La présente invention a pour objet un ajutage de pulvérisation assurant, en amont de l'orifice, un écoulement en spirale logarithmique et comprenant une chambre de tourbillonnement dont au moins une partie est curviligne.
On sait que des ajutages de pulvérisation du type utilisant un écoulement en spirale logarithmique ou autre pour le fluide sont déjà connus: en particulier, le brevet britannique N" 760972 couvre un ajutage assurant des conditions d'écoulement optimales produites par la formation d'un courant en spirale logarithmique et, par suite, un rendement maximal de l'ajutage de pulvérisation uniquement grâce au réglage des deux cotes principales de l'ajutage; autrement dit, le rendement dépend à peu prés exclusivement de ces deux cotes. Ces deux cotes sont: la largeur à l'entrée et le rayon maximal de la chambre de tourbillonnement, c'est-àdire la chambre dans laquelle se forme le flux s'écoulant suivant une spirale logarithmique.
Ce brevet britannique indique qu'un rapport entre la largeur à l'entrée et le rayon maximal doit être maintenu dans la chambre de tourbillonnement à une valeur qui ne dépasse pas 2/9. Cependant, il a été constaté que ceci n'est pas vrai pour tous les cas et, au contraire, des rapports critiques entre au moins six paramétres définissant l'ajutage ont une importance déterminante pour l'obtention d'un ajutage efficace. De plus, il a été constaté que les ajutages existants du type général mentionné ci-dessus ne permettent pas, à beaucoup de points de vue, d'établir un dessin mécanique convenable où les paramètres définissant l'ajutage puissent être modifiés facilement par un remplacement des éléments de l'ajutage, tout en maintenant certains rapports déterminés à l'avance entre ces éléments tels que l'alignement de l'orifice de sortie sur l'axe de la chambre de tourbillonnement.
Suivant l'invention, I'ajutage de pulvérisation est caractérisé par le fait qu'il comporte un corps présentant un conduit d'entrée recevant le fluide à pulvériser et un alésage, un élément présentant un orifice de sortie communiquant avec la chambre de tourbillonnement, dont l'entrée tangentielle communique avec ledit alésage, les rapports des paramètres suivants étant compris dans les gammes indiquées ci-dessous:
:
EMI1.1
où kl à k5 sont des nombres réels positifs constants et
où k4 est inférieur à kl, k2, k3, k5
k5 est inférieur à kl, k2, k3
kl est inférieur à k2 et k3 et
k3 est inférieur à k2
tandis que
D désigne le diamètre de sortie de l'élément à orifice;
L désigne l'épaisseur de l'élément à orifice au droit de la sortie;
R désigne le rayon maximal de la chambre de tourbillonnement et
S désigne l'épaisseur de la nervure formée par la paroi intérieure
de la chambre de tourbillonnement à l'entrée de ladite
chambre.
Sur les dessins ci-joints donnés à titre d'exemple pour mieux
faire comprendre l'invention:
La fig. 1 est une coupe longitudinale passant par le centre
d'une première forme d'exécution d'un ajutage de pulvérisation pris à titre d'exemple.
La fig. 2 est une vue par-dessus de la chambre de tourbillonne
ment représentée en fig. 1, la paroi de cette chambre présentant la
forme d'une spirale logarithmique suivant la ligne 4-4 de la fig. 2.
La fig. 3 est une coupe longitudinale suivant la ligne 3-3 de la fig. 2.
La fig. 4 est une coupe suivant la ligne 4-4 de la fig. 2.
La fig. 5 est une vue par-dessus de la plaque présentant l'orifice de sortie.
La fig. 6 est une coupe de cette plaque suivant la ligne 6-6 de lafig. 5.
La fig. 7 est une coupe longitudinale traversant le centre d'un
ajutage de pulvérisation pour injection de combustible.
La fig. 8 est une coupe suivant la ligne 8-8 de la fig. 7.
La fig. 9 est une coupe suivant la ligne 9-9 de la fig. 7.
La fig. 10 est une vue par-dessus de l'ajutage de la fig. 7.
La fig. 11 est une vue en plan de l'ajutage de la fig. 7.
La fig. 12 est une coupe longitudinale traversant le centre de l'ajutage servant à l'injection de combustible dans une turbine à gaz.
La fig. 13 est une vue en bout de l'ajutage suivant la fig. 12.
La fig. 14 en est une vue partielle en élévation.
La fig. 15 est une coupe longitudinale passant par l'axe d'une variante de l'ajutage destiné à injecter du combustible dans une turbine à gaz.
La fig. 16 est une coupe longitudinale passant par l'axe d'une autre forme d'exécution d'un ajutage injectant un combustible dans une turbine à gaz.
La fig. 17 est une vue en coupe d'une modification de la plaque comportant l'orifice de sortie
La fig. 18 est une coupe d'une modification de la chambre de tourbillonnement.
Revenant à la fig. 1, I'ajutage de pulvérisation qui y est représenté comprend un logement 1 de forme cylindrique à gradins, présentant un filetage mâle 5 le long de sa partie extérieure de diamètre maximal. L'extrémité ouverte au sommet du logement 1 présente un alésage 6 dans lequel se place le corps 2 de la chambre de tourbillonnement comportant un fond 12 et entourant la chambre 9, ce corps étant associé à une plaque 3 présentant l'orifice de sortie. L'extrémité inférieure du logement 1 présente un alésage longitudinal 7 d'entrée disposé coaxialement par rapport à l'axe longitudinal A-A du corps 2 de la chambre de tourbillonnement, cet alésage comportant un filetage femelle 8 et par lequel on peut introduire le liquide à pulvériser.
Le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque 3 comportant l'orifice de sortie sont montés à frottement dur dans l'alésage 6, de manière à empêcher toute fuite le long de la paroi de cet alésage. Comme on le voit, les deux pièces peuvent être retirées facilement de l'alésage 6 lorsqu'on veut les remplacer. La plaque 3 comporte un orifice de sortie 10 et le corps 2 entoure la chambre 9, cette chambre 9 et cet orifice de sortie étant tous les deux disposés coaxialement par rapport à l'axe longitudinal A-A du corps 2. Etant donné que l'alésage 6 sert de gabarit pour l'alésage périphérique et pour les diamètres périphériques du corps 2 de la chambre de tourbillonnement et de la plaque à orifice 3, cette disposition est importante pour permettre le remplacement des pièces 2 et 3 susceptibles d'être montées sans difficultés dans le logement quelles qu'elles soient.
Ces remplacements sont nécessaires chaque fois que les pièces ont été usées ou endommagées par une utilisation prolongée ou qu'il faut les remplacer pour se conformer à des conditions de fonctionnement différentes.
Le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque à orifice 3 sont maintenus énergiquement à l'intérieur de l'alésage 6 du logement par un capuchon fileté 4 qui repousse la surface supérieure de la plaque 3 en empêchant ainsi toute fuite de fluide provenant du corps de la chambre. On peut également sceller le capuchon sur la paroi supérieure du corps 2 pour empêcher toute fuite. La paroi intérieure du capuchon 4 présente un filetage femelle Sa susceptible de venir en prise avec le filetage mâle 5 du logement 1.
Le liquide provenant d'un conduit d'alimentation non représenté en passant par l'alésage d'entrée 7 pénètre par l'entrée 13 (fig. 2), disposée tangentiellement par rapport à la paroi extérieure de la chambre de tourbillonnement 9. Le liquide est amené à circuler dans la chambre à peu près suivant une spirale logarithmique pour sortir par l'orifice de sortie sous forme d'un cône creux (fig. 1). L'enveloppe conique à paroi mince, symétrique par rapport à l'axe, formée par le liquide évacué le long du bord extérieur de l'orifice de sortie, se déchire en très fines gouttelettes sous l'action de la force centrifuge du fluide en écoulement.
Sur la fig. 2, on a représenté le corps 2 de la chambre de tourbillonnement en vue par-dessus et le trajet de l'écoulement du fluide pénétrant dans cette entrée tangentielle 13 est indiqué par une flèche. Comme on le voit sur la fig. 4 qui est une coupe suivant la ligne 4-4 de la fig. 2, le liquide monte par la partie découpée 12a ménagée dans le fond 12; après quoi, son épaisseur étant réduite, il pénètre dans l'intérieur au-dessus du fond 12 suivant une trajectoire horizontale. La fig. 3 est une coupe suivant la ligne 3-3 de la fig. 2.
On voit sur les fig. 2 et 3 quatre paramètres principaux constitués par les cotes de cet ajutage de pulvérisation, ces paramètres considérés comme importants déterminant l'efficacité et le rendement en fonctionnement de l'ajutage de pulvérisation. Ces paramètres sont constitués par la hauteur de la chambre de tourbillonnement H, le rayon maximal de la chambre de tourbillonnement R, la largeur B de l'entrée tangentielle au voisinage de l'ouverture de la chambre de tourbillonnement et l'épaisseur S de la nervure formée par la paroi intérieure de la chambre de tourbillonnement devant l'entrée. La paroi latérale intérieure 14 de la chambre de tourbillonnement présente, de préférence, la forme de la spire extérieure d'une spirale logarithmique véritable.
On a constaté que, en général, une chambre à tourbillonnement en forme de spirale logarithmique doit être préférée au point de vue du rendement à une chambre circulaire. Il existe des conditions pour lesquelles il peut suffire d'utiliser des variantes, par exemple une chambre circulaire. En ce qui concerne le nombre d'entrées dans la chambre de tourbillonnement, il faut indiquer que l'on doit préférer, en général, une seule entrée, étant donné que cela assure un minimum d'encrassement et de frottement interne dans le fluide.
La fig. 5 représente la plaque à orifice 3 en vue par-dessus, la fig. 6 étant une coupe de cette fig. 5. La fig. 6 montre les deux autres paramètres principaux, à savoir les cotes constituées par le diamètre D de l'orifice de sortie 10 et l'épaisseur axiale L de la plaque à orifice au voisinage de cet orifice de sortie. L'angle au sommet 2+ du cône creux de pulvérisation formé par les gouttelettes du fluide est représenté en fig. 6.
Les fig. 7 à 11 représentent une autre forme d'exécution qui est intéressante, notamment pour l'injection du combustible dans les brûleurs à huile ou dans une chambre de combustion quelconque.
On a utilisé les mêmes chiffres de référence que pour les figures précédentes, pour les pièces analogues, lorsque cela est possible.
Sur les fig. 7 à 11, le logement 16 de l'ajutage, d'une forme généralement cylindrique, présente deux groupes de filetages mâles 17 et 18 formés sur deux parties différentes de son diamètre extérieur. Une extrémité ouverte du logement 16 présente, suivant son axe, un alésage longitudinal servant à recevoir le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque à orifice 3, comme dans le cas représenté en fig. 1. L'extrémité inférieure du logement 16 présente un axe longitudinal 20 également concentrique à l'axe du logement et dont le diamètre est inférieur à celui de l'alésage 19, cet alésage servant à recevoir le liquide à pulvériser.
Le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque à orifice 3 sont montés à frottement dur dans l'alésage 19 pour empêcher toute fuite le long de l'alésage 19 du logement 16. Les deux pièces 2 et 3 peuvent être retirées facilement de l'alésage 19 lorsqu'il s'agit de les remplacer. Le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque à orifice 3 sont maintenus énergiquement en place à l'intérieur de l'alésage 19 du logement 16 par un capuchon fileté 21 qui repousse la surface supérieure de la plaque à orifice 3 de manière à empêcher encore toute fuite de fluide. La paroi intérieure du capuchon 21 présente un filetage femelle 17a en prise avec le filetage mâle 17 du logement 16.
Comme dans le cas de la fig. 1, la chambre de tourbillonnement et l'orifice de sortie sont maintenus coaxialement par rapport à l'axe longitudinal de l'ajutage par la paroi intérieure du logement 16 entourant l'alésage 19 s'étendant au-dessus et au-delà du corps 2 pour entourer une partie de la plaque orifice 3. Le filetage 18 est destiné à venir en prise avec le filetage correspondant de la chambre de combustion ou de tout autre élément permettant de maintenir le logement 16 en place. Cet élément ou cette chambre vient buter contre l'épaulement 16a.
Les fig. 12 à 14 représentent une autre forme d'exécution particulièrement intéressante pour l'injection du combustible dans les chambres de combustion de turbines à gaz. Comme on le voit au mieux sur la fig. 12,1'ajutage de pulvérisation de cette chambre de pulvérisation comprend un logement 22 de forme cylindrique présentant deux filetages 23 et 24 formés sur des parties différentes du diamètre extérieur du logement. Une extrémité ouverte du logement 22 présente un alésage longitudinal 25 dans lequel sont montés à frottement dur le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque à orifice 3; I'orifice de sortie 10 et la chambre de tourbillonnement 9 sont disposés coaxialement par rapport à l'axe longitudinal du logement et de son alésage.
L'extrémité opposée du logement 22 présente un alésage longitudinal coaxial 26 de diamètre réduit assurant l'admission du fluide à pulvériser.
Le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque à orifice 3 sont maintenus à frottement dur dans l'alésage 25, de manière à empêcher toute fuite le long de cet alésage du logement 22. On peut retirer facilement, le cas échéant, les pièces 2 et 3 de l'alésage 25. Ces deux pièces 2 et 3 sont maintenues énergiquement en place dans l'alésage 25 par un capuchon fileté 27 qui repousse la surface supérieure de la plaque à orifice 3 et empêche ainsi toute fuite de fluide. la paroi intérieure du capuchon 27 présente un filetage femelle 23a venant en prise avec le filetage mâle correspondant 23 du logement 22.
La partie périphérique 28 du capuchon 27 présente une forme circulaire et son diamètre est tel qu'elle peut recevoir la partie cylindrique 29 d'un emboîtage de ventilation 30. Cet emboîtage 30 sert à refroidir la surface de l'ajutage et à le protéger contre tous dépôts gênants. Ceci est assuré par l'introduction d'un courant d'air passant par les différents canaux 31 ménagés à l'extérieur de la partie périphérique cylindrique du capuchon 27. L'air s'écoule vers la surface intérieure de la paroi transversale extérieure de l'emboîtage pour être distribué convenablement sur toute la surface de l'ajutage. La paroi intérieure 29 de l'emboîtage 30 est montée à frottement dur sur la partie cylindrique 28 du capuchon 27 de manière à être solidement maintenue en place.
Plusieurs ouvertures longitudinales 32 sont ménagées dans l'emboîtage leur nombre est égal à celui des canaux longitudinaux 31 du capuchon 27 de manière à être placées en regard de ces dernières et à permettre l'entrée de l'air à l'intérieur de l'emboîtage.
Une bague de verrouillage 39a assujettit énergiquement le capuchon 7 et le corps 22 de l'ajutage et empêche ainsi le desserrage de la connexion assurée par la partie filetée 23 de ce corps d'ajutage 22. Le filetage mâle 24 sert à maintenir le corps de l'ajutage 22 à l'intérieur d'un filetage femelle ménagé dans une chambre de combustion ou dans un collecteur principal distributeur multiple si la chambre de combustion comporte plus d'un ajutage.
Un filtre cylindrique 34 du type à cartouche est introduit dans l'alésage 26 à l'extrémité inférieure du logement 22 pour assurer la filtration du combustible. Le cadre de ce filtre 34 est brasé sur une bride 35 dont 1s périphérie extérieure circulaire 36 peut se loger à l'intérieur de la paroi 37 de l'alésage cylindrique 38 qui se présente devant l'entrée du combustible dans l'ajutage. Une bague élastique 39 maintient le collier 35 du filtre 34 en position.
La fig. 15 représente une autre forme d'exécution qui peut également servir à l'injection du combustible dans les chambres de combustion de turbines à gaz. Sur cette fig. 15, le corps 40 de la chambre de tourbillonnement qui est de forme cylindrique présente deux filetages mâles 41 et 42 formés sur deux parties différentes de sa périphérie extérieure. L'extrémité fermée du corps 40 est solidaire de la chambre 43 assurant un tourbillonnement en spirale. La périphérie extérieure 44 du corps 40 de la chambre de tourbillonnement est introduite dans l'alésage correspondant intérieur d'un capuchon 45 qui forme la pièce à orifice et qui présente à une extrémité l'orifice de sortie 10. La paroi intérieure du capu chon 45 présente un filetage femelle 41a venant en prise avec le filetage mâle 41 du logement 40.
Ces filetages 41 et 41a viennent en prise sur le corps au-dessous de la chambre de tourbillonnement pour assurer l'alignement axial. Le capuchon fileté 45 vient repousser la surface supérieure du corps 40 pour empêcher toute fuite de fluide. De plus, les axes de la chambre de tourbillonnement et de l'orifice de sortie sont maintenus alignés sur l'axe longitudinal du corps. Cependant la paroi 6 de l'alésage du corps principal qui, dans le cas de la fig. 1, agit comme calibre, n'existe plus dans le cas de la fig. 15.
La partie périphérique 46 du capuchon 45 est de forme circulaire et son diamètre est tel qu'elle peut recevoir la périphérie intérieure 47 de l'emboîtage de ventilation 48. Plusieurs gorges longitudinales 48a sont ménagées dans cette enveloppe 48 en regard des canaux longitudinaux 49 ménagés dans le capuchon 45, de telle sorte que l'air peut s'écouler vers la paroi intérieure 50 de l'emboîtage 48 pour être distribué convenablement à la surface de l'ajutage. La surface intérieure 47 de l'emboîtage 48 est montée à frottement dur sur la périphérie extérieure 46 du capuchon 45.
Pour empêcher tout desserrage de l'ensemble comportant l'ajutage en cours de fonctionnement, il est prévu un joint fixe 51 pour bien assujettir cet ensemble.
La partie mâle filetée 42 sert à maintenir le corps 40 de la chambre de tourbillonnement à l'intérieur du filetage femelle ménagé dans la paroi d'une chambre de combustion ou d'une tubulure multiple d'admission de combustible. Le filtre 52 est semblable à celui représenté en fig. 12.
La fig. 16 représente une autre forme d'exécution destinée à servir à l'injection de combustible dans les turbines à gaz. Cette forme d'exécution diffère de celles des fig. 14 et 15 en plusieurs points. Sur la fig. 16, le logement 53 de l'ajutage est de forme cylindrique et présente deux filetages mâles 54 et 55 sur deux parties différentes de sa périphérie extérieure. En avant de l'extrémité ouverte, du côté gauche de la fig. 16, de ce logement 53, se trouvent le corps 2 de la chambre de tourbillonnement et la plaque à orifice 3. Ce corps 2 et cette plaque 3 sont maintenus à frottement dur dans l'alésage 56 du capuchon fileté 57 qui assujettit ces pièces 2 et 3 en position à l'intérieur de l'alésage 56, ces pièces étant alignées sur l'axe de l'alésage par la compression effectuée sur la surface supérieure de la plaque à orifice 3, ce qui empêche toute fuite de fluide.
La paroi intérieure du capuchon 58 porte un filetage femelle 54a venant en prise avec le filetage mâle correspondant 54 du logement 53 de l'ajutage. Il est facile de retirer les pièces 2 et 3 de l'alésage 56 le cas échéant. D'une manière analogue à l'ajutage représenté en fig. 12, la fig. 16 présente également un emboîtage de ventilation 30, une bague de verrouillage 39a et un filtre 52.
La fig. 17 est une vue en coupe d'une forme d'exécution particulière du plateau à orifice 3 que l'on peut utiliser dans le cas des ajutages suivant les fig. 15 et 16. Dans ce cas, la plaque à orifice 58 présente une paroi intérieure 59 présentant une légère pente montante comme représenté sur le dessin. Ceci est avantageux pour guider d'une manière régulière les filets fluides horizontaux pour leur faire prendre une direction verticale à la sortie de l'orifice en réduisant ainsi au minimum les frottements internes du fluide.
La fig. 18 et une vue en coupe d'une variante de la chambre de tourbillonnement pouvant servir avec les ajutages décrits ci-dessus. Le corps 60 de cette chambre de tourbillonnement entoure la chambre proprement dite 61 dont le fond comporte une saillie conique 62 en son centre. Cette saillie est intéressante pour guider d'une manière régulière les filets fluides vers le haut et vers l'orifice pour réduire ici encore les frottements internes du fluide.
Dans tous les ajutages proposés ci-dessus, on remarquera que la concentricité de l'orifice ou du plateau de recouvrement comportant l'orifice est indépendante de la concentricité ou du manque de concentricité de la partie filetée du capuchon maintenant la plaque à orifice en place ou qui comporte elle-même l'ori- fice. Ceci est extrêmement avantageux et, de plus, dans les cas où le capuchon sert à maintenir en place la plaque à orifice au cours de l'assemblage de l'ajutage et du vissage du capuchon sur le logement, aucun effort de torsion ou de basculement n'est exercé tant sur la plaque à orifice, non plus que sur le corps de la chambre de tourbillonnement, ce qui pourrait autrement aboutir à une distorsion des deux pièces et provoquer l'excentricité ou le flambage de l'axe.
Au point de vue des tensions thermiques, l'ajutage que l'on a décrit ci-dessus est également avantageux pour de nombreuses raisons. En particulier, dans une application typique, la température de l'huile dans la chambre de combustion est de 38"C, tandis que, à l'extérieur de l'ajutage dans la chambre de combustion, cette température peut s'élever jusqu'à 540"C et, dans la zone ou l'air circule le long de la périphérie extérieure de l'ajutage, cette température peut être d'environ 360"C. Par suite des gradients de température se produisent, ce qui peut aboutir à un gauchissement ou à une voilure de la chambre de tourbillonnement en spirale introduite dans le logement et plus particulièrement de la plaque de recouvrement à orifice.
En laissant la plaque de recouvrement à orifice faire saillie au-dessus du bord supérieur du logement, cette plaque présente une plus grande résistance contre toute flexion et une plus grande rigidité.
Jusqu'à présent, les avantages théoriques, qui seraient possibles dans le cas de l'ajutage de pulvérisation utilisant une chambre de circulation dans laquelle une pellicule liquide est déchirée par la force centrifuge au-delà de l'orifice de sortie de la chambre de circulation, n'ont pas été assurés. On a constaté que l'impossibilité d'arriver au résultat optimal avec ce type d'ajutage de pulvérisation est dû principalement aux grandes pertes par frottement, au manque d'écoulement symétrique par rapport à l'axe et aux chocs mutuels des particules liquides à l'intérieur de la chambre de tourbillonnement, ainsi que dans les canaux d'entrée et de sortie. On a également constaté que ces défauts sont provoqués par un manque fondamental de compréhension de l'effet de la géométrie totale de l'ajutage représentée par les paramètres importants ci-dessus B, D, H, L, R et S.
Jusqu'à présent, les ajutages du type à chambre de tourbillonnement ont été conçus principalement suivant une méthode empirique ou par tâtonnements sans bien tenir compte des relations entre les six paramètres géométriques ci-dessus. De plus, la technique antérieure en ce qui concerne le processus de conception ne permettrait pas de prédire à l'avance l'efficacité de l'ajutage et de son jet pulvérisé, notamment en ce qui concerne l'angle au sommet du cône et le débit en poids du fluide. De plus, les ajutages antérieurs ne permettaient pas de déterminer certains critères en ce qui concerne l'indice de la distribution périphérique dans le jet et en vue d'obtenir pour cet indice une valeur inférieure à une valeur donnée ni même de prédire cette distribution. On a décrit ci-après l'effet et l'utilisation de l'indice de distribution.
Lorsqu'on dessine des ajutages du type à chambre de tourbillonnement en spirale, on part généralement de deux critères donnés par Acheteur auquel ce type d'ajutage est destiné. Ces deux critères sont l'angle au sommet du cone 2 et le débit effectif en poids W.,, du fluide. En partant de ces deux critères, on doit procéder comme suit pour définir certains paramètres gévmétriques de l'ajutage.
Comme on le sait, le coefficient de débit à la sortie K et l'angle au sommet 2+ du cône d'un ajutage sont fonction des paramètres géométriques de l'ajutage et de la chute de pression dans l'ajutage.
Pour un ajutage donné présentant les propriétés suivantes:
AP = la chute de pression à l'ajutage, autrement dit la diffé
rence de pression entre la pression à l'entrée de l'aju
tage et la pression ambiante dans le plan de sortie de
l'orifice de l'ajutage.
Wact = le débit en poids effectif du fluide (gamma)= la densité du fluide, c'est-à-dire son poids spécifique
2+= =l'angle formé par le cône de pulvérisation
Ain = la section droite d'entrée de l'ajutage = B.H.
g= l'intensité de la pesanteur
Aout=la section droite de l'orifice de sortie de l'ajutage
zD2
4
K= le coefficient d'évacuation correspondant à une chute
de pression #P dans l'ajutage
Dans ce cas, le débit en poids pour un fluide idéal (Wjdea,) est donné par l'équation
EMI4.1
Si l'on connaît le coefficient d'évacuation (K) pour une chute de pression particulière dans l'ajutage (#P), on peut écrire le débit en poids effectif Wact comme suit:
Wact = K.W.ideal.
On a constaté que le coefficient d'évacuation pour une chute de pression de référence donnée (Kref) est une fonction dérivée empiriquement (fil) du rapport entre les sections droites de l'ajutage à Ain l'entrée et à la sortie En définissant le rapport des sections
Aout droites sous la forme
EMI4.2
dans ce cas: (1) Kref=fl (x)=9,43 x 10-4+3,66 x 101 (x)' -2,0 x 10-
(x)2 + 6,0 x 10-2 (x)3 - 6,6 x 103 (x)4.
De plus, on a constaté que le coefficient de débit à la sortie pour une chute de pression quelconque AP peut être lié au coefficient de débit à la sortie pour une chute de pression de référence au moyen d'un facteur de correction (Cp) comme suit:
K=Cp Kref
Le facteur de correction Cp est une fonction (f2) de la chute de pression effective dans l'ajutage.
(2) Cp=f2 (#P)= 1,56-2,35 x 10-3 (#P) + 1,16 x 10-5
(#P)2-2,22 x 10-8 (#P)3 + 1,42 x 10-11 (#P)4.
De même, un groupe de fonctions dérivées empiriquement lie l'angle au sommet du cône de pulvérisation (2#) pour une chute de pression effective donnée au rapport entre les sections droites
Aint Ainsi l'angle au sommet du cône de pulvérisation pour la chute de pression (2#ref) est une fonction de ce rapport entre les sections droites comme indiqué par l'équation (3) 2 4're±(degrès)=fo (x)=6,6+2,75 x 10' (x)-2,95 > c 102
2 + 3,34 x 102 (x)1 - 1,48 x 102 (x)4.
Pour lier l'angle au sommet du cône pour une chute de pression quelconque à l'angle au sommet du cône de pulvérisation pour une chute de pression de référence 2ref on peut utiliser un facteur de correction (C2+) comme suit:
24' = C24' . 2#ref.
Le facteur de correction C24' est une fonction (f4) de la chute effective de potentiel dans l'ajutage et est donné par: (4) C2#=f4 (aP)=7,3 x 10-1 + 7,09 x 10-3 (aP)-3,96x 10-5
(aP)2+7,67x 10-8 (aP)3-4,87x 10-11 (#P)4.
En résumé, il existe quatre rapports fondamentaux définis empiriquement que l'on doit considérer pour déterminer les caractères de l'ajutage:
(1) Kref=fl (x).
Ce qui signifie que le coefficient d'évacuation pour une chute de pression de référence dans l'ajutage égale à APref est une fonction (fi) du rapport entre les sections droites.
(2) Cp = f2 (P) ce qui veut dire que le facteur de correction utilisé pour définir le coefficient d'évacuation K pour des chutes de pression différentes de la chute de pression de référence est une fonction (f2) de la chute effective de pression dans l'ajutage
(3) 2#ref = f3 (x) ce qui signifie que l'angle au sommet du cône pour une chute de pression de référence dans l'ajutage est une fonction (3) du rapport entre les sections droites
(4) c2R1/ = f4 (AP) ce qui signifie que le facteur de correction utilisé pour régler l'angle au sommet du cône pour des chutes de pression différentes de la chute de pression de référence est une fonction (f4) de la chute
de pression effective dans l'ajutage.
On peut établir facilement un ajutage en partant des équations (1 > (4) une fois que les différentes fonctions f, à f4 ont été déterminées.
Par exemple, on peut considérer que l'ajutage peut être établi pour assurer un débit donné en poids Wact avec un angle au sommet du cône de pulvérisation 2Jr déterminé pour une chute de pression donnée AP dans l'ajutage.
Premier stade:
En partant de l'équation (4), on calcule C2+ pour la chute de pression donnée dans 1'ajutage AP.
Deuxième stade: 2#
Sachant que 2#ref= 2#d'après la définition de C2+, étant
C2#
donné que l'on obtient C2# à partir du premier stade et que 2# est
donné, on peut résoudre l'équation (3) pour le rapport entre les sections droites
EMI4.3
autrement dit:
EMI4.4
Troisième stade:
En partant de l'équation (2) on calcule Cp pour une chute de pression donnée AP dans l'ajutage.
Quatrième stade:
En partant de l'équation (1) on calcule Kref pour le rapport entre les sections droites obtenu à la suite du deuxième stade.
Ensuite, connaissant Cp à la suite du troisième stade, on résout, pour obtenir le coefficient d'évacuation K correspondant à une chute de pression donnée AP, l'équation déjà indiquée
K=Cp.Kref
Cinquième stade:
Or, on peut résoudre cette équation pour le diamètre D de l'orifice de sortie. On sait déjà que
Wact = K.Wideal
EMI4.5
Il s'ensuit que
EMI4.6
à un coefficient près suivant les unités adoptées.
Sixième stade:
En utilisant les rapports entre les autres cotes de l'ajutage telles qu'elles sont définies par les exigences d'une bonne distribution périphérique dans le jet comme décrit ci-après, il est possible de définir les cotes importantes de l'ajutage autres que D. Au cours de ce processus, il faut tenir compte du fait que la section droite d'entrée de l'ajutage Arn, égale à B x H, doit être maintenue à un niveau tel que le rapport entre les sections droites conserve la même valeur telle qu'elle a été déterminée à l'avance au cours du deuxième stade.
Il doit être entendu qu'en suivant le processus décrit, les rapports entre les passages ménagés dans l'ajutage, c'est-à-dire entre les paramètres B, D, et H sont établis pour un débit et un angle au sommet donnés.
On va maintenant décrire un processus particulier pour obtenir fi, 2, f3, f4, tels qu'ils sont utilisés pour les équations ci-dessus (1), (2), (3), (4). Bien entendu, tout autre processus approprié peut être appliqué conformément à la technique généralement admise. Au cours de ce processus, on obtient une famille d'ajutages de conception similaire du type à pulvérisation en spirale logarithmique, mais présentant des sections droites d'entrée et de sortie qui sont différentes et l'on fait fonctionner ces ajutages sur une gamme étendue de chutes de pression dans l'ajutage, allant par exemple de 0 à 50 kg par cm2. L'angle au sommet (2+) et le débit effectif (Wact) sont mesurés pour des chutes de pression différentes choisies.
Chacune de ces mesures donne par calcul la valeur du coefficient d'évacuation pour une chute de pression donnée, ce coefficient K étant égal au rapport entre les débits mesurés et théoriques, c'est-à-dire qu'on a:
EMI5.1
r étant le poids spécifique du combustible
Anut étant la section droite de l'orifice de sortie de l'ajutage, qui
est égale à
irD2
4 et
g= étant l'intensité de la pesanteur.
Suivant un processus particulier à décrire, on part de vingt-sept combinaisons différentes d'ajutages en choisissant K et 2+ pour différentes valeurs de AP avec trois paramètres différents D, H et L, en laissant constants B, S et R. De ce total de vingt-sept, neuf combinaisons d'ajutages ont servi à définir K et 2 en faisant varier
D et H et en maintenant constants les paramètres L, B, S et R.
Les vingt-sept combinaisons d'ajutages utilisées ont paru suffisantes pour obtenir les données nécessaires dans les limites généralement admises des erreurs expérimentales et de construction. Bien entendu, on pourrait utiliser un plus ou moins grand nombre de combinaisons, suivant les exigences de la précision envisagée.
Les données obtenues au cours de ce processus, sont reportées sur un graphique et donnent deux familles de courbes. La première famille représente K en ordonnées avec Ajn/Aout en abscisses pour les différentes combinaisons d'ajutages et différentes valeurs de AP, chaque courbe de cette famille correspondant à une valeur donnée de AP, pour les différents ajutages du nombre de combinaisons indisponibles. La seconde famille présente en ordonnées les angles 2 mesurés en fonction des rapports de section droite AiriAout en abscisses pour les différentes combinaisons d'ajutages et différentes valeurs de AP, chaque courbe de la famille correspondant à une valeur donnée de A P pour les différents ajutages du nombre de combinaisons disponibles.
Pour faciliter l'utilisation des données définissant les courbes en vue d'une construction analytique générale des ajutages, on a transformé les courbes en équations numériques de manière à obtenir fl, 12, 13 et f4 de la manière suivante:
Premier stade:
On obtient le coefficient d'évacuation K à partir de la première famille de courbes en fonction du rapport entre les sections droites:
a) étant donné que le coefficient d'évacuation K varie avec la chute de pression A P dans l'ajutage pour une valeur constante du rapport des sections droites, on choisit une chute de pression de référence pour laquelle on veut trouver la relation entre Kr,,f et le rapport entre les sections droites. Ceci donne Kref dans l'équation (1).
Au cours des expériences que l'on est en train de décrire, on a choisi une chute de pression de 20 kg/cm2 comme valeur de Kref pour obtenir fol, étant donné que cette valeur se trouve à peu près au milieu de la gamme des chutes de pression à examiner. Bien entendu, on pourrait choisir d'autres valeurs pour la chute de pression constante de référence.
b) Les données expérimentales donnant la relation entre K et le rapport entre les sections droites étant reportées pour une chute de pression de 20 kg/cm2 sont alors transformées par tout procédé de calcul manuel ou automatique, par exemple par le procédé des moindres carrés. Ce dernier procédé consiste à appliquer ces moindres carrés pour déterminer des polynômes des degrés 1, 2, 3, 4 de la forme
Kref= fi (Ajn/Aout) en passant par les groupes de données comportant des paires de valeurs. Ceci a donné Kref pour la chute de pression considérée
K 300.
Deuxième stade:
Pour obtenir le facteur de correction Cp, sous forme d'une fonction f2 de la chute de pression effective AP à partir de l'équation (2), on a tracé à nouveau les familles de courbes donnant K en fonction du rapport des sections droites pour des chutes de pression variant entre 1,8 et 50 kg/cm2. Les valeurs des rapports entre les sections droites sont obtenues à partir des mêmes combinaisons d'ajutages que l'on a déjà utilisées au cours du premier stade et elles sont identiques aux valeurs correspondantes de ces rapports utilisés au cours de celui-ci. Les données correspondant à chaque chute de pression A P sont obtenues à partir des expériences faites avec les différentes combinaisons d'ajutages.
Si K est le coefficient d'évacuation effectif pour une chute de pression quelconque A P, le facteur de correction est égal à
K
CP=
Kref
Comme on ra déjà expliqué, K et Krcf sont obtenus à partir de données expérimentales. Au cours de la deuxième partie du deuxième stade, on calcule toutes les valeurs de Cp pour chaque valeur particulière donnée du rapport entre les sections droites, correspondant aux valeurs de ces rapports prises sur la courbe Krcf = f(x). On a constaté que dans les ajutages déterminés définis ci-dessus, les valeurs de Cp pour une chute de pression particulière ne varient pas d'une manière importante pour des rapports de section droite différents.
C'est pourquoi, l'on peut reporter les données moyennes de Cp pour des valeurs différentes de AP et on applique le procédé des moindres carrés tel qu'il a été utilisé au cours du premier stade. L'équation correspondant à la courbe donne Cp=f2(AP).
Troisième stade:
Pour obtenir l'angle au sommet 2+ du cône comme fonction f3 du rapport entre les sections droites dans l'équation (3), on choisit une chute de pression de référence, étant donné que cet angle au sommet varie avec la chute de pression pour une valeur constante du rapport entre les sections droites. Au cours des expériences que l'on est en train de décrire, on a utilisé encore la même chute de pression de référence de 20 kg/cm2. Les données expérimentales donnant l'angle au sommet en fonction du rapport entre les sections droites, une fois reportées sur la seconde famille de courbes ont été extraites pour la pression de référence choisie et on a tracé la courbe correspondante. Cette courbe est alors transformée parle procédé des moindres carrés pour donner l'équation 24'ref= f3 (x).
Quatrième stade:
Pour obtenir le facteur de correction C2, comme fonction f4 de la chute de pression effective dans l'ajutage dans l'équation (4) afin de pouvoir déterminer l'angle au sommet 21lr du cône pour des chutes de pression autres que la chute de pression de référence, on procède comme suit:
a) on trace des familles de courbes donnant l'angle au sommet en fonction du rapport entre les sections droites pour des chutes de pression variant entre 1,8 et 50 kg/cm2. Les valeurs du rapport entre les sections droites proviennent des mêmes combinaisons d'ajutages que celles utilisées au cours du premier stade et sont identiques aux valeurs correspondantes de ce premier stade. Les données pour chaque angle au sommet sont mesurées expérimentalement.
Si 2+ désigne l'angle au sommet AP effectif du cône pour une chute de pression quelconque A P, le facteur de correction est égale:
EMI6.1
b) ceci étant fait, toutes les valeurs de C21lr sont calculées pour chaque valeur donnée de Ain/Anut correspondant aux valeurs de ces rapports sur la courbe 24'ref= f3(x).
On a constaté que les valeurs de C24' pour les ajutages ainsi définis ne varient pas d'une manière importante pour une pression donnée, lorsque les rapports entre les sections droites sont différentes. Par suite, on reporte les valeurs moyennes de C2+ en fonction des chutes de pression différentes et on obtient à partir de cette courbe, en la transformant par les procédés des moindres carrés comme dans le premier stade, l'équation suivante:
C24'= f4(AP).
Comme on le voit, on a ainsi décrit un procédé complet pour obtenir plusieurs paramètres de l'ajutage lorsqu'on donne l'angle au sommet et Wact ou encore pour prévoir l'angle au sommet et
Wact lorsqu'on connaît le rapport entre les sections droites et la chute de pression.
L'une des conditions les plus difficiles à satisfaire dans les ajutages à pulvérisation comportant une chambre de tourbillonnement à circulation consiste à pulvériser le liquide en fines gouttelettes et à évacuer le fluide pulvérisé sous forme d'un jet présentant une distribution uniforme des gouttelettes. Cette dernière propriété du jet est d'une importance fondamentale pour beaucoup d'applications de tels ajutages, en particulier dans le cas de l'injection du combustible dans les chambres à combustion des brûleurs à huile, turbines à gaz, et autres moteurs à combustion interne.
Le degré d'uniformité en poids des gouttelettes dans le jet produit par l'ajutage à pulvérisation peut être mesuré par l'indice delta qui forme une mesure quantitative pour le niveau de cette distribution. Pour mieux comprendre la conception de l'indice de distribution impliqué dans l'exécution du processus décrit dans le présent exposé, il est nécessaire de présenter une courte définition de rune des différentes manières d'obtention expérimentale de cet indice.
Suivant un procédé d'obtention de cet indice, on effectue un nombre total X d'observations sur le pourcentage du fluide pulvérisé aboutissant par exemple dans des secteurs égaux de 60 répartis à la périphérie d'un bassin de réception circulaire ou hexagonal.
La somme des valeurs des différences entre 16,66% et le pourcentage tombant effectivement dans chacun de ces six secteurs du bassin de réception pendant chacune des X expériences est utilisée comme indice de distribution.
En général, plus cet indice est faible et plus la distribution du fluide par l'ajutage suivant se rapproche de l'optimum dans le cône pulvérisé. Dans un grand nombre d'applications difficiles, par exemple si l'ajutage de pulvérisation est utilisé pour l'injection de combustible dans une chambre de combustion, un ajutage présentant un indice de distribution élevé provoquerait des concentrations de combustible irrégulières et fâcheuses qui aboutiraient à des points chauds sur la paroi de la chambre de combustion ou sur les éléments voisins tels que les aubes de la turbine.
En calculant les paramètres des ajutages à chambre de tourbillonnement, il est très important que le dessinateur puisse évaluer d'une manière quantitative, au cours de son processus de conception, l'effet des différents paramètres géométriques qu'il doit choisir en partie d'une manière arbitraire. On voit comment, dans le cas prévu, l'indice de distribution est utilisé comme un critère important et fondamental, pour pouvoir juger le projet d'ajutage en tenant compte de la géométrie totale de l'ajutage, ainsi que la qualité de la technique de fabrication à utiliser pour établir ce type d'ajutage de pulvérisation à chambre de tourbillonnement. L'utilisation de l'indice de distribution sert à améliorer la conception d'une manière optima et à estimer les possibilités de fabrication.
Lorsqu'on procède à la conception d'ajutages à chambre de circulation suivant la technique antérieure, on ne peut définir de tels critères et en particulier un critère comportant un indice de distribution. Il est important pour les buts envisagés d'utiliser l'indice de distribution aussi bien que les gammes des rapports entre les six cotes principales de l'ajutage comme indiqué ci-dessus, de manière à procéder d'une manière totalement nouvelle pour concevoir un ajutage et en prévoir l'efficacité en ce qui concerne une bonne distribution.
On a constaté que le fonctionnement optimum d'une chambre de tourbillonnement comportant une entrée avec un ajutage de pulvérisation est influencé d'une manière importante par les six paramètres ou cotes, à savoir: le diamètre de l'orifice D, l'épaisseur axiale L de la plaque à orifice de sortie, la largeur de l'entrée tangentielle B au voisinage de l'ouverture d'entrée dans la chambre de tourbillonnement, la hauteur H et le rayon maximum R de la chambre de tourbillonnement et l'épaisseur S de la nervure formée par la paroi intérieure de la chambre de tourbillonnement à son entrée.
Chacun de ces six paramètres géométriques est important pour Obtention de deux caractéristiques nouvelles et importantes, à savoir: la conception de l'ajutage et la possibilité de prévoir son fonctionnement en ce qui concerne l'indice de distribution prévu, pour un ensemble donné de ces six paramètres géométriques.
On a constaté qu'il n'y a pas un seul paramètre dont la valeur soit déterminante par elle-même. Au contraire, pour une valeur donnée d'un paramètre quelconque, choisie dans une gamme donnée de variables géométriques comme indiqué ci-après, on peut obtenir un fonctionnement optimum de l'ajutage avec une bonne distribution et cela en modifiant les autres paramètres à l'intérieur des limites définies à l'avance.
On a constaté que chacun des dix rapports géométriques suivants:
RLBH S
Groupe I D'D D D' D
R RH B H R
Groupe Il BH' D2, Û L' H constituant des variables géométriques indépendantes sont importants dans la définition de l'indice de distribution. La valeur de l'un quelconque de ces rapports ne détermine pas le fonctionnement au point de vue de la distribution. On a constaté que des ajutages présentant un indice de distribution inférieur à 30 sont généralement admissibles pour la plupart des applications de la pulvérisation. Cependant, dans les applications difficiles telles que Vinjection du combustible dans les chambres de combustion des turbines à gaz, Indice de distribution doit être très inférieur à 30.
Il s'est avéré que la constance ou le maintien de l'indice de distribution est excellent lorsque les ajutages présentent un faible indice de distribution.
Etant donné que les six variables ou paramètres géométriques indépendants D, L, B, R, H et S incorporés aux dix rapports ci-dessus sont importants, et étant donné qu'il y a une influence mutuelle entre ces paramètres, on ne peut définir un ensemble d'ajutages de bonne qualité en définissant des gammes pour chaque variable indépendamment. On peut cependant définir des gammes pour les dix rapports géométriques ci < Iessus, de manière à assurer l'existence de deux caractéristiques principales pour l'ajutage, à savoir: sa conception et la prévision de son fonctionnement en fonction de l'indice de distribution delta.
On remarquera que la conception et la prévision du fonctionnement en ce qui concerne cet indice de distribution forment deux caractéristiques indépendantes et les conditions pour chacune de ces caractéristiques seront décrites indépendamment.
Les gammes données pour les dix rapports formant partie des groupes I et II ci-dessus sont obtenues de la manière décrite ciaprès, ou par toute autre voie expérimentale ou mathématique.
Cependant le procédé que l'on veut décrire s'est avéré être suffisamment précis dans les limites normalement admises pour les erreurs expérimentales. En premier lieu, on effectue un certain nombre d'expériences impliquant différentes combinaisons d'ajutages avec des combinaisons différentes des paramètres D, L, R, H, B et S et l'on mesure l'indice de distribution pour chaque expérience.
Cette mesure de l'indice delta est effectuée de toute manière appropriée, par exemple, comme décrit ci-dessus. Les données provenant de chaque expérience servent pour un calcul ultérieur et on se sert commodément à cet effet d'un calculateur électronique, par exemple au moyen de cartes perforées ou d'un ruban magnétique.
Le second stade consiste à déterminer ceux des six paramètres géométriques de 1'ajutage qui sont les variables agissant sur l'indice de distribution et celles des combinaisons de ces paramètres telles que rapports linéaires D/R, parexemple carrés, puissances exponentielles, etc., doivent être examinées pour déterminer leur effet sur la distribution assurée par l'ajutage. Au cours dela première partie de ce second stade, on examine les rapports linéaires de toutes les combinaisons, par exemple en utilisant un programme régressif échelonné multiple dans un calculateur de manière à éliminer toutes les variables sans importance. Lorsque ces variables sans importance ont été éliminées, on agit sur le calculateur pour trouver les combinaisons les plus déterminantes telles que les rapports linéaires, etc., des paramètres.
On effectue alors d'autres analyses régressives pour éliminer encore davantage les paramètres qui ne sont pas essentiels pour cet examen. Lorsque les combinaisons sans importance des paramètres ont été éliminées, on forme une équation qui est l'équation fondamentale donnant l'indice de distribution delta. Dans un processus décrit à titre d'exemple, on effectue sept calculs régressifs et l'on est parvenu à l'équation donnant indice de distribution qui est l'équation (5):
L B S L2 B2 R2 -g1 --g-+gî-+g4-+gs--go-+K
DDD où g1 à - g, sont des facteurs représentant les coefficients d'influence et K une constante.
Au cours du troisième stade, on étudie les valeurs des combinaisons les plus importantes linéaires et au carré entre les paramètres. Dans le cas considéré, les quatorze combinaisons suivantes de variables:
L L2 H H2 R R2 D D2 B2 R2 D D2 R RH D D2 D D2 D D2 L L2 D2 L2 H R ' D2 ' L2 'H' R ' BH ' D2 ont été dépouillées pour les différentes combinaisons d'ajutages en cours d'examen. Dans ce cas, on a utilisé 243 combinaisons d'ajutages et 465 mesures du coefficient de distribution delta. Les données provenant du dépouillement de chacune des combinaisons ultérieures examinées de quatorze variables sont alors reportées pour différentes gammes du coefficient de distribution delta à savoir 20-25; 25-30; et 35-40 par exemple.
Autrement dit, on établit une courbe présentant ce coefficient en ordonnées en fonction de chacune des quatorze variables en abscisses pour une gamme donnée du coefficient delta.
On étudie chacune des courbes pour déterminer celles des variables qui ont agi sur l'indice de distribution d'une manière particulièrement importante. On arrive à ce résultat en établissant une ligne de discrimination et en rejetant les variables pour lesquelles un petit effet seulement est indiqué sur le coefficient delta. Autrement dit celles des quatorze variables indiquant un effet peu défini sur le coefficient delta sont rejetées, on utilise ainsi un procédé de tamisage. Celles des quatorze variables qui indiquent un effet plus important sont retenues.
Au cours d'un quatrième stade, toutes les analyses régressives du calculateur sont passées au crible pour les points des données qui ne satisfont pas à l'équation (5). Ceci permettait d'identifier les points qui se trouvent en dehors de la gamme prévisible de l'équa- points qui se trouvant en dehors de la gamme prévisible de l'équation (5) définissent les rapports critiques des groupes I et II. Les données expérimentales de l'exemple en cours de description pour différentes combinaisons d'ajutages ont été obtenues avec de l'eau formant le fluide sous une pression étalonnée de 7 kg/cm2. Pour des fluides autres que l'eau et des pressions différentes de celle indiquée, il faut appliquer des facteurs de correction appropriés pour la densité, la viscosité et la pression du fluide.
Cependant, la technique générale décrite pour définir les gammes possibles pour les dix rapports des groupes I et II, peut être utilisée avec un fluide sous une pression quelconque.
Pour l'eau sous une pression de 7 kg/cm2, les limites suivantes doivent être observées pour ces dix rapports, lorsqu'on a en vue les différents objectifs suivants:
1) Description du fonctionnement. Pour un fonctionnement de tous ajutages avec un indice delta de distribution inférieur à 30, il faut que les rapports du groupe I soient maintenus dans les limites suivantes:
R L
D < 12 - < 2,62 B H
- < 182 - < 4,77
D 'D
Ces quatre rapports tels qu'ils sont définis par les limites énoncées sont d'importance fondamentale et déterminent les cinq cotes de l'ajutage en dehors de S.
Les rapports du groupe II assurent d'une manière raffinée la définition des quatre rapports des paramètres ci-dessus:
R RH 10 R > 40; RH < 10
BH D2 D2
B H R
L < 0,8; L < 1,75; H > 1,25
Les rapports du groupe II forment des critères confirmant ou écartant les rapports du groupe I en ce qui concerne la possibilité de leur utilisation pour décrire le fonctionnement de l'ajutage. Les rapports du groupe II sont susceptibles d'écarter des choix possibles de cotes qui ne sont pas compatibles entre elles.
2. Prévision du fonctionnement : Pour pouvoir prévoir le fonctionnement, cette possibilité de prévision est déterminée par les gammes suivantes pour les trois rapports suivants: R
1,7 < - < 8,0
D
L
D < 4,0 S
0,1 < - < 0,33
D
En demeurant à l'intérieur des limites ainsi prévues pour les trois rapports de paramètres, on peut prédire le fonctionnement d'un ajutage en fonction de son indice de distribution. Il faut remar quer que les ajutages choisis dans les limites imposées pour RL S - - et- ont un fonctionnement que l'on peut prévoir, mais qui n'est pas nécessairement un fonctionnement excellent.
En résumé, l'utilisation des dix rapports dont il a été question ci-dessus, permet au producteur d'établir un ajutage présentant un indice de distribution qui se trouve au-dessous d'une valeur déterminée, 30 dans le cas considéré, avec les gammes indiquées
RL S ci-dessus. L'utilisation des trois rapports D DX et D permet également de prévoir le fonctionnement de l'ajutage en ce qui concerne cet indice de distribution delta.
De plus, rée'nation (5) permet au producteur d'obtenir par analyse mathématique l'indice de distribution pour un ajutage quelconque. Ceci est extrêmement important, étant donné que le constructeur peut savoir ainsi si l'ajutage qu'il a conçu présente ou non indice de distribution désiré.
Les ajutages établis conformément au procédé indiqué présentent un grand nombre d'avantages décisifs et en particulier l'ajutage obtenu assure:
1. La possibilité de maintenir à peu près constant l'angle de distribution pour une gamme étendue de débits en volume sous des pressions variables de la charge de liquide.
2. La possibilité de maintenir un coefficient d'évacuation à peu près constant pour une gamme étendue de pressions et de débits en volume.
3. La production de gouttelettes très fines pour des pressions de fluide relativement faibles.
4. Une variation de pression réduite au minimum entre les débits en volume les plus élevés et les plus faibles, ce qui permet de maintenir la pression maxima à une faible valeur.
5. La possibilité de prévoir des sections droites relativement grandes pour le passage du fluide, afin de réduire les risques de colmatage.
6. La distribution uniforme en poids des gouttelettes dans
le jet conique, ce qui correspond à un bon indice de distribution pour une gamme étendue de débits en volume.
7. Le maintien de la production de fines gouttelettes sur une gamme étendue de débits.
8. Le maintien d'une pulvérisation excellente et d'un excellent niveau pour l'indice de distribution pendant une durée d'utilisation relativement longue de l'ajutage.
9. Dans le cas de l'utilisation pour l'injection du combustible dans des chambres de combustion, l'obtention d'une bonne stabilité de combustion, d'un excellent rendement de la combustion et d'un allumage sûr dans les conditions les plus défavorables pendant
une durée d'utilisation très longue de rajutage.
10. Un fonctionnement efficace avec un rendement excellent
lorsqu'on pulvérise des liquides ou des combustibles de forte
viscosité.
11. Une durée très longue d'utilisation possible de l'ajutage.
12. Un fonctionnement efficace avec un rendement excellent
dans le cas des ajutages ayant les débits en volume les plus faibles
et les plus forts.
13. L'obtention des gammes maxima possibles pour les débits.
14. Une conception simple avec une construction rustique
susceptible de résister aux fatigues résultant du fonctionnement
et en particulier aux fatigues d'origine thermique.
15. Une conception simple avec un petit nombre d'éléments
convenant à une production de grande précision avec une surface
de qualité optimale, un assemblage facile et en même temps d'un
entretien et d'un remplacement faciles des éléments.
16. Une conception simple qui permet de prévoir mathé
matiquement les paramètres principaux du fonctionnement tels que
l'indice de distribution périphérique, le coefficient d'évacuation et
l'angle au sommet du cône de pulvérisation, ce qui supprime la
nécessité de concevoir et de construire l'ajutage à partir de procédés par tâtonnements, onéreux et aboutissant à des pertes de temps.
17. Un rendement élevé de la combustion pour une gamme étendue de rapports entre le combustible et l'air.
The present invention relates to a spray nozzle providing, upstream of the orifice, a logarithmic spiral flow and comprising a swirl chamber of which at least a part is curvilinear.
It is known that spray nozzles of the type utilizing logarithmic or other spiral flow for the fluid are already known: in particular, British Patent No. 760972 covers a nozzle ensuring optimum flow conditions produced by the formation of a logarithmic spiral current and hence maximum spray nozzle efficiency only by adjusting the two main dimensions of the nozzle; in other words, the efficiency depends almost exclusively on these two dimensions. : the width at the entrance and the maximum radius of the swirl chamber, that is to say the chamber in which the flow is formed, flowing in a logarithmic spiral.
This British patent indicates that a ratio between the width at the entrance and the maximum radius must be maintained in the swirl chamber at a value which does not exceed 2/9. However, it has been found that this is not true for all cases and, on the contrary, critical relationships between at least six parameters defining the nozzle are of decisive importance for obtaining an effective nozzle. In addition, it has been found that existing nozzles of the general type mentioned above do not allow, in many respects, to establish a suitable mechanical design where the parameters defining the nozzle can be easily changed by replacement. elements of the nozzle, while maintaining certain predetermined relationships between these elements such as the alignment of the outlet on the axis of the swirl chamber.
According to the invention, the spray nozzle is characterized in that it comprises a body having an inlet duct receiving the fluid to be sprayed and a bore, an element having an outlet orifice communicating with the swirl chamber, the tangential entry of which communicates with said bore, the ratios of the following parameters being included in the ranges indicated below:
:
EMI1.1
where kl to k5 are constant positive real numbers and
where k4 is less than kl, k2, k3, k5
k5 is less than kl, k2, k3
kl is less than k2 and k3 and
k3 is less than k2
while
D denotes the outlet diameter of the orifice member;
L denotes the thickness of the orifice element at the outlet;
R denotes the maximum radius of the swirl chamber and
S denotes the thickness of the rib formed by the inner wall
from the swirl chamber to the entrance of said
bedroom.
On the attached drawings given as an example to better
make the invention understood:
Fig. 1 is a longitudinal section passing through the center
of a first embodiment of a spray nozzle taken by way of example.
Fig. 2 is a view over the swirl chamber
ment shown in fig. 1, the wall of this chamber having the
shape of a logarithmic spiral along line 4-4 of fig. 2.
Fig. 3 is a longitudinal section taken along line 3-3 of FIG. 2.
Fig. 4 is a section taken along line 4-4 of FIG. 2.
Fig. 5 is a top view of the plate showing the exit orifice.
Fig. 6 is a section through this plate along line 6-6 of Fig. 5.
Fig. 7 is a longitudinal section through the center of a
spray nozzle for fuel injection.
Fig. 8 is a section taken along line 8-8 of FIG. 7.
Fig. 9 is a section taken along line 9-9 of FIG. 7.
Fig. 10 is a view from above of the nozzle of FIG. 7.
Fig. 11 is a plan view of the nozzle of FIG. 7.
Fig. 12 is a longitudinal section through the center of the nozzle used for injecting fuel into a gas turbine.
Fig. 13 is an end view of the nozzle according to FIG. 12.
Fig. 14 is a partial elevation view thereof.
Fig. 15 is a longitudinal section passing through the axis of a variant of the nozzle intended to inject fuel into a gas turbine.
Fig. 16 is a longitudinal section passing through the axis of another embodiment of a nozzle injecting fuel into a gas turbine.
Fig. 17 is a sectional view of a modification of the plate comprising the outlet orifice
Fig. 18 is a section through a modification of the swirl chamber.
Returning to fig. 1, the spray nozzle shown therein comprises a housing 1 of stepped cylindrical shape, having a male thread 5 along its outer part of maximum diameter. The open end at the top of the housing 1 has a bore 6 in which is placed the body 2 of the swirl chamber comprising a bottom 12 and surrounding the chamber 9, this body being associated with a plate 3 having the outlet orifice. The lower end of the housing 1 has a longitudinal inlet bore 7 arranged coaxially with respect to the longitudinal axis AA of the body 2 of the swirl chamber, this bore comprising a female thread 8 and through which the liquid can be introduced to spray.
The body 2 of the swirl chamber and the plate 3 comprising the outlet orifice are mounted with hard friction in the bore 6, so as to prevent any leakage along the wall of this bore. As can be seen, the two parts can be easily removed from the bore 6 when it is desired to replace them. The plate 3 has an outlet orifice 10 and the body 2 surrounds the chamber 9, this chamber 9 and this outlet orifice both being arranged coaxially with respect to the longitudinal axis AA of the body 2. Since the bore 6 serves as a template for the peripheral bore and for the peripheral diameters of the body 2 of the swirl chamber and of the orifice plate 3, this arrangement is important to allow the replacement of parts 2 and 3 which can be fitted without difficulty in housing whatever they are.
These replacements are necessary whenever parts have been worn or damaged by prolonged use, or need to be replaced to conform to different operating conditions.
The body 2 of the swirl chamber and the orifice plate 3 are held firmly within the bore 6 of the housing by a threaded cap 4 which pushes back the upper surface of the plate 3 thereby preventing any leakage of fluid from the housing. of the body of the chamber. The cap can also be sealed on the upper wall of the body 2 to prevent any leakage. The inner wall of the cap 4 has a female thread Sa capable of engaging with the male thread 5 of the housing 1.
The liquid coming from a supply duct (not shown) passing through the inlet bore 7 enters through the inlet 13 (FIG. 2), arranged tangentially with respect to the outer wall of the swirl chamber 9. The liquid is circulated in the chamber roughly in a logarithmic spiral to exit through the outlet port in the form of a hollow cone (Fig. 1). The conical thin-walled envelope, symmetrical about the axis, formed by the liquid discharged along the outer edge of the outlet orifice, tears into very fine droplets under the action of the centrifugal force of the fluid in flow.
In fig. 2, the body 2 of the swirl chamber is shown in top view and the path of the flow of the fluid entering this tangential inlet 13 is indicated by an arrow. As seen in fig. 4 which is a section taken along line 4-4 of FIG. 2, the liquid rises through the cut part 12a provided in the bottom 12; after which, its thickness being reduced, it penetrates into the interior above the bottom 12 following a horizontal path. Fig. 3 is a section taken along line 3-3 of FIG. 2.
We see in fig. 2 and 3 four main parameters constituted by the dimensions of this spray nozzle, these parameters considered important determining the efficiency and the operating yield of the spray nozzle. These parameters are constituted by the height of the swirl chamber H, the maximum radius of the swirl chamber R, the width B of the tangential inlet in the vicinity of the opening of the swirl chamber and the thickness S of the rib formed by the inner wall of the swirl chamber in front of the inlet. The inner side wall 14 of the swirl chamber preferably has the shape of the outer turn of a true logarithmic spiral.
It has been found that, in general, a logarithmic spiral-shaped vortex chamber is to be preferred in performance over a circular chamber. There are conditions for which it may be sufficient to use variants, for example a circular chamber. Regarding the number of inlets to the swirl chamber, it should be noted that, in general, a single inlet should be preferred, as this ensures a minimum of fouling and internal friction in the fluid.
Fig. 5 shows the orifice plate 3 in top view, FIG. 6 being a section of this FIG. 5. FIG. 6 shows the other two main parameters, namely the dimensions formed by the diameter D of the outlet orifice 10 and the axial thickness L of the orifice plate in the vicinity of this outlet orifice. The apex angle 2+ of the hollow spray cone formed by the droplets of the fluid is shown in fig. 6.
Figs. 7 to 11 show another embodiment which is advantageous, in particular for injecting fuel into oil burners or into any combustion chamber.
The same reference numerals as for the previous figures were used, for similar parts, where possible.
In fig. 7 to 11, the housing 16 of the nozzle, of a generally cylindrical shape, has two groups of male threads 17 and 18 formed on two parts different from its outside diameter. An open end of the housing 16 has, along its axis, a longitudinal bore serving to receive the body 2 of the swirl chamber and the orifice plate 3, as in the case shown in FIG. 1. The lower end of the housing 16 has a longitudinal axis 20 also concentric with the axis of the housing and the diameter of which is smaller than that of the bore 19, this bore serving to receive the liquid to be sprayed.
The swirl chamber body 2 and the orifice plate 3 are fitted with hard friction in the bore 19 to prevent leakage along the bore 19 of the housing 16. The two pieces 2 and 3 can be easily removed from the housing. bore 19 when it comes to replacing them. The body 2 of the swirl chamber and the orifice plate 3 are firmly held in place inside the bore 19 of the housing 16 by a threaded cap 21 which pushes the upper surface of the orifice plate 3 so as to further prevent any fluid leakage. The inner wall of the cap 21 has a female thread 17a in engagement with the male thread 17 of the housing 16.
As in the case of fig. 1, the swirl chamber and the outlet port are held coaxially with the longitudinal axis of the nozzle by the interior wall of the housing 16 surrounding the bore 19 extending above and beyond the body 2 to surround part of the orifice plate 3. The thread 18 is intended to engage with the corresponding thread of the combustion chamber or any other element making it possible to hold the housing 16 in place. This element or this chamber abuts against the shoulder 16a.
Figs. 12 to 14 show another particularly advantageous embodiment for injecting fuel into the combustion chambers of gas turbines. As best seen in fig. 12.1 The spray nozzle of this spray chamber comprises a housing 22 of cylindrical shape having two threads 23 and 24 formed on different parts of the outer diameter of the housing. An open end of the housing 22 has a longitudinal bore 25 in which the body 2 of the swirl chamber and the orifice plate 3 are mounted with hard friction; The outlet orifice 10 and the swirl chamber 9 are arranged coaxially with respect to the longitudinal axis of the housing and of its bore.
The opposite end of the housing 22 has a coaxial longitudinal bore 26 of reduced diameter ensuring the admission of the fluid to be sprayed.
The body 2 of the swirl chamber and the orifice plate 3 are held with hard friction in the bore 25, so as to prevent any leakage along this bore of the housing 22. The tubes can easily be removed, if necessary. parts 2 and 3 of the bore 25. These two parts 2 and 3 are firmly held in place in the bore 25 by a threaded cap 27 which pushes back the upper surface of the orifice plate 3 and thus prevents any leakage of fluid. the inner wall of the cap 27 has a female thread 23a engaging the corresponding male thread 23 of the housing 22.
The peripheral part 28 of the cap 27 has a circular shape and its diameter is such that it can receive the cylindrical part 29 of a ventilation casing 30. This casing 30 serves to cool the surface of the nozzle and to protect it against all troublesome deposits. This is ensured by the introduction of a current of air passing through the various channels 31 formed on the outside of the cylindrical peripheral part of the cap 27. The air flows towards the inner surface of the outer transverse wall of the cap 27. the casing to be properly distributed over the entire surface of the nozzle. The inner wall 29 of the casing 30 is mounted with hard friction on the cylindrical portion 28 of the cap 27 so as to be securely held in place.
Several longitudinal openings 32 are made in the casing their number is equal to that of the longitudinal channels 31 of the cap 27 so as to be placed opposite the latter and to allow the entry of air inside the casing.
A locking ring 39a energetically secures the cap 7 and the body 22 of the nozzle and thus prevents loosening of the connection provided by the threaded part 23 of this nozzle body 22. The male thread 24 serves to hold the body of the nozzle. the nozzle 22 inside a female thread formed in a combustion chamber or in a multiple distributor main manifold if the combustion chamber has more than one nozzle.
A cylindrical cartridge type filter 34 is inserted into the bore 26 at the lower end of the housing 22 to provide filtration of the fuel. The frame of this filter 34 is brazed on a flange 35 of which 1s circular outer periphery 36 can be housed inside the wall 37 of the cylindrical bore 38 which is in front of the fuel inlet in the nozzle. An elastic ring 39 holds the collar 35 of the filter 34 in position.
Fig. 15 shows another embodiment which can also be used for injecting fuel into the combustion chambers of gas turbines. In this fig. 15, the body 40 of the swirl chamber which is cylindrical in shape has two male threads 41 and 42 formed on two different parts of its outer periphery. The closed end of the body 40 is integral with the chamber 43 ensuring a spiral swirling. The outer periphery 44 of the body 40 of the swirl chamber is introduced into the corresponding internal bore of a cap 45 which forms the orifice part and which has at one end the outlet orifice 10. The inner wall of the capu chon 45 has a female thread 41a engaging the male thread 41 of the housing 40.
These threads 41 and 41a engage the body below the swirl chamber to ensure axial alignment. The threaded cap 45 pushes back the upper surface of the body 40 to prevent any leakage of fluid. In addition, the axes of the swirl chamber and the outlet port are kept aligned with the longitudinal axis of the body. However, the wall 6 of the bore of the main body which, in the case of FIG. 1, acts as a gauge, no longer exists in the case of FIG. 15.
The peripheral part 46 of the cap 45 is circular in shape and its diameter is such that it can receive the inner periphery 47 of the ventilation casing 48. Several longitudinal grooves 48a are formed in this casing 48 facing the longitudinal channels 49 formed. in the cap 45, so that air can flow to the inner wall 50 of the casing 48 to be properly distributed to the surface of the nozzle. The inner surface 47 of the casing 48 is mounted with hard friction on the outer periphery 46 of the cap 45.
To prevent any loosening of the assembly comprising the nozzle during operation, a fixed seal 51 is provided to secure this assembly.
The threaded male part 42 serves to hold the body 40 of the swirl chamber inside the female thread formed in the wall of a combustion chamber or of a multiple fuel inlet manifold. The filter 52 is similar to that shown in FIG. 12.
Fig. 16 shows another embodiment intended to be used for the injection of fuel into gas turbines. This embodiment differs from those of FIGS. 14 and 15 at several points. In fig. 16, the housing 53 of the nozzle is cylindrical in shape and has two male threads 54 and 55 on two different parts of its outer periphery. In front of the open end, on the left side of fig. 16, of this housing 53, are the body 2 of the swirl chamber and the orifice plate 3. This body 2 and this plate 3 are held with hard friction in the bore 56 of the threaded cap 57 which secures these parts 2 and 3 in position inside the bore 56, these parts being aligned with the axis of the bore by the compression effected on the upper surface of the orifice plate 3, which prevents any leakage of fluid.
The inner wall of the cap 58 carries a female thread 54a engaging the corresponding male thread 54 of the housing 53 of the nozzle. It is easy to remove parts 2 and 3 from bore 56 if necessary. In a manner analogous to the nozzle shown in FIG. 12, fig. 16 also has a ventilation casing 30, a locking ring 39a and a filter 52.
Fig. 17 is a sectional view of a particular embodiment of the orifice plate 3 which can be used in the case of the nozzles according to FIGS. 15 and 16. In this case, the orifice plate 58 has an inner wall 59 having a slight upward slope as shown in the drawing. This is advantageous for guiding in a regular manner the horizontal fluid streams to make them take a vertical direction at the outlet of the orifice, thus reducing the internal friction of the fluid to a minimum.
Fig. 18 and a sectional view of a variation of the swirl chamber suitable for use with the nozzles described above. The body 60 of this swirl chamber surrounds the actual chamber 61, the bottom of which has a conical projection 62 at its center. This projection is useful for guiding in a regular manner the fluid threads upwards and towards the orifice in order here again to reduce the internal friction of the fluid.
In all of the nozzles proposed above, it will be noted that the concentricity of the orifice or of the cover plate comprising the orifice is independent of the concentricity or lack of concentricity of the threaded portion of the cap holding the orifice plate in place. or which itself includes the orifice. This is extremely advantageous and, furthermore, in cases where the cap is used to hold the orifice plate in place during the assembly of the nozzle and the screwing of the cap to the housing, no torsion or tilting stress. neither is exerted on the orifice plate nor on the body of the swirl chamber, which could otherwise result in distortion of the two parts and cause eccentricity or buckling of the axis.
From the point of view of thermal stresses, the nozzle described above is also advantageous for many reasons. In particular, in a typical application, the temperature of the oil in the combustion chamber is 38 "C, while, outside the nozzle in the combustion chamber, this temperature may rise up to at 540 "C and, in the area where the air is circulating along the outer periphery of the nozzle, this temperature can be about 360" C. As a result, temperature gradients occur which can result in warping or a wing of the spiral swirl chamber introduced into the housing and more particularly of the orifice cover plate.
By allowing the orifice cover plate to protrude above the top edge of the housing, this plate exhibits greater resistance against bending and greater rigidity.
So far, the theoretical advantages, which would be possible in the case of the spray nozzle using a flow chamber in which a liquid film is torn by centrifugal force beyond the outlet of the flow chamber. circulation, were not insured. It has been found that the inability to achieve the optimum result with this type of spray nozzle is mainly due to the large friction losses, the lack of symmetrical flow with respect to the axis and the mutual impact of the liquid particles at inside the swirl chamber, as well as in the inlet and outlet channels. It has also been found that these defects are caused by a fundamental lack of understanding of the effect of the total geometry of the nozzle represented by the above important parameters B, D, H, L, R and S.
Heretofore, vortex chamber type nozzles have been designed primarily on an empirical or trial basis without fully considering the relationships between the above six geometric parameters. In addition, the prior art with regard to the design process would not allow to predict in advance the efficiency of the nozzle and its spray pattern, especially with regard to the angle at the apex of the cone and the fluid weight flow rate. In addition, the prior nozzles did not make it possible to determine certain criteria with regard to the index of the peripheral distribution in the jet and with a view to obtaining for this index a value lower than a given value or even to predict this distribution. The effect and use of the distribution index has been described below.
When designing spiral vortex chamber type nozzles, one generally starts from two criteria given by the purchaser to whom this type of nozzle is intended. These two criteria are the angle at the top of the cone 2 and the effective flow rate by weight W. ,, of the fluid. Starting from these two criteria, we must proceed as follows to define certain geometrical parameters of the nozzle.
As is known, the outlet flow coefficient K and the apex angle 2+ of the cone of a nozzle are a function of the geometric parameters of the nozzle and of the pressure drop in the nozzle.
For a given nozzle having the following properties:
AP = the pressure drop at the nozzle, in other words the difference
rence of pressure between the pressure at the inlet of the aju
tage and ambient pressure in the outlet plane of
the nozzle orifice.
Wact = the flow rate in effective weight of the fluid (gamma) = the density of the fluid, i.e. its specific weight
2 + = = the angle formed by the spray cone
Ain = the inlet straight section of the nozzle = B.H.
g = the intensity of gravity
August = the cross section of the nozzle outlet
zD2
4
K = the evacuation coefficient corresponding to a fall
pressure #P in the nozzle
In this case, the flow rate by weight for an ideal fluid (Wjdea,) is given by the equation
EMI4.1
If we know the discharge coefficient (K) for a particular pressure drop in the nozzle (#P), we can write the flow rate in effective weight Wact as follows:
Wact = K.W. ideal.
It has been found that the discharge coefficient for a given reference pressure drop (Kref) is an empirically derived function (wire) of the ratio between the straight sections of the nozzle at Ain the inlet and the outlet By defining the section report
August straight in the form
EMI4.2
in this case: (1) Kref = fl (x) = 9.43 x 10-4 + 3.66 x 101 (x) '-2.0 x 10-
(x) 2 + 6.0 x 10-2 (x) 3 - 6.6 x 103 (x) 4.
In addition, it has been found that the outlet flow coefficient for any pressure drop AP can be related to the outlet flow coefficient for a reference pressure drop by means of a correction factor (Cp) such as follows:
K = Cp Kref
The correction factor Cp is a function (f2) of the effective pressure drop across the nozzle.
(2) Cp = f2 (#P) = 1.56-2.35 x 10-3 (#P) + 1.16 x 10-5
(#P) 2-2.22 x 10-8 (#P) 3 + 1.42 x 10-11 (#P) 4.
Likewise, a group of empirically derived functions relates the angle at the apex of the spray cone (2 #) for an effective pressure drop given to the ratio between the straight sections
Aint Thus the angle at the top of the spray cone for the pressure drop (2 # ref) is a function of this ratio between the straight sections as indicated by the equation (3) 2 4're ± (degrees) = fo (x) = 6.6 + 2.75 x 10 '(x) -2.95> c 102
2 + 3.34 x 102 (x) 1 - 1.48 x 102 (x) 4.
To relate the angle at the top of the cone for any pressure drop to the angle at the top of the spray cone for a reference pressure drop 2ref a correction factor (C2 +) can be used as follows:
24 '= C24'. 2 # ref.
The correction factor C24 'is a function (f4) of the effective drop in potential in the nozzle and is given by: (4) C2 # = f4 (aP) = 7.3 x 10-1 + 7.09 x 10-3 (aP) -3.96x 10-5
(aP) 2 + 7.67x 10-8 (aP) 3-4.87x 10-11 (#P) 4.
In summary, there are four basic empirically defined relationships that must be considered in determining the characteristics of the nozzle:
(1) Kref = fl (x).
This means that the discharge coefficient for a reference pressure drop in the nozzle equal to APref is a function (fi) of the ratio between the straight sections.
(2) Cp = f2 (P) which means that the correction factor used to define the discharge coefficient K for pressure drops different from the reference pressure drop is a function (f2) of the effective drop pressure in the nozzle
(3) 2 # ref = f3 (x) which means that the angle at the apex of the cone for a reference pressure drop in the nozzle is a function (3) of the ratio between the straight sections
(4) c2R1 / = f4 (AP) which means that the correction factor used to set the angle at the top of the cone for pressure drops other than the reference pressure drop is a function (f4) of the drop
effective pressure in the nozzle.
A nozzle can easily be established by starting from equations (1> (4) once the various functions f, to f4 have been determined.
For example, it can be considered that the nozzle can be set to provide a given flow rate by weight Wact with an angle at the top of the spray cone 2Jr determined for a given pressure drop AP in the nozzle.
First stage:
Starting from equation (4), C2 + is calculated for the given pressure drop across the AP nozzle.
Second stage: 2 #
Knowing that 2 # ref = 2 # according to the definition of C2 +, being
C2 #
given that we get C2 # from the first stage and 2 # is
given, we can solve equation (3) for the ratio between the straight sections
EMI4.3
in other words:
EMI4.4
Third stage:
Starting from equation (2), we calculate Cp for a given pressure drop AP in the nozzle.
Fourth stage:
Starting from equation (1), we calculate Kref for the ratio between the straight sections obtained after the second stage.
Then, knowing Cp following the third stage, one solves, to obtain the evacuation coefficient K corresponding to a given pressure drop AP, the equation already indicated
K = Cp.Kref
Fifth stage:
However, this equation can be solved for the diameter D of the outlet orifice. We already know that
Wact = K.Wideal
EMI4.5
It follows that
EMI4.6
up to a coefficient depending on the units adopted.
Sixth stage:
By using the ratios between the other dimensions of the nozzle as defined by the requirements of a good peripheral distribution in the jet as described below, it is possible to define the important dimensions of the nozzle other than D. During this process, it must be taken into account that the inlet cross section of the nozzle Arn, equal to B x H, must be kept at a level such that the ratio between the straight sections keeps the same. value as determined in advance during the second stage.
It should be understood that by following the process described, the ratios between the passages made in the nozzle, that is to say between the parameters B, D, and H are established for a given flow rate and a given apex angle. .
We will now describe a particular process for obtaining fi, 2, f3, f4, as used for the above equations (1), (2), (3), (4). Of course, any other suitable process can be applied in accordance with generally accepted technique. In this process, a family of nozzles of similar design of the logarithmic spiral spray type, but having different inlet and outlet cross sections is obtained and these nozzles are operated over a wide range. pressure drops in the nozzle, ranging for example from 0 to 50 kg per cm2. The apex angle (2+) and the effective flow (Wact) are measured for different selected pressure drops.
Each of these measurements gives by calculation the value of the discharge coefficient for a given pressure drop, this coefficient K being equal to the ratio between the measured and theoretical flow rates, that is to say that we have:
EMI5.1
r being the specific weight of the fuel
Anut being the cross section of the outlet of the nozzle, which
Equals
irD2
4 and
g = being the intensity of gravity.
Following a particular process to be described, we start from twenty-seven different combinations of nozzles, choosing K and 2+ for different values of AP with three different parameters D, H and L, leaving constant B, S and R. From this total of twenty-seven, nine combinations of nozzles were used to define K and 2 by varying
D and H and keeping the parameters L, B, S and R.
The twenty-seven nozzle combinations used appeared sufficient to obtain the necessary data within generally accepted limits of experimental and constructional errors. Of course, a greater or lesser number of combinations could be used, depending on the requirements of the precision envisaged.
The data obtained during this process are plotted on a graph and give two families of curves. The first family represents K on the ordinate with Ajn / Aout on the abscissa for the different combinations of nozzles and different values of AP, each curve of this family corresponding to a given value of AP, for the different nozzles of the number of unavailable combinations. The second family presents on the ordinate the angles 2 measured as a function of the AiriAout cross-sectional ratios on the abscissa for the different combinations of nozzles and different values of AP, each curve of the family corresponding to a given value of AP for the different nozzles of the number of combinations available.
To facilitate the use of the data defining the curves for a general analytical construction of the nozzles, the curves have been transformed into numerical equations so as to obtain fl, 12, 13 and f4 as follows:
First stage:
The coefficient of evacuation K is obtained from the first family of curves as a function of the ratio between the straight sections:
a) given that the evacuation coefficient K varies with the pressure drop AP in the nozzle for a constant value of the ratio of the straight sections, we choose a reference pressure drop for which we want to find the relationship between Kr, , f and the ratio between the straight sections. This gives Kref in equation (1).
In the experiments described here, a pressure drop of 20 kg / cm2 was chosen as the value of Kref to obtain fol, since this value is approximately in the middle of the range of pressure drops to be examined. Of course, other values could be chosen for the constant reference pressure drop.
b) The experimental data giving the relationship between K and the ratio between the straight sections being reported for a pressure drop of 20 kg / cm2 are then transformed by any manual or automatic calculation method, for example by the least squares method. The latter process consists in applying these least squares to determine polynomials of degrees 1, 2, 3, 4 of the form
Kref = fi (Ajn / Aout) passing through the data groups comprising pairs of values. This gave Kref for the considered pressure drop
K 300.
Second stage:
To obtain the correction factor Cp, in the form of a function f2 of the effective pressure drop AP from equation (2), we again plotted the families of curves giving K as a function of the ratio of the straight sections for pressure drops varying between 1.8 and 50 kg / cm2. The values of the ratios between the straight sections are obtained from the same combinations of nozzles which have already been used during the first stage and they are identical to the corresponding values of these ratios used during this one. The data corresponding to each pressure drop A P are obtained from the experiments made with the different combinations of nozzles.
If K is the effective discharge coefficient for any pressure drop A P, the correction factor is equal to
K
CP =
Kref
As we have already explained, K and Krcf are obtained from experimental data. In the second part of the second stage, all the values of Cp are calculated for each given particular value of the ratio between the straight sections, corresponding to the values of these ratios taken on the curve Krcf = f (x). It has been found that in the particular nozzles defined above, the values of Cp for a particular pressure drop do not vary significantly for different cross-sectional ratios.
Therefore, the mean data of Cp can be plotted for different values of AP and the least squares method as used in the first stage is applied. The equation corresponding to the curve gives Cp = f2 (AP).
Third stage:
To obtain the vertex angle 2+ of the cone as a function f3 of the ratio between the cross sections in equation (3), we choose a reference pressure drop, since this apex angle varies with the pressure drop for a constant value of the ratio between the straight sections. During the experiments which are being described, the same reference pressure drop of 20 kg / cm2 was used again. The experimental data giving the angle at the top as a function of the ratio between the straight sections, once transferred to the second family of curves were extracted for the chosen reference pressure and the corresponding curve was plotted. This curve is then transformed by the least squares method to give the equation 24'ref = f3 (x).
Fourth stage:
To obtain the correction factor C2, as a function f4 of the effective pressure drop across the nozzle in equation (4) in order to be able to determine the apex angle 21lr of the cone for pressure drops other than the drop of reference pressure, we proceed as follows:
a) families of curves giving the angle at the top as a function of the ratio between the straight sections are drawn for pressure drops varying between 1.8 and 50 kg / cm2. The values of the ratio between the straight sections come from the same combinations of nozzles as those used during the first stage and are identical to the corresponding values of this first stage. The data for each vertex angle is measured experimentally.
If 2+ denotes the effective apex angle AP of the cone for any pressure drop A P, the correction factor is equal:
EMI6.1
b) this being done, all the values of C21lr are calculated for each given value of Ain / Anut corresponding to the values of these ratios on the curve 24'ref = f3 (x).
It has been found that the values of C24 'for the nozzles thus defined do not vary significantly for a given pressure, when the ratios between the cross sections are different. As a result, the average values of C2 + are reported as a function of the different pressure drops and we obtain from this curve, transforming it by least squares methods as in the first stage, the following equation:
C24 '= f4 (AP).
As can be seen, a complete process has thus been described for obtaining several parameters of the nozzle when giving the vertex angle and Wact or else for predicting the apex angle and
Wact when we know the relationship between straight sections and pressure drop.
One of the most difficult conditions to meet in spray nozzles with a circulating swirl chamber is to spray the liquid into fine droplets and discharge the sprayed fluid as a jet with a uniform droplet distribution. This latter property of the jet is of fundamental importance for many applications of such nozzles, particularly in the case of the injection of fuel into the combustion chambers of oil burners, gas turbines, and other combustion engines. internal.
The degree of weight uniformity of the droplets in the jet produced by the spray nozzle can be measured by the delta index which forms a quantitative measure for the level of this distribution. To better understand the design of the distribution index involved in performing the process described in this talk, it is necessary to present a short rune definition of the different ways of obtaining this index experimentally.
According to a process for obtaining this index, a total number X of observations is made on the percentage of the sprayed fluid ending for example in sectors equal to 60 distributed around the periphery of a circular or hexagonal receiving basin.
The sum of the values of the differences between 16.66% and the percentage actually falling in each of these six sectors of the receiving basin during each of the X experiments is used as the distribution index.
In general, the lower this index, the closer the distribution of the fluid by the following nozzle approaches to the optimum in the spray cone. In a large number of difficult applications, for example if the spray nozzle is used for fuel injection into a combustion chamber, a nozzle with a high distribution index would cause irregular and inconvenient fuel concentrations which would result in hot spots on the wall of the combustion chamber or on neighboring elements such as the turbine blades.
When calculating the parameters of the swirl chamber nozzles, it is very important that the designer can quantitatively assess, during his design process, the effect of the various geometric parameters which he must choose in part from. an arbitrary way. We see how, in the case provided, the distribution index is used as an important and fundamental criterion, in order to be able to judge the nozzle project taking into account the total geometry of the nozzle, as well as the quality of the technique. of manufacture to be used in establishing this type of vortex chamber spray nozzle. The use of the distribution index serves to improve the design in an optimum manner and to estimate the possibilities of manufacture.
When designing nozzles with a circulation chamber according to the prior art, it is not possible to define such criteria and in particular a criterion comprising a distribution index. It is important for the purposes envisaged to use the distribution index as well as the ranges of the ratios between the six main dimensions of the nozzle as indicated above, so as to proceed in a completely new way to design a nozzle. nozzle and predict its effectiveness with regard to good distribution.
It has been found that the optimum operation of a swirl chamber comprising an inlet with a spray nozzle is significantly influenced by the six parameters or dimensions, namely: the diameter of the orifice D, the axial thickness L of the outlet orifice plate, the width of the tangential inlet B in the vicinity of the inlet opening into the swirl chamber, the height H and the maximum radius R of the swirl chamber and the thickness S of the rib formed by the inner wall of the swirl chamber at its entrance.
Each of these six geometric parameters is important for obtaining two new and important characteristics, namely: the design of the nozzle and the possibility of predicting its operation with respect to the expected distribution index, for a given set of these. six geometric parameters.
It has been observed that there is not a single parameter whose value is decisive in itself. On the contrary, for a given value of any parameter, chosen from a given range of geometric variables as indicated below, it is possible to obtain optimum operation of the nozzle with good distribution, and this by modifying the other parameters at l. 'within the limits defined in advance.
It was found that each of the following ten geometric ratios:
RLBH S
Group I D'D D D 'D
R RH B H R
Group II BH 'D2, Û L' H constituting independent geometric variables are important in the definition of the distribution index. The value of any one of these ratios does not determine distribution operation. Nozzles with a distribution index of less than 30 have been found to be generally acceptable for most spray applications. However, in difficult applications such as the injection of fuel into the combustion chambers of gas turbines, the Distribution Index should be much less than 30.
It has been found that the consistency or maintenance of the distribution index is excellent when the nozzles have a low distribution index.
Since the six independent geometric variables or parameters D, L, B, R, H and S incorporated in the ten ratios above are important, and since there is a mutual influence between these parameters, one cannot define a set of good quality nozzles by defining ranges for each variable independently. However, ranges can be defined for the ten geometric ratios above, so as to ensure the existence of two main characteristics for the nozzle, namely: its design and the forecast of its operation as a function of the distribution index. delta.
It will be appreciated that the design and forecast of operation with respect to this distribution index form two independent characteristics and the conditions for each of these characteristics will be described independently.
The ranges given for the ten ratios forming part of groups I and II above are obtained as described below, or by any other experimental or mathematical route.
However, the process to be described has been found to be sufficiently precise within the limits normally allowed for experimental errors. First, a number of experiments involving different combinations of nozzles with different combinations of the D, L, R, H, B and S parameters are performed and the distribution index is measured for each experiment.
This measurement of the delta index is carried out in any suitable manner, for example, as described above. The data from each experiment are used for further calculation, and an electronic calculator, for example by means of punch cards or magnetic tape, is conveniently used for this purpose.
The second stage consists in determining those of the six geometric parameters of the nozzle which are the variables acting on the distribution index and those of the combinations of these parameters such as linear ratios D / R, for example squares, exponential powers, etc., should be examined to determine their effect on the distribution provided by the nozzle. In the first part of this second stage, the linear relationships of all the combinations are examined, for example using a multiple stepped regressive program in a calculator so as to eliminate all the unimportant variables. When these unimportant variables have been eliminated, the calculator is acted upon to find the most determining combinations such as linear ratios, etc., of the parameters.
Further regressive analyzes are then performed to further eliminate parameters which are not essential for this examination. When the irrelevant combinations of the parameters have been eliminated, an equation is formed which is the fundamental equation giving the delta distribution index. In a process described by way of example, we perform seven regressive calculations and we arrived at the equation giving the distribution index which is equation (5):
L B S L2 B2 R2 -g1 --g- + gî- + g4- + gs - go- + K
DDD where g1 to - g, are factors representing the influence coefficients and K a constant.
In the third stage, we study the values of the most important linear and squared combinations between the parameters. In the case considered, the following fourteen combinations of variables:
L L2 H H2 R R2 D D2 B2 R2 D D2 R RH D D2 D D2 D D2 L L2 D2 L2 HR 'D2' L2 'H' R 'BH' D2 were analyzed for the different combinations of nozzles in progress. 'exam. In this case, 243 combinations of nozzles and 465 measurements of the delta distribution coefficient were used. The data from the analysis of each of the subsequent combinations examined of fourteen variables are then reported for different ranges of the distribution coefficient delta namely 20-25; 25-30; and 35-40 for example.
In other words, we establish a curve having this coefficient on the ordinate as a function of each of the fourteen variables on the abscissa for a given range of the delta coefficient.
Each of the curves is studied to determine which of the variables acted on the distribution index in a particularly important way. This is achieved by drawing a line of discrimination and rejecting the variables for which only a small effect is indicated on the delta coefficient. In other words, those of the fourteen variables indicating a poorly defined effect on the delta coefficient are rejected; a sieving process is thus used. Those of the fourteen variables which indicate a greater effect are retained.
In a fourth step, all of the calculator's regressive analyzes are screened for those data points that do not satisfy equation (5). This made it possible to identify points which lie outside the predictable range of the equation which lie outside the foreseeable range of equation (5) define the critical ratios of groups I and II. The experimental data of the example being described for different combinations of nozzles were obtained with water forming the fluid under a calibrated pressure of 7 kg / cm 2. For fluids other than water and pressures other than that indicated, appropriate correction factors should be applied for the density, viscosity and pressure of the fluid.
However, the general technique described for defining the possible ranges for the ten ratios of Groups I and II, can be used with fluid at any pressure.
For water under a pressure of 7 kg / cm2, the following limits must be observed for these ten ratios, when the following different objectives are in view:
1) Description of operation. For operation of all nozzles with a delta distribution index less than 30, the ratios of group I must be kept within the following limits:
R L
D <12 - <2.62 B H
- <182 - <4.77
D '
These four ratios as defined by the stated limits are of fundamental importance and determine the five dimensions of the nozzle apart from S.
The reports of group II ensure in a refined way the definition of the four ratios of the above parameters:
R RH 10 R> 40; RH <10
BH D2 D2
B H R
L <0.8; L <1.75; H> 1.25
The Group II reports form criteria confirming or ruling out the Group I reports with respect to the possibility of their use to describe the operation of the nozzle. Group II reports are likely to rule out possible choices of odds that are not compatible with each other.
2. Operation forecast: In order to be able to predict operation, this forecast possibility is determined by the following ranges for the following three ratios: R
1.7 <- <8.0
D
L
D <4.0 S
0.1 <- <0.33
D
By remaining within the limits thus provided for the three parameter ratios, the operation of a nozzle can be predicted as a function of its distribution index. It should be noted that the nozzles chosen within the limits imposed for RL S - - et- have an operation which can be predicted, but which is not necessarily excellent operation.
In summary, the use of the ten ratios referred to above allows the producer to establish a nozzle having a distribution index which is below a determined value, in the case considered, with the ranges indicated
RL S above. The use of the three ratios D DX and D also makes it possible to predict the operation of the nozzle with regard to this delta distribution index.
Moreover, renation (5) allows the producer to obtain by mathematical analysis the distribution index for any nozzle. This is extremely important, since the builder can thus know whether or not the nozzle which he has designed has the desired distribution index.
The nozzles made in accordance with the process indicated have a large number of decisive advantages and in particular the nozzle obtained ensures:
1. The ability to keep the angle of distribution approximately constant for a wide range of volume flow rates under varying pressures of the liquid feed.
2. The ability to maintain a roughly constant discharge coefficient for a wide range of pressures and volume flow rates.
3. The production of very fine droplets at relatively low fluid pressures.
4. A pressure variation reduced to a minimum between the highest and lowest volume flow rates, which allows the maximum pressure to be kept at a low value.
5. The possibility of providing relatively large straight sections for the passage of the fluid, in order to reduce the risk of clogging.
6. The uniform weight distribution of the droplets in
the conical jet, which corresponds to a good distribution index for a wide range of volume flow rates.
7. Maintaining fine droplet production over a wide range of flow rates.
8. Maintaining excellent spray and an excellent level for the distribution index over a relatively long period of use of the nozzle.
9. In the case of use for the injection of fuel into combustion chambers, obtaining good combustion stability, excellent combustion efficiency and safe ignition under the most severe conditions. more unfavorable during
a very long duration of use of the rajutage.
10. Efficient operation with excellent efficiency
when spraying liquids or fuels with strong
viscosity.
11. A very long possible period of use of the nozzle.
12. Efficient operation with excellent efficiency
in the case of nozzles with the lowest volume flow rates
and the strongest.
13. Obtaining the maximum possible ranges for flow rates.
14. A simple design with a rustic construction
capable of withstanding the fatigue resulting from operation
and in particular to thermal fatigue.
15. A simple design with a small number of elements
suitable for high precision production with a surface
of optimal quality, easy assembly and at the same time a
easy maintenance and replacement of parts.
16. A simple design that allows for math
matically the main operating parameters such as
the peripheral distribution index, the evacuation coefficient and
the angle at the top of the spray cone, which eliminates the
need to design and construct the nozzle using trial and error processes, which are expensive and result in wasted time.
17. High combustion efficiency for a wide range of fuel to air ratios.