuje się bardzo duże powiększenie obrazu. Wykonane zdjęcia następnie zgrywano na dysk twardy komputera i poddawano analizie komputerowej. Pierwszym krokiem była zamiana trybu koloru obrazu na tryb szarości w programie Corel Photo-Paint-11 w celu ułatwienia dalszej analizy obrazów. Dalszą analizę przeprowadzano w programie Image-Pro Plus firmy Media Cybernetics. Najistotniejszymi urządzeniami wykorzystanymi do określenia właściwości fizykochemicznych badanych cieczy były: reometr rotacyjny i wzdłużny oraz tensjometr. 96

97 Do pomiaru lepkości przy ścinaniu wykorzystano reometr rotacyjny Physica MCR 501 firmy Anton Paar (rys. 5.5). Reometry z serii MCR wykorzystują najnowsze technologie cyfrowego przetwarzania obrazów. Posiadają wysoce precyzyjne łożysko powietrzne z wbudowanym opatentowanym czujnikiem siły normalnej. Wyposażone są także w system pomiaru szczeliny (TruGap), sterownik dla potrzeb rotacji i stopniowania odkształcenia dostosowujący działanie do próbki (TruRate) oraz szybką i dokładną regulację odkształcenia. Pozwalają na łatwą obsługę między innymi dzięki systemowi automatycznego rozpoznawania układów pomiarowych i akcesoriów (Toolmaster), prostemu podłączeniu układu pomiarowego (złącze QuickConnect), automatycznej regulacji temperatury, dobrej łączności z komputerem i oprogramowaniem oraz szerokiej gamie układów pomiarowych do różnych zastosowań. W badaniu wykorzystano układ stożek-płytka (rys. 5.6) typu CP60-1-SN21572 o szczelinie d = 0,121mm. Układ Peltiera służył do stabilizacji temperatury z dokładnością ± 0,01 C. Badania przeprowadzono w zakresie szybkości ścinania od 51 do /s. Rys Reometr Physica MCR 501 firmy Anton Paar ( 97

98 Rys Układ stożek-płytka Rys Reometr wzdłużny Lepkość wzdłużną badano przy użyciu reometru wzdłużnego z przeciwstawnymi dyszami (rys. 5.7) zaprojektowanego i wykonanego przez pracowników Zakładu Inżynierii i Aparatury Chemicznej Politechniki Poznańskiej (Różańska i współpracownicy, 2013). W celu wyznaczenia lepkości wzdłużnej płyn znajdujący się w naczyniu jednocześnie zasysany był przez dwie dysze w układzie dwóch połączonych strzykawek sterowanych za pomocą komputera z oprogramowaniem umożliwiającym pomiar. Jedna z dysz została zamocowana na ruchomym ramieniu 98

99 podłączonym do urządzenia mierzącego moment obrotowy. Układ w sposób automatyczny reguluje szerokość szczeliny oraz temperaturę. W badaniu użyto dyszę o średnicy 1 mm. Odległość 2h pomiędzy dyszami jest równa średnicy dyszy. Badania przeprowadzono dla szybkości rozciągania od 51 do /s. Do pomiaru równowagowego napięcia powierzchniowego płynu zastosowano tensjometr K9 produkcji Krüss GmBH (rys. 5.8). Zastosowano metodę pierścieniową, która polega na pomiarze siły potrzebnej do oderwania platynowego pierścienia, przyłożonego do powierzchni swobodnej badanej cieczy. Przed wykonaniem pomiaru platynowy pierścień i naczynko pomiarowe musi zostać opalone nad palnikiem, w celu pozbycia się ewentualnych zanieczyszczeń, które mogą skutkować błędnym pomiarem. Pierścień zawieszano na metalowym drucie w celu zapewnienia połączenia z układem pomiaru siły. Szklane naczynko pomiarowe napełniano badaną cieczą i umiejscowiono na ruchomym termostatowanym stoliku, który zamontowano na statywie wraz z układem pomiaru siły. Rys Tensjometr K9 produkcji Krüss GmBH 99

100 5.2. Komputerowa analiza obrazu w programie Image-Pro Plus Do analizy kąta rozpylania i średnic kropel wykorzystano oprogramowanie Image-Pro Plus firmy Media Cybernetics. W celu wyznaczenia kąta rozpylania po wczytaniu danego zdjęcia do programu należało najpierw wybrać jako wielkość mierzoną kąt rozpylania, a następnie narysować dwie linie ograniczające rozpyloną strugę cieczy. Program automatycznie podaje wartość kąta rozpylania (rys. 5.9). W programie Image-Pro Plus wykonano także wizualizację kątów rozpylania, którą szczegółowo omówiono w dalszej części rozprawy. W przypadku określenia średniej średnicy kropli, w pierwszym etapie analizy należało wczytać zdjęcie skali celem kalibracji obrazu. Następnie wczytywano poszczególne zdjęcia kropel oraz ustawiano dobraną do nich kalibrację. Kolejnym krokiem było wybranie średnicy jako wielkości mierzonej i określenie odpowiedniego zakresu pomiarowego w skali odcieni szarości (od 0 do 255). W dalszym etapie program automatycznie mierzył każdą średnicę kropli 90 razy i podał wartość uśrednioną. Uzyskane w programie wartości średnic eksportowano następnie do programu Microsoft Excel, gdzie wykonywano dalsze obliczenia (rys. 5.10), przykładowo wartości średniej objętościowo-powierzchniowej średnicy kropli. Rys Pomiar kąta w programie Image-Pro Plus 100

101 Rys Pomiar średnic kropel w programie Image-Pro Plus 5.3. Stosowane ciecze Główną cieczą modelową zastosowaną w badaniach była woda destylowana. Ponadto przebadano wodne roztwory gliceryny o różnych stężeniach. Zastosowana gliceryna wyprodukowana została przez Polskie Odczynniki Chemiczne S.A. i charakteryzowała się czystością 99,5%. Rozpylano także wodne roztwory zawierające polimer o nazwie handlowej Rokrysol WF1 (wodny roztwór poliakryloamidu o zawartości substancji suchej od 5 do 10%), który wyprodukowany był przez Zakłady Chemiczne Rokita. Drugim polimerem była sól sodowa karboksymetylocelulozy (Na-CMC) o masie molowej i stopniu podstawienia DS = 0,90 wyprodukowana przez firmę Sigma-Aldrich. Właściwości fizykochemiczne badanych cieczy zestawiono w tabeli 5.3. Właściwości reologiczne badanych cieczy opisano przy pomocy równania Ostwalda i de Waele a (3.2). 101

102 Tabela Właściwości badanych roztworów Badany roztwór Gęstość ρc [kg/m 3 ] Napięcie powierzchniowe σ [mn/m] Lepkość ηc [Pa s] Charakterystyczny wskaźnik płynięcia n [-] Współczynnik konsystencji k [Pa s n ] Woda destylowana 998,2 72,5 0, procentowy wodny roztwór gliceryny 1126,2 70,0 0, procentowy roztwór 1173,7 gliceryny 69,2 0, procentowy wodny 0, ,5 68,8 roztwór gliceryny 1 75-procentowy wodny roztwór gliceryny 1197,5 68,5 0, procentowy wodny roztwór gliceryny 1210,3 68,1 0, procentowy wodny roztwór gliceryny ,9 0, procentowy wodny roztwór gliceryny ,6 0, procentowy wodny roztwór gliceryny ,8 z Rokrysolem WF1 0,88 0,032 o stężeniu 0,5% 1-procentowy wodny 998,5 72,0 roztwór Rokrysolu WF1 0,65 0,044 5-procentowy wodny roztwór Rokrysolu WF ,6 0,54 0,221 0,1-procentowy wodny roztwór Na-CMC 999,6 71,5 0,93 0,007 0,2-procentowy wodny roztwór Na-CMC 999,8 70,9 0,94 0,010 0,3-procentowy wodny roztwór Na-CMC 999,8 70,6 0,89 0,023 0,4-procentowy wodny roztwór Na-CMC 999,8 69,9 0,82 0,

103 6. ANALIZA UZYSKANYCH WYNIKÓW 6.1. Właściwości reologiczne badanych cieczy Jak już wspomniano wcześniej, właściwości reologiczne cieczy, a zwłaszcza jej lepkość, mają duży wpływ na proces rozpadu strugi (Ergungor i współpracownicy, 2006; Bocheński, 2004; Ergungor i współpracownicy, 2001; Nonnenmacher i Piesche, 2000). Konieczne jest zatem zbadanie lepkości przy ścinaniu, a także rzadziej branej pod uwagę, jednak niezmiernie istotnej, lepkości wzdłużnej analizowanych cieczy. W oparciu o wyniki badań reologicznych wykonano wykresy obrazujące zależności lepkości przy ścinaniu od szybkości ścinania, lepkości wzdłużnej od szybkości rozciągania oraz liczby Troutona od szybkości odkształcenia dla wybranych cieczy. Rys Zależność lepkości przy ścinaniu od szybkości ścinania dla wodnych roztworów gliceryny o różnym stężeniu 103

104 Na rysunku 6.1 przedstawiono zależność lepkości przy ścinaniu od szybkości ścinania dla wodnych roztworów gliceryny o różnym stężeniu wag. będących cieczami newtonowskimi. Wzrost szybkości ścinania nie wpływa na wartość lepkości dynamicznej, która pozostaje na stałym poziomie praktycznie w całym badanym zakresie. Wartość lepkości przy ścinaniu wzrasta wraz ze wzrostem stężenia gliceryny w roztworze wodnym. Najwyższe wartości lepkości przy ścinaniu odnotowano dla 85-procentowego wodnego roztworu gliceryny, natomiast najniższe dla 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny. W przypadku roztworów zawierających Rokrysol WF1 (rys. 6.2) oraz wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy (rys. 6.3), które wykazują cechy płynów nienewtonowskich, lepkość dynamiczna maleje wraz ze wzrostem szybkości ścinania w badanym zakresie. Zarówno dla wodnych roztworów Rokrysolu WF1, jak i dla wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy, lepkość przy ścinaniu wzrasta wraz ze wzrostem stężenia polimeru w roztworze. W przypadku 59-procentowego wodnego roztworu gliceryny z dodatkiem 0,5% Rokrysolu WF1 gliceryna pełni rolę stabilizatora lepkości przy ścinaniu. Rys Zależność lepkości przy ścinaniu od szybkości ścinania dla wodnych roztworów Rokrysolu WF1 i wodnego roztworu gliceryny z dodatkiem Rokrysolu WF1 104

105 Rys Zależność lepkości przy ścinaniu od szybkości ścinania dla wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy Ponadto użyte wodne roztwory polimerów wykazywały różne wartości lepkości wzdłużnej. Na rysunku 6.4 przedstawiono wykres zależności lepkości wzdłużnej od szybkości rozciągania dla wodnych roztworów Rokrysolu WF1. Lepkość wzdłużna roztworów zawierających Rokrysol WF1 wzrasta wraz ze wzrostem szybkości rozciągania. Lepkość wzdłużna wzrasta także ze wzrostem stężenia polimeru w wodnych roztworach. W przypadku wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy (rys. 6.5) wartości lepkości wzdłużnej utrzymywały się praktycznie na stałym poziomie w całym badanym zakresie szybkości rozciągania. Największą wartość lepkości wzdłużnej uzyskano dla wodnego roztworu soli sodowej karboksymetylocelulozy o najwyższym stężeniu, natomiast najmniejszą w przypadku roztworu o najmniejszym stężeniu soli sodowej karboksymetylocelulozy w roztworze wodnym. Te odmienne tendencje w przypadku lepkości wzdłużnej dla wodnych roztworów zawierających Rokrysol WF1 i wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy mogą wynikać z różnej sztywności łańcuchów poszczególnych polimerów. Sól sodowa karboksymetylocelulozy jest 105

106 polimerem o półsztywnym łańcuchu, natomiast poliakryloamid, który jest składnikiem Rokrysolu WF1, jest polimerem o łańcuchu elastycznym. Rys Zależność lepkości wzdłużnej od szybkości rozciągania dla wodnych roztworów Rokrysolu WF1 i wodnego roztworu gliceryny z dodatkiem Rokrysolu WF1 Na rysunkach 6.6 i 6.7 przedstawiono zależności liczby Troutona opisanej równaniem 3.3 od szybkości odkształcenia dla wodnych roztworów polimerów. Dla płynów newtonowskich stosunek Troutona jest stały i wynosi 3 (Trouton, 1906). W przypadku 59-procentowego wodnego roztworu gliceryny z dodatkiem Rokrysolu WF1 o stężeniu 0,5% oraz dla 1- i 5-procentowego wodnego roztworu Rokrysolu WF1 zaobserwowano tendencję wzrostową dla liczby Troutona w funkcji szybkości odkształcenia (rys. 6.6). Najwyższe wartości liczby Troutona (Tr = 100 dla największej wartości szybkości odkształcenia) uzyskano dla 5-procentowego wodnego roztworu Rokrysolu WF1, natomiast najniższe dla 1-procentowego wodnego roztworu Rokrysolu WF1 (Tr = 11 dla największej wartości szybkości odkształcenia). Wartości liczby Troutona dla wodnych roztworów soli sodowej 106

107 karboksymetylocelulozy utrzymują się na stałym poziomie w zakresie szybkości odkształcenia od 350 do Wartości liczby Troutona dla poszczególnych wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy były zbliżone i zawierały się w przedziale od 4 do 7. Stosunek Troutona wzrastał wraz ze zmniejszeniem stężenia polimeru w roztworze. Rys Zależność lepkości wzdłużnej od szybkości rozciągania dla wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy 107

108 Rys Zależność liczby Troutona od szybkości odkształcenia dla wodnych roztworów Rokrysolu WF1 i wodnego roztworu gliceryny z dodatkiem Rokrysolu WF1 Właściwości badanych cieczy w przepływie wzdłużnym można opisać przy użyciu modelu potęgowego zaproponowanego przez Zhu i współpracowników (1997) o postaci: m k e e e (6.1) Charakterystyki reologiczne poszczególnych cieczy nienewtonowskich w przepływie wzdłużnym przedstawiono w tabeli

109 Rys Zależność liczby Troutona od szybkości odkształcenia dla wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy Tabela 6.1. Charakterystyka reologiczna badanych cieczy w przepływie wzdłużnym Badany roztwór Wykładnik potęgi me [-] Stała ke [Pa s n ] 59-procentowy wodny roztwór gliceryny z Rokrysolem WF1 o stężeniu 0,5% 1,20 0,153 1-procentowy wodny roztwór Rokrysolu WF1 1,20 0,090 5-procentowy wodny roztwór Rokrysolu WF1 1,50 0,081 0,1-procentowy wodny roztwór Na-CMC 0,93 0,007 0,2-procentowy wodny roztwór Na-CMC 0,94 0,010 0,3-procentowy wodny roztwór Na-CMC 0,89 0,023 0,4-procentowy wodny roztwór Na-CMC 0,82 0,060 Należy w tym miejscu zaznaczyć, że badana w pracy lepkość wzdłużna jest w rzeczywistości pozorną lepkością wzdłużną analizowaną w celach porównawczych dla cieczy modelowych. Prawidłowe pomiary lepkości wzdłużnej uzyskuje się dla lepkości przy ścinaniu nie mniejszej niż 50 [mpa s] (Dontula i współpracownicy, 1997). Lepkość wzdłużna jest istotna dla procesu rozpylania i ustalenie czy istnieje różnica pomiędzy cieczami wykazującymi taką samą lepkość przy ścinaniu, a o różnej lepkości wzdłużnej, wydaje się być zasadne. Lepkość wzdłużna w sposób istotny wpływa na rozpad strugi cieczy, co potwierdzają liczne doniesienia literaturowe (Mun i współpracownicy, 1998; Harrison i współpracownicy, 1999; Broniarz-Press i współpracownicy, 2014). 109

110 6.2. Analiza współczynnika wypływu Współczynnik wypływu jest istotnym parametrem wydajnościowym każdego rozpylacza, na który duży wpływ ma przede wszystkim konstrukcja rozpylacza. Pomimo licznych równań korelacyjnych, opisujących wpływ różnych parametrów na wartość współczynnika wypływu, nadal nie znaleziono uogólnionego równania pozwalającego na dokładne obliczenia CD. Stąd też konieczne jest przeprowadzanie badań oraz wykonywanie obliczeń dla danej konstrukcji rozpylacza. Wartość współczynnika wypływu związana jest z oporami przepływu, które określają wartości spadków ciśnienia na rozpylaczu (Broniarz-Press i współpracownicy, 2009c). Na rysunkach 6.8 i 6.9 przedstawiono przykładowe zależności spadków ciśnienia od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o cylindrycznej (rys. 6.8) i stożkowej komorze wirowej (rys. 6.9) różniących się geometrią. W obydwu przypadkach wartość spadków ciśnienia jest rosnącą funkcją prędkości przepływu cieczy. W przypadku rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej wartości spadków ciśnienia dla rozpylaczy z jednym i dwoma króćcami wlotowymi są bardzo zbliżone. Najniższe wartości spadków ciśnienia zaobserwowano dla rozpylaczy o profilowanym kształcie otworu wylotowego, a najwyższe dla rozpylaczy o końcówce cylindrycznej C5. W przypadku rozpylaczy o cylindrycznym kształcie otworu wylotowego zauważalny jest także wpływ stosunku l0/d0. Dla rozpylaczy o końcówce C2, w przypadku rozpylaczy z jednym i dwoma króćcami wlotowymi, uzyskuje się niższe wartości (wyższa wartość stosunku l0/d0) niż dla rozpylaczy o końcówce C5 (niższa wartość stosunku l0/d0). Wartości spadków ciśnienia uzyskane dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej były wyższe niż dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej. Dla rozpylacza o stożkowej komorze wirowej o średnicy DS = 0,02 m i króćcu wlotowym umiejscowionym pod kątem 60 (w stosunku do osi rozpylacza) zaobserwowano najwyższe wartości spadków ciśnienia. Wartości spadków ciśnienia dla rozpylacza o prostopadłym umiejscowieniu króćca wlotowego oraz dla rozpylacza posiadającego króciec wlotowy nachylony pod kątem 60 i o średnicy komory wirowej DS = 0,04 m były zbliżone. 110

111 Rys Zależność spadków ciśnienia od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej Rys.6.9. Zależność spadków ciśnienia od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej 111

112 Rys Zależność C D od Re C dla rozpylacza wirowego o cylindrycznej komorze wirowej i o różnym kształcie otworu wylotowego dla rozpylania wody Wartość współczynnika wypływu w zakresie przepływu laminarnego wzrasta wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa, natomiast dla przepływu turbulentnego jest stała i niezależna od liczby Reynoldsa, zależy jednak od konstrukcji rozpylacza, co potwierdzają badania między innymi Radcliffe a (1955), Soma i Mukerjee a (1980) oraz Broniarz-Press i współpracowników (2013). Na rysunku 6.10 przedstawiono przykładową zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa dla rozpylania wody w rozpylaczu o cylindrycznej komorze wirowej i różnym kształcie otworu wylotowego. Kształt oraz stosunek długości do średnicy otworu wylotowego rozpylacza wpływają na wartość współczynnika wypływu (Tipler i Wilson, 1959; Ramamurthi i Nandakumar, 1999). Najwyższe wartości CD uzyskano dla rozpylacza z profilowaną oraz podwójnie profilowaną końcówką. Wysokimi wartościami współczynnika wypływu charakteryzował się także otwór wylotowy w kształcie małego stożka (SC). W przypadku cylindrycznych otworów wylotowych duże znaczenie na wartość współczynnika wypływu ma wartość stosunku l0/d0. Porównując wartości współczynnika wypływu dla rozpylacza wirowego z jednym i dwoma króćcami wlotowymi (rys. 6.11) można zauważyć, że dla poszczególnych kształtów otworów wylotowych wartości CD różnią się. Zauważalny jest wpływ liczby króćców wlotowych na wartość współczynnika wypływu. Generalnie, dla rozpylaczy o cylindrycznych i stożkowych otworach wylotowych większe wartości współczynnika uzyskano w przypadku, kiedy rozpylacz wirowy posiadał dwa króćce 112

113 wlotowe w porównaniu do rozpylacza z jednym króćcem wlotowym. Odwrotną zależność zaobserwowano dla rozpylaczy o profilowanych otworach wylotowych większe wartości otrzymano dla rozpylacza z jednym króćcem wlotowym. Dostrzegalny jest oczywiście również wpływ kształtu otworu wylotowego. Najwyższe wartości współczynnika wypływu uzyskano dla rozpylacza R1P (CD 0,99), najniższe dla rozpylacza R1C4 (CD = 0,65). W tabeli 6.2 zestawiono średnie wartości współczynnika wypływu dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej w zakresie przepływu turbulentnego wody w zależności od kształtu otworu wylotowego oraz liczby króćców wlotowych. Rys Zależność C D od Re C dla rozpylacza wirowego o cylindrycznej komorze wirowej z jednym i dwoma króćcami wlotowymi dla rozpylania wody Tabela 6.2. Średnie wartości współczynnika wypływu dla rozpylania wody w zakresie przepływu turbulentnego dla różnych profili otworu wylotowego Profil otworu wylotowego l 0/d 0 Rozpylacz z jednym króćcem wlotowym Rozpylacz z dwoma króćcami wlotowymi Błąd C1 4,13 0,80 0,78 ±6% C2 2,84 0,75 0,77 ±5% C3 2,04 0,80 0,78 ±6% C4 1,57 0,65 0,78 ±7% C5 1,01 0,82 0,79 ±5% SC 0,96 0,76 0,81 ±5% LC 0,84 0,80 0,74 ±6% P 0,99 0,99 0,92 ±5% DP 1,01 0,78 0,81 ±5% 113

114 Na podstawie wyników badań wykazano znaczący wpływ wysokości komory wirowej rozpylacza na opory przepływu i współczynnik wypływu. Na rysunku 6.12 przedstawiono zależność spadków ciśnienia od liczby Reynoldsa dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej. Zwiększenie wysokości komory wirowej skutkowało zwiększeniem wartości spadków ciśnienia. Największe wartości uzyskano dla komory o wysokości HS = 0,08 m, natomiast najmniejsze dla HS = 0,02 m. Rys Zależność spadków ciśnienia od liczby Reynoldsa dla rozpylaczy o różnej wysokości cylindrycznej komorze wirowej w przypadku rozpylania wody Na rysunku 6.13 przedstawiono przykładową zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa dla wody rozpylanej przy użyciu rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej. Porównano rozpylacze o nachyleniu króćca wlotowego w stosunku do osi rozpylacza pod kątem 90 i 60. Większe wartości współczynnika wypływu w zakresie przepływu turbulentnego uzyskano dla rozpylaczy o nachyleniu króćca wlotowego pod kątem 90, co jest zgodne z doniesieniami przedstawionymi przez Guangchao i współpracowników (2007). Wartości współczynnika wypływu dla poszczególnych konstrukcji rozpylaczy wirowych oscylowały między wartościami 0,35 a 0,45. Najmniejsze wartości współczynnika wypływu uzyskano 114

115 dla rozpylacza RSK5, największe dla rozpylacza RSP3. W tabeli 6.3 przedstawiono średnie wartości współczynnika wypływu dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej w zakresie przepływu turbulentnego wody. Rys Zależność C D od Re C dla rozpylacza wirowego o stożkowej komorze wirowej i o różnym sposobie umiejscowienia króćca wlotowego dla rozpylania wody Tabela 6.3. Średnie wartości współczynnika wypływu dla rozpylania wody w zakresie przepływu turbulentnego dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej Rozpylacz C D Błąd RSP1 0,27 ±5% RSP2 0,28 ±5% RSP3 0,31 ±5% RSP4 0,30 ±5% RSK1 0,23 ±5% RSK2 0,27 ±5% RSK3 0,25 ±5% RSK4 0,21 ±6% RSK5 0,19 ±6% RSK6 0,27 ±5% RSK7 0,26 ±5% RSK8 0,26 ±5% Na rysunku 6.14 porównano wartości współczynnika wypływu dla rozpylacza wirowego o różnej wysokości komory wirowej. Początkowo, gdy wartości współczynnika wypływu wzrastają wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa, 115

116 niezauważalne są różnice ze względu na wysokość komory. Kiedy wartości współczynnika wypływu stabilizują się, można dostrzec, że największe wartości uzyskuje się dla największej średnicy, natomiast najmniejsze dla najmniejszej średnicy. Może to być spowodowane wprawianiem cieczy wypełniającej komorę wirową w ruch obrotowy przez ciecz, która aktywnie płynie przez rozpylacz, w przypadku wysokich komór wirowych. Efektem tego jest zmniejszenie się momentu pędu, czemu towarzyszy zwiększenie wartości współczynnika wypływu. Rys Zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa dla rozpylaczy o różnej wysokości stożkowej komory wirowej w przypadku rozpylania wody Na rysunku 6.15 porównano wartości współczynnika wypływu dla różnych średnic komory wirowej. Analogicznie, jak w przypadku różnych wysokości komory, przy mniejszych wartościach liczby Reynoldsa krzywe dla obu średnic nakładają się na siebie. Przy liczbie Reynoldsa około 1000 widoczna jest znaczna różnica dla średnicy Ds = 0,04 m uzyskuje się większe wartości współczynnika wypływu niż dla średnicy Ds = 0,02 m. Może to być związane z szybkością 116

117 tworzenia się wiru wewnątrz komory wirowej. W przypadku komory o większej średnicy wir tworzy się wolniej niż w przypadku mniejszej średnicy. Rys Zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa dla rozpylaczy o różnej średnicy stożkowej komory wirowej w przypadku rozpylania wody Rys Zależność C D od liczby Reynoldsa dla badanych cieczy dla rozpylacza R1C2 Na rysunkach 6.16 i 6.17 porównano wartości współczynnika wypływu uzyskane dla różnych cieczy newtonowskich i nienewtonowskich w funkcji liczby Reynoldsa. Na rysunku 6.16 przedstawiono przykładową zależność dla rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej R1C2. W zakresie przepływu laminarnego 117

118 wartości współczynnika wypływu wzrastały wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa, natomiast w zakresie przepływu turbulentnego (ReC > 3000) wartości stabilizują się i utrzymują niemal na stałym poziomie (CD 0,8) (przepływ turbulentny). Dane doświadczalne porównano z wartościami współczynnika wypływu obliczonymi z równań korelacyjnych dla paliw zaproponowanych przez Lee i współpracowników (2010). Równania te są słuszne jedynie w wąskim zakresie liczby Reynoldsa i dają zaniżone wartości współczynnika wypływu w porównaniu do danych doświadczalnych. Jest to zgodne z danymi uzyskanymi przez Bohra (2004), który również otrzymał niższe wyniki w porównaniu do danych literaturowych. Te rozbieżności mogą wynikać z różnicy w konstrukcji badanych rozpylaczy. Rys Zależność C D od liczby Reynoldsa dla badanych cieczy dla rozpylacza RSP4 Na rysunku 6.17 przedstawiono przykładową zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa dla rozpylacza o stożkowej komorze wirowej (RSP4). Podobnie jak w przypadku rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej wartości współczynnika wypływu wzrastają wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa aż do osiągnięcia wartości maksymalnej, a następnie stabilizują się. Wartości CD uzyskane dla rozpylacza o stożkowej komorze wirowej w zakresie przepływu turbulentnego są niższe (wartości oscylowały od 0,3 do 0,45) niż dla rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej. Uzyskane wyniki porównano z wartościami współczynnika wypływu obliczonymi na podstawie równań korelacyjnych zaproponowanych przez 118

119 Jonesa (1982) oraz Rizka i Lefebvre (1985) dla rozpylaczy wirowych, które uwzględniają wpływ geometrii rozpylacza. Równania te są najczęściej wykorzystywane do porównywania wartości współczynnika wypływu uzyskiwanych eksperymentalnie (Datta i Soom, 2010). Wartości współczynnika wypływu obliczone z tych równań są niższe w porównaniu do uzyskanych wyników badań eksperymentalnych. Może to wynikać z tego, że nie uwzględniają one wszystkich parametrów geometrycznych rozpylacza wirowego. Porównanie wartości CD dla rozpylaczy o cylindrycznej i stożkowej komorze wirowej w funkcji liczby Reynoldsa przedstawiono na rys Rozpylacze R1C5 i RSP4 cechowały się zbliżoną konstrukcją. Wpływ kształtu komory wirowej wydaje się znaczący, ponieważ różnica wartości współczynników wypływu pomiędzy tymi rozpylaczami się wyraźna (CD,tur 0,85 dla rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej i CD,tur 0,38 dla rozpylacza o stożkowej komorze wirowej). W tym samym zakresie liczby Reynoldsa od 600 do wartości CD dla rozpylacza R1C5 utrzymują się na praktycznie stałym poziomie, natomiast dla rozpylacza RSP4 wartości CD wzrastają wraz ze wzrostem liczby Reynoldsa aż do uzyskania wartości maksymalnej. W oparciu o równanie (4.31) zaproponowano równania korelacyjne uwzględniające rzeczywiste warunki procesowe, a także wpływ wysokości komory wirowej rozpylacza. Dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej oraz z cylindrycznymi, stożkowymi i profilowanymi otworami wylotowymi, zaproponowano równanie o postaci: d 1 0 1,15 0,08 0,33 3 0,16 0,88 l d Re DS d s C 0,03 2 (6.1) D C d 0 DS w C D, tur H S gdzie CD,tur oznacza współczynnik wypływu dla przepływu turbulentnego wody. Równanie to jest słuszne w zakresie liczy Reynoldsa od 7 do 36708, dla stosunku l0/d0 z zakresu od 0,84 do 4,13, dla średnicy otworu wylotowego od 0,0024 m do 0,00275 m, dla średnicy komory wirowej równej DS = 0,02 m, dla wysokości komory wirowej od 0,02 m do 0,08 m oraz w zakresie lepkości przy ścinaniu od 0,001 [Pa s] do 0,124 [Pa s]. 0,2 119

120 a) b) Rys Zależność współczynnika wypływu od liczby Reynoldsa w przypadku rozpylania wody: a) rozpylacz o cylindrycznej komorze wirowej (R1C5), b) rozpylacz o stożkowej komorze wirowej (RSC4) 120

121 121 Dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej oraz prostopadłym i kątowym usytuowaniu króćca wlotowego zaproponowano następujące równanie na współczynnik wypływu: 0,16 0 0,33, 0 3 0,33 0,08 0 1, ,45 0, Re S kor D S w s S C D H d C D d D d d l C (6.2) Równanie to jest słuszne w zakresie wartości liczby Reynoldsa od 8 do 21230, dla stosunku l0/d0 z zakresu od 0,5 do 1,0, dla średnicy otworu wylotowego równej d0 = 0,0025 m, dla średnicy komory wirowej z zakresu od 0,02 m do 0,04 m, dla wysokości komory wirowej od 0,015 m do 0,025 m oraz w zakresie lepkości przy ścinaniu od 0,001 [Pa s] do 0,107 [Pa s]. Rys Porównanie danych obliczonych z równania korelacyjnego (6.1) z danymi eksperymentalnymi dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej Na rysunkach 6.19 i 6.20 przedstawiono porównanie wartości współczynnika wypływu obliczonych kolejno z równania (6.1) dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej oraz z równania (6.2) dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej z danymi eksperymentalnymi. Maksymalna odchyłka pomiarów nie

122 przekracza ±20% w przypadku rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej i ±30% w przypadku rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej. Rys Porównanie danych obliczonych z równania korelacyjnego (6.2) z danymi eksperymentalnymi dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej 6.3. Analiza kąta rozpylania Kąty rozpylania określano wykorzystując metodę fotograficzną. Przy ustalonych warunkach przepływu wykonywano serie zdjęć, na podstawie których w programie Image-Pro Plus mierzono kąty rozpylania. Obraz rozpylanej strugi cieczy rejestrowano w czasie 1/10 s. Dokładność pomiaru kąta rozpylania wynosiła ± 4. Szczegółowy opis sposobu pomiaru przedstawiono w rozdziale 5.2. Na rysunku 6.21 przedstawiono przykładowe charakterystyczne etapy rozpylania dla 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza wirowego z kątowym wprowadzeniem cieczy RSK3. Przy małej wartości prędkości przepływu obserwuje się zwartą strugę, od której odrywają się pojedyncze krople. Jest to tzw. faza zakrzywionego ołówka (rys. 6.21a). Kolejną charakterystyczną fazą jest faza cebuli, kiedy wraz ze wzrostem prędkości przepływu cieczy tworzy się błona cieczy i pojawiają się przewężenia strugi (rys. 6.21b). Dalszy wzrost prędkości przepływu prowadzi do powstania tzw. fazy tulipana, kiedy tworzy się stożek sprayu, 122

123 jednak nie jest on jeszcze w pełni rozwinięty (rys. 6.21c). Ostatnim etapem jest uzyskanie właściwego rozpylenia (rys. 6.21d) następuje pełne rozwinięcie stożka sprayu. a) b) c) d) Rys Charakterystyczne struktury rozpylonej cieczy w rozpylaczu o stożkowej komorze wirowej RSK3 w zależności od prędkości przepływu: a) w C = 1,13 m/s, b) w C = 2,26 m/s, c) w C = 4,25 m/s, d) w C = 7,25 m/s Na rysunkach przedstawiono wizualizację kąta rozpylania dla rozpylaczy wirowych o różnej konstrukcji oraz różnej lepkości w zależności od prędkości przepływu. W przypadku rozpylaczy wirowych o cylindrycznej komorze wirowej kąt rozpylania wzrasta wraz ze wzrostem prędkości przepływu aż do uzyskania stałej wartości (Datta i Som, 2000). Długość zwartej strugi zmniejsza się i następuje jej rozpad na coraz mniejsze krople. Widoczny jest także wpływ kształtu otworu wylotowego na proces rozpadu strugi. Porównując rozpylacze cylindryczne o różnym stosunku długości do średnicy otworu wylotowego w podobnych 123

124 warunkach przepływu wykazano, że zmniejszenie stosunku l0/d0 wpływa korzystnie na rozpad strugi cieczy. Większe kąty rozpylania uzyskuje się przy zastosowaniu rozpylacza R1C5 w porównaniu do rozpylacza R1C2. Korzystny wpływ na rozwój kąta rozpylania ma zastosowanie stożkowego i profilowanego kształtu otworu wylotowego. Przy zbliżonej prędkości przepływu dla rozpylaczy R1LC i R1P uzyskuje się większe kąty rozpylania niż dla rozpylaczy R1C2 i R1C5. Kąty uzyskiwane dla rozpylaczy o stożkowym i profilowanym otworze wylotowym są bardzo zbliżone, co może wynikać z podobieństwa ich kształtu. W większości przypadków największe kąty rozpylania uzyskuje się dla rozpylaczy o stożkowych otworach wylotowych. Dostrzegalny jest również wpływ lepkości na proces rozpadu strugi. W przypadku 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny rozpad strugi następował wolniej w porównaniu do 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny. Jest to zgodne z wcześniejszymi doniesieniami literaturowymi (Wang i Lefebvre, 1986; Wang i współpracownicy, 2010; Yao i współpracownicy, 2012; Basaak i współpracownicy, 2013). Rys Przykładowe obrazy rozpylania 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1C2 przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 5,91 [m/s], b) w C = 7,39 [m/s], c) w C = 8,87 [m/s], d) w C = 10,34 [m/s], e) w C = 11,82 [m/s], f) w C = 13,30 [m/s], g) w C = 14,78 [m/s] 124

125 Rys Przykładowe obrazy rozpylania 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1C5 przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 6,03 [m/s], b) w C = 7,54 [m/s], c) w C = 9,05 [m/s], d) w C = 10,56 [m/s], e) w C = 12,07 [m/s], f) w C = 13,57 [m/s], g) w C = 15,08 [m/s] Rys Przykładowe obrazy rozpylania 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1LC przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 4,68 [m/s], b) w C = 5,85 [m/s], c) w C = 7,02 [m/s], d) w C = 8,19 [m/s], e) w C = 9,36 [m/s], f) w C = 10,53 [m/s], g) w C = 11,70 [m/s] Rys Przykładowe obrazy rozpylania 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1P przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 6,00 [m/s], b) w C = 7,50 [m/s], c) w C = 9,00 [m/s], d) w C = 10,50 [m/s], e) w C = 12,00 [m/s], f) w C = 13,50 [m/s], g) w C = 15,00 [m/s] 125

126 Na rysunku 6.22 przedstawiono przykładowe zmiany kąta rozpylania w zależności od prędkości przepływu 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny dla rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej z jednym króćcem wlotowym i o cylindrycznym otworze wylotowym R1C2 (l0/d0 = 2,84). Kąt rozpylania wzrastał wraz ze zwiększeniem prędkości przepływu. Wizualizacja i analiza wartości kąta rozpylania uzyskanych przy różnych wartościach prędkości przepływu wykazały, że, gdy prędkość przepływu jest mała, rozpylenie jest niewielkie lub uzyskuje się zwartą strugę cieczy. Na rysunku 6.23 przedstawiono zmiany kąta rozpylania w zależności od prędkości przepływu 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny dla rozpylacza z jednym króćcem wlotowym i o cylindrycznym otworze wylotowym R1C5 (l0/d0 = 1,01). Pomimo rozpylania tej samej cieczy w zbliżonych warunkach przepływowych w przypadku zastosowania rozpylacza R1C5 uzyskano większe kąty rozpylania w porównaniu do wartości kątów uzyskanych z wykorzystaniem rozpylacza R1C2. Jeszcze większe kąty rozpylania, pomimo rozpylania tej samej cieczy, uzyskano przy zastosowaniu rozpylaczy o stożkowym otworze wylotowym R1LC (rys. 6.24), a największe dla rozpylacza o profilowanym otworze wylotowym R1P (rys. 6.25). Na rysunkach przedstawiono przykładowe zmiany kąta rozpylania w zależności od prędkości przepływu 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny odpowiednio dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej R1C2, R1C5, R1LC i R1P. Dla wszystkich analizowanych konstrukcji rozpylacza w przypadku rozpylania 70-procentowego wodnego uzyskano mniejsze kąty rozpylania w porównaniu z wartościami kątów uzyskanymi dla 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny. Największe kąty rozpylania uzyskano dla rozpylacza o stożkowym otworze wylotowym. Były one nieznacznie mniejsze dla profilowanych otworów wylotowych. Najmniejsze kąty rozpylania otrzymano dla rozpylaczy o cylindrycznych otworach wylotowych. Podobnie, jak w przypadku 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny, mniejsze wartości kąta rozpylania występowały przy zastosowaniu rozpylacza R1C5 (mniejsza wartość stosunku l0/d0 ). 126

127 Rys Przykładowe obrazy rozpylania 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1C2 przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 5,91 [m/s], b) w C = 7,39 [m/s], c) w C = 8,87 [m/s], d) w C = 10,34 [m/s], e) w C = 11,82 [m/s], f) w C = 13,30 [m/s], g) w C = 14,78 [m/s] Rys Przykładowe obrazy rozpylania 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1C5 przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 6,03 [m/s], b) w C = 7,54 [m/s], c) w C = 9,05 [m/s], d) w C = 10,56 [m/s], e) w C = 12,07 [m/s], f) w C = 13,57 [m/s], g) w C = 15,08 [m/s] Rys Przykładowe obrazy rozpylania 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1LC przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 4,68 [m/s], b) w C = 5,85 [m/s], c) w C = 7,02 [m/s], d) w C = 8,19 [m/s], e) w C = 9,36 [m/s], f) w C = 10,53 [m/s], g) w C = 11,70 [m/s] 127

128 Rys Przykładowe obrazy rozpylania 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza R1P przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 6,00 [m/s], b) w C = 7,50 [m/s], c) w C = 9,00 [m/s], d) w C = 10,50 [m/s], e) w C = 12,00 [m/s], f) w C = 13,50 [m/s], g) w C = 15,00 [m/s] Rys Przykładowe obrazy rozpylania 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza wirowego o stożkowej komorze wirowej przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 1,70 [m/s], RSP1, b) w C = 2,26 [m/s], RSP1, c) w C = 2,83 [m/s], RSP1, d) w C = 4,25 [m/s], RSP1,e) w C = 5,66 [m/s], RSP1, f) w C = 1,70 [m/s], RSK1, g) w C = 2,26 [m/s], RSK1, h) w C = 2,83 [m/s], RSK1, i) w C = 4,25 [m/s], RSK1, j) w C = 5,66 [m/s], RSK1, k) w C = 1,70 [m/s], RSK5, l) w C = 2,26 [m/s], RSK5, m) w C = 2,83 [m/s], RSK5, n) w C = 4,25 [m/s], RSK5, o) w C = 5,66 [m/s], RSK5 128

129 Na rysunku 6.30 przedstawiono przykładowe obrazy rozpylanej strugi w zależności od prędkości przepływu 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny. Porównano kąty rozpylania uzyskane z wykorzystaniem rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej różniących się sposobem umiejscowienia króćca wlotowego cieczy (w stosunku do osi rozpylacza) oraz średnicą komory wirowej. Generalnie wartości kąta rozpylania wzrastały wraz ze wzrostem prędkości przepływu. Jedynie dla rozpylacza RSK5 zaobserwowano zmniejszenie się kąta rozpylania po osiągnięciu maksymalnej wartości. Największe wartości kąta rozpylania, spośród omawianych konstrukcji, uzyskano dla rozpylacza posiadającego króciec wlotowy usytuowany pod kątem 60 i o średnicy DS = 0,02 m (RSK1). Mniejsze wartości kąta rozpylania otrzymano, kiedy króciec wlotowy nachylony był pod kątem 90 (RSP1), a wszystkie inne wymiary rozpylacza były takie jak w przypadku rozpylacza RSK1. Również mniejsze wartości kąta rozpylania, w porównaniu z rozpylaczem RSK1, uzyskano dla rozpylacza RSK5, który posiadał większą średnicę (DS = 0,04 m). Spośród analizowanych rozpylaczy najmniejszymi kątami rozpylania cechował się rozpylacz RSK5. Na rysunku 6.31 przedstawiono przykładowe obrazy rozpylanej strugi w zależności od prędkości przepływu 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny. Zmiany kąta rozpylania przedstawiono dla tych samych konstrukcji, co w przypadku rozpylania 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny (RSP1, RSK1, RSK5). Najmniejsze kąty rozpylania zaobserwowano, podobnie jak dla 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny, przy zastosowaniu rozpylacza RSK5. Wartości kątów rozpylania otrzymane w wyniku rozpylania w rozpylaczach RSP1 i RSK1 były zbliżone, z tym, że dla rozpylacza RSK1 zaobserwowano zmniejszenie się kąta rozpylania dla największej prędkości przepływu. Wpływ lepkości cieczy (zwiększenia stężenia gliceryny w wodnym roztworze) najbardziej zauważalny jest w przypadku rozpylacza RSK5 mniejsze kąty rozpylania uzyskane podczas rozpylania 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny w porównaniu do 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny. W przypadku pozostałych rozpylaczy gorszy rozpad strugi zauważalny jest zwłaszcza przy małych prędkościach przepływu. 129

130 Rys Przykładowe obrazy rozpylania 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny z wykorzystaniem rozpylacza wirowego o stożkowej komorze wirowej przy różnej wartości prędkości przepływu cieczy: a) w C = 2,26 [m/s], RSP1, b) w C = 2,83 [m/s], RSP1, c) w C = 4,25 [m/s], RSP1, d) w C = 5,66 [m/s], RSP1, e) w C = 2,26 [m/s], RSK1, f) w C = 2,83 [m/s], RSK1, g) w C = 4,25 [m/s], RSK1, h) w C = 5,66 [m/s], RSK1, i) w C = 2,26 [m/s], RSK5, j) w C = 2,83 [m/s], RSK5, k) w C = 4,25 [m/s], RSK5, l) w C = 5,66 [m/s], RSK5 Na rysunku 6.32 przedstawiono zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej i różnym kształcie otworu wylotowego. Kąt rozpylania wzrasta wraz ze wzrostem prędkości przepływu dla wszystkich analizowanych konstrukcji. Najwyższe wartości kąta rozpylania uzyskano dla rozpylacza z końcówką LC, P i DP. Generalnie najmniejsze wartości kąta rozpylania otrzymano dla rozpylaczy o cylindrycznych kształtach króćców wylotowych, jednak wartości te różniły się w zależności od stosunku długości do średnicy otworu wylotowego. Spośród rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej, najlepszy rozpad strugi występował przy użyciu rozpylacza R1C4. Najmniejsze kąty 130

131 rozpylania uzyskano dla rozpylacza R1C5, tylko niewiele większe kolejno dla rozpylaczy R1C3, R1C1, R1C2. Rys Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej i o różnym kształcie otworu wylotowego Na rysunku 6.33 porównano wartości kątów uzyskanych z wykorzystaniem rozpylacza wirowego o cylindrycznej komorze wirowej z jednym i dwoma króćcami wlotowymi dla rozpylania wody. Bez względu na zastosowany kształt otworu wylotowego, zawsze wyższe wartości kątów uzyskiwano dla rozpylacza z jednym króćcem wlotowym. W niektórych przypadkach kąt rozpylania dla rozpylacza z jednym króćcem wlotowym był około dwukrotnie większy w porównaniu do rozpylacza z dwoma króćcami wlotowymi. Może to być spowodowane zjawiskami towarzyszącymi wlotowi cieczy do komory wirowej oraz samym przepływem cieczy wewnątrz komory (Orzechowski i Prywer, 1991; Broniarz-Press i współpracownicy, 2014). W przypadku rozpylaczy wirowych o stożkowej komorze wirowej porównano kąty rozpylania dla rozpylaczy o prostopadłym i kątowym sposobie wprowadzania cieczy oraz różniących się średnicą komory wirowej (rys i 6.35). Obserwacje sugerują, że dla rozpylaczy różniących się wyłącznie sposobem umiejscowienia króćca wlotowego większe kąty uzyskuje się w przypadku nachylenia króćca wlotowego pod kątem 60 w stosunku do osi rozpylacza. Największe kąty rozpylania uzyskano dla rozpylacza RSK1, natomiast najmniejsze dla rozpylacza RSP3. Dla rozpylaczy o kątowym sposobie wprowadzenia cieczy, ale różniących się średnicą 131

132 komory wirowej, większe kąty rozpylania otrzymano dla mniejszej średnicy (RSK1, RSK2, RSK3, RSK4). W tym przypadku największe kąty rozpylania ponownie uzyskano dla rozpylacza RSK1, zaś najmniejsze dla rozpylacza RSK5. Rys Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej z jednym i dwoma króćcami wlotowymi Rys Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o prostopadłym i kątowym w stosunku do osi rozpylacza wprowadzeniu cieczy 132

133 Rys Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy wirowych o różnej średnicy komory stożkowej Rozpylacze o stożkowej komorze wirowej, w odróżnieniu od rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej, charakteryzują się w przypadku niektórych konstrukcji początkowym wzrostem kąta rozpylania aż do uzyskania wartości maksymalnej, a następnie jego spadkiem wraz ze wzrostem prędkości przepływu cieczy, co może wynikać ze zjawiska kontrakcji strugi w wyniku osiągnięcia wysokich ciśnień (Lefebvre, 1989). Na rysunkach przedstawiono zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu dla cieczy newtonowskich o różnej lepkości. Rysunek 6.36 przedstawia przykładową zależność dla rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej z cylindrycznym otworem wylotowym (R1C2), natomiast rys obrazuje zależność dla rozpylacza o stożkowej komorze wirowej (RSP4). Konstrukcje rozpylaczy, pomijając kształt komory wirowej, są zbliżone do siebie. Dla obydwu typów rozpylaczy zaobserwowano zmniejszenie wartości kąta rozpylania wraz ze wzrostem lepkości cieczy. Najwyższe kąty rozpylania uzyskano dla wody, natomiast najmniejsze dla 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny. Warto w tym miejscu nadmienić, że rozpadu cieczy o wyższym stężeniu procentowym gliceryny, zwłaszcza w przypadku rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej, kąt rozpylania był znikomy lub w ogóle go nie obserwowano zwarta struga cieczy. Przy pewnej wartości lepkości zanika zawirowanie w rozpylaczu i ciecz wypływa całym przekrojem otworu wylotowego. W przypadku rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej największe uzyskane kąty były równe θ 43, natomiast dla stożkowej komory wirowej największe kąty wynosiły θ

134 Rys Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu dla cieczy o różnej lepkości dla rozpylacza R1C2 Rys Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu dla cieczy o różnej lepkości dla rozpylacza RSP4 Na rysunkach przedstawiono zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu dla cieczy nienewtonowskich (wodne roztwory soli sodowej karboksymetylocelulozy o różnych stężeniach). Wzrost stężenia polimeru w roztworze skutkował zmniejszeniem kąta rozpylania dla wszystkich przebadanych cieczy oraz dla wszystkich analizowanych rozpylaczy, co potwierdzają badania Broniarz-Press i współpracowników (2006). W tym przypadku największe kąty rozpylania uzyskano dla 0,1-procentowego wodnego roztworu soli sodowej 134

135 karboksymetylocelulozy, zaś najmniejsze kąty rozpylania obserwowano dla 0,4-procentowego wodnego roztworu Na-CMC. Rys Zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu dla rozpylacza RSP1 w przypadku rozpylania wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy Rys Zależność kąta rozpylania od liczby Reynoldsa dla rozpylacza RSK1 w przypadku rozpylania wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy 135

136 Rys Zależność kąta rozpylania od liczby Reynoldsa dla rozpylacza RSK5 w przypadku rozpylania wodnych roztworów soli sodowej karboksymetylocelulozy Na rysunku 6.41 przedstawiono zależność kąta rozpylania od prędkości przepływu wody dla rozpylacza o cylindrycznej i stożkowej komorze wirowej. Rozpylacze te charakteryzowały się zbliżoną konstrukcją. Zastosowanie stożkowej komory wirowej wyraźnie poprawia rozpylanie. Uzyskuje się większe kąty rozpylania niż w przypadku rozpylaczy wirowych z cylindryczną komorą wirową, co potwierdzają wyniki badań Broniarz-Press i współpracowników (2015). Największe kąty rozpylania w przypadku rozpylacza R1C5 były równe θ 37, natomiast w przypadku rozpylacza RSP4 uzyskano maksymalnie θ 75. Rys Porównanie wartości kąta rozpylania dla rozpylacza o cylindrycznej i stożkowej komorze wirowej 136

137 W oparciu o uzyskane wyniki badań zaproponowano równanie korelacyjne opisujące kąt rozpylania dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej posiadających jeden i dwa króćce wlotowe o postaci: 2,54 10 Re d 1,86 d 2 0, tg C (6.3) d p l0 DS H S 0,03 d 0,2 d Równanie to jest słuszne dla rozpylaczy z jednym i dwoma króćcami wlotowymi, w zakresie wartości liczby Reynoldsa od 7 do 36708, dla średnicy otworu wylotowego z zakresu od 0,0024 m do 0,00275 m, dla średnicy otworu wylotowego dp = 0,004 m, dla długości otworu wylotowego z zakresu od 0,0023 do 0,01 m, dla średnicy komory wirowej równej DS = 0,02 m oraz dla wysokości komory wirowej HS = 0,02 m. Dla rozpylaczy o stożkowej komorze wirowej oraz różnym nachyleniu króćca wlotowego zaproponowano równanie korelacyjne opisujące kąt rozpylania o postaci: A Re d 4,48 d 0,03 d 0, tg C (6.4) d p l0 DS H S 0,2 d gdzie A wynosi 5, dla króćca wlotowego umiejscowionego prostopadle, natomiast A jest równe 4, dla króćca wlotowego umiejscowionego pod kątem 60 w stosunku do osi rozpylacza. Równanie to jest słuszne dla rozpylaczy z jednym i dwoma króćcami wlotowymi, w zakresie liczy Reynoldsa od 8 do 21230, dla średnicy otworu wylotowego równej d0 = 0,0025 m, dla średnicy otworu wlotowego dp = 0,0025 m, dla długości króćca wlotowego od 0,00125 do 0,0025, dla średnicy komory wirowej z zakresu od 0,02 m do 0,04 m oraz dla wysokości komory wirowej od 0,015 m do 0,025 m. Na rysunku 6.42 przedstawiono porównanie danych obliczonych z równań korelacyjnych (6.3) i (6.4) z wartościami kąta rozpylania uzyskanymi doświadczalnie. Maksymalna odchyłka pomiarów wynosi ± 35%. 0,23 0,24 137

138 Rys Porównanie danych obliczonych z równań korelacyjnych (6.3) i (6.4) z danymi eksperymentalnymi 6.4. Analiza rozkładów średnic kropel Wielkości kropel uzyskano wykorzystując metodę fotograficzną odwróconego obiektywu umożliwiającą duże powiększenie obrazu. Przy ustalonych warunkach przepływu wykonywano serię zdjęć w odległości 20 cm od wylotu z rozpylacza. Obraz rozpylanej strugi cieczy rejestrowano w czasie 1/400 s. Uzyskane zdjęcia analizowano w programie Image-Pro Plus wykorzystując tryb automatyczny. Otrzymane wyniki eksportowano do programu Microsoft Excel w celu dokonania obliczeń. Na rysunkach przedstawiono przykładowe rozkłady liczbowe wielkości kropel uzyskane dla rozpylacza wirowego o stożkowej komorze wirowej i prostopadłym sposobie wprowadzenia cieczy przez króciec wlotowy. Histogramy wykonano dla wody i wodnych roztworów gliceryny o różnych stężeniach. Dla wody uzyskano najwęższy rozkład wielkości kropel z przeważającym udziałem kropel o średnicy do 0,2 mm. Największe średnice kropel nie przekraczały 1 mm. Wraz ze wzrostem lepkości cieczy zmniejszał się udział kropel o małych średnicach, 138

139 natomiast pojawiało się coraz więcej kropel o większych rozmiarach. Rozkład wielkości kropel stawał się coraz szerszy (przesunięcie rozkładu wielkości kropel w prawo). W przypadku 80-procentowego wodnego roztworu gliceryny udział kropel o najmniejszych średnicach nie przekraczał 20%, natomiast pojawiały się krople o średnicach do 4 mm. Uzyskane wyniki potwierdzają wcześniejsze doniesienia literaturowe (Broniarz-Press i współpracownicy, 2014). Rys Rozkład wielkości wody przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 Rys Rozkład wielkości kropel 50-procentowego wodnego roztworu gliceryny przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 139

140 Rys Rozkład wielkości kropel 65-procentowego wodnego roztworu gliceryny przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 Rys Rozkład wielkości kropel 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 140

141 Rys Rozkład wielkości kropel 80-procentowego wodnego roztworu gliceryny przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 Rys Rozkład wielkości kropel 0,1-procentowego wodnego roztworu karboksymetylocelulozy przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 141

142 Rys Rozkład wielkości kropel 0,2-procentowego wodnego roztworu karboksymetylocelulozy przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 Rys Rozkład wielkości kropel 0,3-procentowego wodnego roztworu karboksymetylocelulozy przy w C = 4,25 [m/s] dla rozpylacza RSP1 142

143 Na rysunkach przedstawiono przykładowe histogramy uzyskane dla cieczy nienewtonowskich rozrzedzanych ścinaniem (wodne roztwory soli sodowej karboksymetylocelulozy o różnych stężeniach) rozpylanych przy użyciu rozpylacza wirowego RSP1. Podobnie jak w przypadku cieczy newtonowskich, ze wzrostem stężenia polimeru w roztworze (i co się z tym wiąże zwiększającej lepkości cieczy), zaobserwowano zmniejszenie liczby powstających mniejszych kropel i przesunięcie rozkładu wielkości w prawą stronę. Przykładowo, w przypadku 0,1-procentowego wodnego roztworu soli sodowej karboksymetylocelulozy udział kropel o średnicach mniejszych niż 0,2 mm wynosił prawie 85%, a największa średnica kropli nie przekraczała 1 mm, natomiast już w przypadku 0,3-procentowego wodnego roztworu soli sodowej karboksymetylocelulozy udział kropel o najmniejszych średnicach nie przekraczał 40%, a największe uzyskane krople miały średnicę około 2,4 mm. Na rysunkach przedstawiono przykładowe rozkłady liczbowe wielkości kropel dla cieczy o zbliżonej wartości lepkości przy ścinaniu, natomiast różniących się lepkością wzdłużną. Porównanie przedstawiono dla rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej z profilowanym otworem wylotowym (R1P). Widoczne są różnice w rozkładzie wielkości kropel dla poszczególnych cieczy. W rozkładzie średnic kropel przedstawionym dla 65-procentowego wodnego roztworu gliceryny (ciecz o mniejszej lepkości wzdłużnej) dominują krople o małych średnicach (do 0,2 mm), występują także krople o średnich rozmiarach. W przypadku 59-procentowego wodnego roztworu gliceryny z dodatkiem 0,5% Rokrysolu WF1 natomiast zaobserwowano zwiększenie liczby krople o najmniejszych średnicach, zanik kropel o średnich rozmiarach i pojawienie się kropel o dużych rozmiarach. Zaobserwowane są zgodne z doniesieniami literaturowymi przedstawionymi przez Muna i współpracowników (1998) oraz Ochowiaka i współpracowników (2012). 143

144 Rys Rozkład wielkości kropel 65-procentowego wodnego roztworu gliceryny przy w C = 9 [m/s] dla rozpylacza R1P Rys Rozkład wielkości kropel 59-procentowego wodnego roztworu gliceryny z dodatkiem 0,5% Rokrysolu WF1 przy w C = 9 [m/s] dla rozpylacza R1P 6.5. Analiza średniej średnicy kropli Na rysunku 6.53 przedstawiono zależność średniej średnicy Sautera od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy o cylindrycznej komorze wirowej z jednym i z dwoma króćcami wlotowymi oraz o różnych kształtach otworu wylotowego. Dla wszystkich analizowanych konstrukcji zaobserwowano zmniejszanie się SMD wraz ze wzrostem prędkości przepływu wody, jednak nie jest to zależność liniowa. Mniejsze krople (przy najwyższej prędkości przepływu wody) uzyskano dla rozpylaczy z jednym króćcem wlotowym w porównaniu do rozpylacza z dwoma króćcami wlotowymi. Najmniejsze średnie średnice kropel uzyskano dla rozpylacza z profilowanym otworem wylotowym i jednym króćcem wlotowym. 144

145 Rys Zależność SMD od prędkości przepływu wody dla rozpylaczy wirowych o jednym i dwóch króćcach wlotowych Rys Zależność SMD od prędkości przepływu cieczy dla rozpylaczy wirowych o prostopadłym i kątowym w stosunku do osi rozpylacza sposobie wprowadzenia cieczy 145

146 Także w sytuacji zastosowania rozpylaczy wirowych o stożkowej komorze wirowej zaobserwowano zmniejszenie średniej średnicy Sautera wraz ze wzrostem prędkości przepływu wody (rys. 6.54). Mniejsze średnice kropel uzyskano dla rozpylaczy z króćcem wlotowym nachylonym pod kątem 60 w porównaniu do rozpylaczy o prostopadłym (w stosunku do osi rozpylacza) sposobie wprowadzania cieczy. Najmniejsze wartości SMD otrzymano dla rozpylacza RSK1, natomiast największe dla rozpylacza RSP1. Na wartość średniej średnicy Sautera ma także wpływ średnica komory wirowej (rys. 6.55). W procesie rozpylania przy użyciu rozpylaczy o średnicy Ds = 0,04 m (RSK5-RSK8) uzyskano większe krople w porównania do rozpylaczy o średnicy Ds = 0,02 m (RSK1-RSK4). W tym przypadku najmniejsze wartości SMD otrzymano również dla rozpylacza RSK1, natomiast największe dla rozpylacza RSK6. Rys Zależność SMD od prędkości przepływu cieczy dla rozpylaczy o różnej średnicy stożkowej komory wirowej 146

147 Rys Zależność SMD od prędkości cieczy o różnej lepkości dla rozpylacza R1C2 Rys Porównanie wartości SMD dla rozpylaczy o cylindrycznej i stożkowej komorze wirowej 147

148 Na rysunku 6.56 przedstawiono przykładową zależność średniej średnicy Sautera od prędkości przepływu cieczy, różniących się lepkością, dla procesu rozpylania w rozpylaczu o cylindrycznej komorze wirowej. Wartość średniej średnicy Sautera wzrasta wraz ze wzrostem stężenia gliceryny w roztworze (lepkości cieczy). Najmniejsze wartości SMD uzyskano dla wody (SMDmin 0,8 mm), zaś największe dla 70-procentowego wodnego roztworu gliceryny (SMDmax 1 mm). Podobne rezultaty uzyskali Li i współpracownicy (2013) dla rozpylania cieczy o różnej lepkości w większej odległości od rozpylacza. Wartości SMD wzrastały ze wzrostem lepkości, a rozpad strugi cieczy był coraz trudniejszy. Na rysunku 6.57 przedstawiono przykładowe porównanie średniej średnicy Sautera dla rozpylaczy o cylindrycznej i stożkowej komorze wirowej, które charakteryzowały się zbliżoną geometrią. W przypadku rozpylacza o cylindrycznej komorze wirowej (R1C5) uzyskano większe wartości SMD w porównaniu do rozpylacza o stożkowej komorze wirowej (RSP4). Zatem zastosowanie rozpylacza o stożkowej komorze wirowej wpływa korzystnie na proces rozpylania. a) b) Rys Obrazy rozpadu strugi: a) cieczy o stosunkowo dużej lepkości przy ścinaniu, b) cieczy o stosunkowo dużej lepkości wzdłużnej Struktury rozpylania cieczy o małej i znacznej lepkości wzdłużnej cieczy różnią się od siebie (rys. 6.58). Różnice te mogą w istotny sposób wpływać na wartość 148