ДУТЬЕВАЯ ГОЛОВКА Российский патент 2003 года по МПК C03B37/06 

Изобретение относится к области производства строительных теплозвукоизоляционных материалов и может быть использовано в производстве супертонких штапельных волокон из минеральных расплавов путем вертикального раздува высокоскоростной струей газообразного энергоносителя.

Известна дутьевая головка для получения штапельного минерального волокна, содержащая корпус с патрубком ввода энергоносителя, крышку с отверстием для подачи расплава и патрубком, досопловую и подсопловую камеры, сопло в виде кольцевой щели между крышкой и корпусом, а также резонирующую полость между корпусом и стаканом в виде тупиковой кольцевой проточки в подсопловой камере (А. с. 827429).

Известна также дутьевая головка для получения минерального штапельного волокна, содержащая корпус с патрубком, крышку с отверстием для подачи расплава и патрубком, досопловую и подсопловую камеры, сопло в виде кольцевой щели между крышкой и корпусом, резонирующую полость в подсопловой камере в виде тупиковой кольцевой проточки между корпусом и стаканом, который изнутри выполнен в виде диффузора из жаростойких материалов (А. с. 941326).

В этих устройствах для диспергирования струи расплава используется механизм диффузной кавитации, обусловленный воздействием на струю акустическими волнами ультразвукового диапазона. Диффузный механизм расширения газовых пузырьков многократно уступает в интенсивности механизму кавитации, обусловленному декомпрессионной дегазацией, приводящей при резком падении давления в жидкой струе расплава (что адекватно падению давления внешней среды) к такому же резкому относительному повышению давления в зародыше газового пузырька. Этот механизм играет основную роль в кавитационном процессе, возникающем в жидкостях с малым содержанием газа в области температур, далеких от точки кипения (что характерно для перегретых расплавов горных пород) ("Ультразвук. Маленькая энциклопедия", под редакцией Голяминой И.П., М., 1979 г., раздел - Кавитация, стр. 156-157).

Наиболее близкой к предлагаемому устройству из известных устройств является дутьевая головка для получения супертонкого волокна, содержащая корпус с патрубком для ввода энергоносителя, крышку с отверстием для подачи расплава, досопловую и подсопловую камеры, кольцевое рабочее сопло и кольцевую полость акустического резонатора, отделенную от досопловой камеры каналами, расположенными тангенциально относительно радиуса полости резонатора, лежащего в плоскости, перпендикулярной оси дутьевой головки (А. с. 1278310). В этой дутьевой головке используется механизм декомпрессионного диспергирования в потоке энергоносителя, модулированного акустическими колебаниями звуковой частоты.

К недостаткам этого устройства относятся следующие конструктивные особенности.

1. В вихревом акустическом генераторе (А. с. 1278310), выполненном в виде модификации свистка Гальтона, энергоноситель подается в камеру резонатора через тангенциально расположенные отверстия. Образовавшийся в камере вихревой поток закручивает энергоноситель в плоскости, перпендикулярной оси сопла, отбрасывая его к периферийной стенке камеры резонатора (что объясняется центробежными силами) и создавая у внутренней стенки, непосредственно примыкающей к соплу, значительное разряжение за счет эжекции газа скоростной вращающейся струей. Вектор линейной скорости вихревого потока направлен тангенциально по отношению к радиусу кольцевой щели рабочего сопла, что обеспечивает малое сопротивление вращающемуся потоку и препятствует его истечению через рабочее сопло. Вращение вихревого потока продолжается до тех пор, пока статическая составляющая полного давления энергоносителя у внутренней стенки резонатора, отделенной от входных тангенциальных отверстий вихревым потоком и непосредственно примыкающей к рабочему соплу, не станет меньше давления в подсопловой камере и воздух не начнет поступать вдоль внутренней стенки рабочего сопла внутрь резонатора, создавая противоток в рабочем сопле, повышая массу вращающегося газа и давление в резонаторе. При этом скорость вращения вихревого потока, в соответствии с законом сохранения количества движения, резко падает. Этот момент соответствует началу нового колебательного цикла. Таким образом, колебательный процесс отбирает всю энергию потока (постоянная составляющая расхода энергоносителя практически отсутствует). Нарушение структуры вихря и изменение расхода на выходе из сопла меняется с частотой собственных колебаний системы, значение которой пропорционально суммарному сечению тангенциальных отверстий, обратно пропорционально объему камеры резонатора и суммарному объему тангенциальных каналов.

Отличительная особенность такого генератора состоит в том, что он обеспечивает со сдвигом в полупериод и рабочий расход энергоносителя, и проскок атмосферного воздуха в резонатор, а интенсивность затягивания части струи расплава вместе с воздухом в камеру резонатора пропорциональна амплитуде колебаний. Частота акустических колебаний такого генератора, практически совпадающая с частотой собственных колебаний системы, обусловливает эффект резонанса и соответствующее ему резкое увеличение амплитуды акустических колебаний, приводящее к большой доле неволокнистых включений (более 37%)не только из-за затягивания расплава в резонатор, но и из-за возбуждения слишком интенсивной кавитации в струе расплава, разрывающей струю на ультрамелкие частицы, не способные к дальнейшему волокнообразованию.

2. Подсопловая камера устройства выполнена в виде плавно расширяющегося конуса-диффузора, предусматривающего постепенное расширение (торможение) потока энергоносителя (вместе с эжектированными расплавом и наружным воздухом) по мере удаления от рабочего сопла.

Плавное расширение проходного сечения подсопловой камеры непосредственно за соплом ведет к торможению дозвукового потока энергоносителя еще до контакта с расплавом и отводит поток в сторону от поступающей струи расплава, снижая эффективность кавитационного расщепления и волокнообразования. Кроме того, в зоне расщепления струи расплава, где подсопловая камера имеет практически постоянную площадь поперечного (проходного) сечения, происходит активный разогрев турбулентного потока энергоносителя многократно увеличившим свою излучающую поверхность расплавом, что в совокупности с совершаемой этим дозвуковым потоком дополнительной работой по эжекционному захвату наружного воздуха через отверстие и патрубок в крышке, в соответствии с законом обращения взаимодействий, приводит к возрастанию давления в зоне расщепления и, соответственно, к ослаблению эжекции расплава и увеличению скорости потока на выходе из головки (Кириллин В.А. и др. "Техническая термодинамика" 1983 г., гл.8, раздел 8.6). Повышение скорости потока на выходе из головки ведет к увеличению вертикальных размеров (при вертикальном раздуве) камеры раздува - волокноосаждения до 10-12 м, т.к. затормозить поток до скорости, обеспечивающей качественную сепарацию волокна от крупных неволокнистых включений (более 0.2 мм) на меньшем пути торможения, невозможно. В подсопловой камере, плавно расширяющейся по мере удаления от сопла, расплав при вертикальном раздуве не в состоянии попасть в зону максимальной концентрации потока энергоносителя под соплом у стенки диффузора, зато вплотную приближается к внутреннему краю сопла, работающему, в основном, на всасывание, что увеличивает долю неволокнистых включений.

Целью изобретения является оптимизация конструктивных элементов дутьевой головки, влияющих на параметры волокна, качество минераловатного холста, на общее энергопотребление процесса раздува волокна и на габариты технологического оборудования.

Как известно, скорость вытяжки супертонкого штапельного волокна со средним диаметром 1-3 мкм находится в пределах 80-100 м/с ("Базальтоволокнистые материалы" Конверсиздат, Москва, 2001 г., стр.9). Процесс получения высококачественного супертонкого и ультратонкого штапельного волокна предусматривает предварительный перегрев расплава (для его лучшей гомогенизации) до температуры, на 300:500^oС превышающей температуру плавления. Это обусловливает снижение вязкости расплава и его поверхностного натяжения, а также приводит к уменьшению не только диаметра, но и длины волокна. При работе с таким расплавом для вытяжки длинных супертонких волокон (с отношением длины к диаметру 10⁴ и более) необходимо последовательное воздействие:
1 - на струю расплава - коротким импульсом динамического давления ограниченной мощности (с целью ее кавитационного разрушения) и
2 - на отделившиеся от струи множественные частицы расплава - постепенно снижающимся динамическим давлением скоростного потока энергоносителя, длительность действия которого по меньшей мере в 1,5 раза превышала бы длительность переднего фронта импульса (роста давления в начале периода).

Такое последовательное чередование должно происходить с частотой не более 4: 5 кГц, обеспечивающей временной промежуток между передними фронтами импульсов, достаточный для ускорения частиц расплава со средним диаметром 10: 30 мкм до скорости 80-100 м/с на пути свыше 3-10^-2 м, т.к. каждый следующий импульс, как правило, приводит к обрыву ультратонких волокон, вытягиваемых на периферии расщепленной струи (оставляя в целости более грубое супертонкое волокно, вытягиваемое ближе к оси дутьевой головки). Кроме того, истекающая из сопла высокоскоростная струя энергоносителя не должна периодически менять своего направления, иначе говоря, не должна засасывать воздух вместе с частицами расплава во внутреннюю полость дутьевой головки, что приводит к недопустимо большому проценту выхода неволокнистых включений в виде каменной пыли и ускоренному износу головки.

Предлагаемое устройство должно последовательно генерировать акустические волны (модулируя с той же частотой поток энергоносителя) таким образом, чтобы в результате максимальный расход и скорость потока совпадали по времени с прохождением фронта акустической волны. Мощность акустического излучения в зоне первоначального контакта высокоскоростного модулированного потока энергоносителя со струей расплава должна быть минимально достаточной для диспергирования расплава на фракции от 10 до 50 мкм, пригодные для вытяжки супертонкого волокна, а сам характер изменения скорости потока энергоносителя во времени имел бы пилообразную форму с крутым передним фронтом. При этом поток энергоносителя должен истекать из сопла непрерывно, не меняя во времени своего направления воздействия на струю расплава.

В конструкции дутьевой головки должна быть предусмотрена возможность направленного изменения соотношения основных энергетических параметров (скорости потока энергоносителя на выходе из рабочего сопла, частоты изменения этой скорости и объемного расхода, а также амплитуды акустических колебаний) в зависимости от реологической характеристики расплава путем простой регулировки внутреннего объема досопловой камеры и давления энергоносителя в подводящей магистрали.

Необходимо применить интенсивное разделение образовавшихся в скоростном потоке волокон и торможение этого потока в самой головке, что должно привести к укорачиванию факела раздува и повысить степень сепарации в малогабаритных камерах раздува-волокноосаждения с малым расходом рециркуляции потока отдува.

Поставленная цель достигается тем, что в дутьевой головке, содержащей корпус, патрубок с отверстием для ввода энергоносителя, стакан, крышку, воронку с отверстием для подачи расплава, кольцевую полость акустического резонатора, кольцевое рабочее сопло и подсопловую камеру, внутренняя полость головки от отверстия патрубка до рабочего сопла образована вращением вокруг оси головки контура, состоящего из дуги окружности с центральным углом от 120 до 210^o и сопряженных с ней отрезков прямой, и разделена стаканом на три последовательные камеры - входную, резонатора, отделенную от входной ускорительным соплом, и буферную, причем отношение объемов камеры резонатора к объему входной камеры от 0,1 до 0,6, площадь отверстия входного патрубка в 4-9 раз меньше сечения входной камеры и в 1,5-2 раза меньше сечения ускорительного сопла, которое в 1,3-5 раз больше сечения входного сопла буферной камеры, превышающего, в свою очередь, в 1,2-1,5 раза сечение рабочего сопла, образованного отбойным выступом на поверхности воронки на расстоянии от кромки входного сопла буферной камеры не менее удвоенной ширины его щели, а образующая внешнего конуса стакана, длина которой в 1,5-2 раза меньше длины контура, ограничивающего поверхность резонатора с противоположной стороны, составляет угол от 90 до 150^o с внутренней поверхностью ускорительного сопла и угол от 30 до 90^o с внутренним конусом стакана, ограниченным ступенчатой проточкой, формирующей волокнообразующее сопло, площадь сечения которого, по крайней мере, в 3 раза меньше площади сечения подсопловой камеры за торцом ступенчатой проточки, отстоящим от торца отбойного выступа не менее чем на половину расстояния от этого торца до точки пересечения образующих выступа и внутреннего конуса стакана.

На фиг. 1 изображена дутьевая головка. На фиг. 2 изображена расчетная схема и основные геометрические параметры, влияющие на работоспособность головки. На фиг.3 изображена временная зависимость изменения амплитуды генерируемых колебаний (переменной составляющей полного давления в камере резонатора).

Дутьевая головка состоит из корпуса 1 с входным патрубком ввода энергоносителя 2, имеющим площадь проходного сечения отверстия S₀, стакана 3, крышки 4 и заворачивающейся в нее по мелкой резьбе воронки 5, предназначенной для приема струи расплава и регулировки режима образования акустических автоколебаний, а также диффузора 6. Корпус в совокупности со стаканом, крышкой и воронкой образуют входную камеру 7 с площадью проходного сечения S₁, ускорительное сопло 8 с площадью выходного сечения S₂, камеру резонатора 9, буферную камеру 10 с площадью проходного сечения S₃:S₄ и рабочее сопло 11 с площадью проходного сечения S₅. Сопло 8 своей внешней поверхностью 12, выполненной в крышке 4, тангенциально сопряжено с торообразной поверхностью 13 резонатора 9, выполненной в воронке 5. Образующая дуга поверхности 13 с центральным углом ω от 120 до 210^o и радиусом кривизны R переходит в тангенциально сопряженную с ней поверхность 14, заканчивающуюся отбойным выступом 15, формирующим рабочее сопло 11. Между внутренней поверхностью 16 ускорительного сопла 8 и входным соплом 17 (с площадью сечения S₃) буферной камеры 10 расположен внешний конус 18 стакана 3, длина которого L₁ в 1,5:2 раза меньше длины контура EN, образующего поверхность резонатора от выходного сечения S₂ ускорительного сопла 8 до входного сопла 17 буферной камеры. Внутренний конус 19 стакана служит общей стенкой буферной камеры 10 и рабочего сопла 11, при этом длина канала L₂ буферной камеры не менее удвоенной ширины Δ кольцевой щели сопла 17. Угол α между образующей внешнего конуса 18 и внутренней поверхностью 16 ускорительного сопла составляет не менее 90^o и не более 150^o. Угол β между образующей внешнего конуса 18 и внутренним конусом стакана 19 от 30 до 90^o. Пересечение внутреннего конуса 19 стакана с торцом ступенчатой проточки 20 формирует волокнообразующее сопло 21, площадь сечения которого S₆ не менее чем в 3 раза меньше сечения S₇ подсопловой камеры 22, при этом торец ступенчатой проточки 20 отстоит от торца 23 отбойного выступа 15 на расстояние h, составляющее не менее половины расстояния Н от торца 23 до точки М пересечения образующих конической поверхности 19 и отбойного выступа 15.

Формирование супертонкого волокна из расплава с помощью предлагаемой дутьевой головки производится следующим образом.

Энергоноситель по подводящему патрубку 2 поступает во входную камеру 7, проходит через ускорительное сопло 8 в резонатор 9, возбуждая в нем вынужденные акустические колебания, модулирующие выходящий с дозвуковой скоростью из рабочего сопла 11 поток энергоносителя в виде импульсов пилообразной формы с крутым передним и пологим задним фронтами. Расплав через отверстие в воронке 5, увлекаемый эжекционным потоком, поступает в подсопловую камеру 22, которая на минимальном удалении от рабочего сопла 11 имеет резкое расширение, выполненное в виде проточки 20, увеличивающей площадь сечения S₇ камеры 22 не менее чем в 3 раза по сравнению с сечением S₆ волокнообразующего сопла 21, за счет чего за его ребром образуется турбулентная кольцевая вихревая зона с пониженным давлением, которая в совокупности с пульсацией потока энергоносителя и ультразвуковым облучением вблизи торца 23 вызывает кавитационный разрыв струи расплава на множество мелких частиц, которые в процессе ускоряющегося полета вытягиваются в волокна.

Генератор акустических колебаний работает следующим образом.

В начале цикла (отсчет удобнее вести от точки А на временной оси - см. фиг. 3) давление Р_a во входной камере 7 и резонаторе 9 максимально, расход энергоносителя через рабочее сопло 11 также максимальный. Первичный поток энергоносителя (постоянная составляющая его объемного расхода) через рабочее сопло 11 и буферную камеру 10 вызывает снижение давления в камере резонатора 9. При этом, за счет того что проходное сечение рабочего сопла меньше сечения буферной камеры, скорость потока в буферной камере меньше, чем в рабочем сопле, а статическая составляющая полного давления занимает промежуточное значение между давлением в резонаторе и давлением Р_o в подсопловой камере 22. За время t₁ падение давления в резонаторе обеспечивает дополнительное поступление в него энергоносителя из объема входной камеры 7 через ускорительное сопло 8. Этот поток обтекает торообразную поверхность 13 резонатора 9 в направлении оси дутьевой головки. Вектор скорости любой точки потока лежит в плоскости, проходящей через ось OU рабочего сопла, что способствует свободному обтеканию потоком торообразной поверхности резонатора по направлению к рабочему соплу со значительным ускорением, обусловленным относительным уменьшением проходного сечения. Дополнительное уменьшение сечения происходит за счет сжатия струи центробежными силами. Скорость потока возрастает, статическая составляющая давления уменьшается. Местное разряжение в резонаторе 9, вызывающее избыточный приток энергоносителя из входной камеры с проходным сечением S₁ через ускорительное сопло 8 с выходным сечением S₂, обеспечивает положительную обратную связь между элементами колебательной системы, состоящей из входной камеры 7, ускорительного сопла 8 и резонатора 9, и источником энергии (подводящей магистралью энергоносителя с постоянным давлением, заканчивающейся патрубком 2). В начальной фазе периода колебаний давление во входной камере 7 уменьшается на величину, пропорциональную приращению кинетической энергии потока (отношению выходного и входного сечений ускорительного сопла) и отношению объемов резонатора и входной камеры.

За счет сил вязкого трения в среде энергоносителя первичный поток увлекает в вихревое вращение весь газ во внутреннем объеме резонатора, что в совокупности с избыточным притоком энергоносителя возбуждает вторичный поток (переменную составляющую амплитудного значения расхода энергоносителя). Этот вторичный поток не проходит через буферную камеру в рабочее сопло, а отклоняется внешним конусом 18 стакана 3 в направлении ускорительного сопла 8. При движении вторичного потока (кинетическая энергия которого пропорциональна приращению кинетической энергии основного потока на пути EN от ускорительного сопла до входа в буферную камеру) от входного сопла 17 буферной камеры к ускорительному соплу 8 у самой кромки сопла 17 происходит его сжатие, а затем расширение, торможение, повышение плотности газа и статической составляющей давления, которое компенсирует ранее возникшее падение давления в камере резонатора.

Ввиду начального движения массы энергоносителя в резонаторе по дуге окружности падение давления в объеме резонатора происходит по синусоидальному закону, а рост давления в конечной фазе периода колебаний происходит по линейной закономерности в зависимости от величины угла β между образующей внешнего конуса 18 и образующей внутреннего конуса 19, а также от длины L₁ образующей конуса 18. В результате этого достигается отклонение характера изменения кинетической энергии вторичного потока от гармонического, т.е. время снижения давления в полости резонатора превышает время его роста, обеспечивая форму импульса, близкую к пилообразной, с крутым фронтом роста давления в резонаторе (соответствует времени t₂) и скорости на выходе из рабочего сопла в начальной фазе периода колебаний (Зисман, Тодес "Курс общей физики", М., 1969 г., часть IV, стр. 262:295). На диаграмме, приведенной на фиг.3, отражена временная зависимость изменения амплитуды давления в резонаторе Р.

Время периода колебаний Т образовано временем t₁ обтекания первичным потоком поверхности EN резонатора и временем t₂ движения вторичного потока вдоль образующей конуса 18 с длиной L₁. Точка А соответствует времени прохождения акустического импульса, возникающего в момент взаимного торможения потоков. Среднее значение давления в резонаторе обозначено как P_p. Соответственно, P_a - амплитудное значение давления, а Р_м - минимальное давление, обеспечиваемое буферной камерой. Для обеспечения эффекта увеличения крутизны переднего фронта импульса величина отношения t₁/t₂ должно быть не меньше 1,5, как и величина отношения длины EN образующей резонатора и длины L₁ конуса 18 (поскольку средние скорости движения потоков на этих участках одинаковы по модулю).

Давление подпора Р_м в буферной камере 10 предотвращает возможный проскок воздуха из подсопловой камеры 22 в полость резонатора 9 (сердцевина которого занята зоной с пониженным давлением) и обеспечивает тем самым приток газа в эту полость только через ускорительное сопло (через сечение S₂).

Угол α, а также отношение площади сечения S₂ ускорительного сопла 8 и S₁ входного сопла 17 буферной камеры 10 выбираются и регулируются перемещением воронки так, чтобы вторичный поток, к моменту достижения им ускорительного сопла, обладал кинетической энергией, соизмеримой с кинетической энергией первичного потока энергоносителя в ускорительном сопле, а проекция суммарного вектора скоростей встречных потоков на ось ВС сопловой щели ускорительного сопла была близка нулю или направлена в сторону входной камеры 7.

В самом конце периода (время t₂) вторичный поток, еще не растративший всей своей кинетической энергии, двигаясь навстречу ослабевшему (за счет падения давления во входной камере) первичному потоку в ускорительном сопле, взаимным торможением обоих потоков, усиленным синхронным притоком энергоносителя через входной патрубок 2, вызывает повышение давления во входной камере до значения Р_a, которое в виде акустической бегущей волны со скоростью звука распространяется вдоль торообразной поверхности резонатора в направлении рабочего сопла и далее вдоль истекающей струи в сторону снижения плотности среды. Этому моменту соответствуют максимальный подъем давления во всем объеме головки раздува и максимальная скорость потока энергоносителя в рабочем сопле.

Вслед за этим начинается новый колебательный цикл.

Таким образом, частота вынужденных колебаний генератора обусловлена однократным обходом переменным потоком энергоносителя образующей поверхности резонатора с общей длиной Σ≈EN+L₁. При этом вектор скорости (циркуляции) потока все время находится в плоскости, проходящей через ось OU головки раздува.

Положительная обратная связь в колебательной системе дутьевой головки обусловлена относительным изменением статической составляющей полного давления в резонаторе и входной камере. Коэффициент обратной связи зависит от соотношения проходных сечений ускорительного сопла и величины объемов, сообщающихся через это сопло. В любой колебательной системе, начиная с определенного значения коэффициента обратной связи, обеспечивающего приток энергии, достаточный для возбуждения автоколебаний, дальнейшее увеличение его значения приводит к снижению КПД генератора колебаний. Как правило, величина коэффициента лежит в диапазоне 0,1:0,6. Такое же соотношение (с учетом объема ускорительного сопла) необходимо обеспечить между объемами резонатора и входной камеры.

Увеличение сечения S₁ входной камеры 7 по отношению к сечению So входного патрубка 2 способствует повышению давления во входной камере и снижению величины коэффициента обратной связи, что повышает КПД акустического генератора. Как и превышение площади сечения S₂ ускорительного сопла над сечением входного патрубка, оно обеспечивает исключение из колебательного процесса объема магистрального трубопровода, выполняемое с целью устранения влияния первых низкочастотных гармоник на частоту вынужденных колебаний, генерируемых резонатором. Превышение площади сечения S₁ входной камеры над сечением S₂ ускорительного сопла необходимо для обеспечения оптимальных условий обтекания первичным потоком поверхности резонатора и внутреннего ребра ускорительного сопла, образованного пересечением конуса 18 и внутренней поверхности 16 сопла 8. Обтекание выпуклого внутреннего ребра ускорительного сопла первичным потоком (подобное обтеканию крыла самолета) создает за ребром начальную зону пониженного давления, а дальнейшее обтекание потоком торообразной поверхности резонатора увеличивает эту зону до размера L₁ всего внешнего конуса 18 стакана 3. Величина отношения длины образующего контура EN резонатора к длине L₁ образующей конуса 18 не должна превышать 2/1, т.к. дальнейшее увеличение приводит к непропорциональному росту объема резонатора и снижению энергии вторичного потока и, в конечном итоге, к снижению частоты автоколебаний до уровня резонансной. Таким образом, диапазон изменения этого отношения находится в пределах от 1,5 до 2. Соблюдению этого диапазона способствует ограничение центрального угла ω образующей дуги резонатора пределом от 120 до 210^o, обеспечивающим, кроме того, необходимый диапазон изменения углов α и β.
Угол β между образующими внешнего конуса 18 и внутреннего конуса 19 стакана 3 должен быть больше 30^o и меньше 90^o, исходя из условий эффективного отклонения вторичного потока в сторону ускорительного сопла без его существенного торможения и повышения статической составляющей давления в зоне пересечения конусов.

Работоспособность генератора зависит также от величины угла α и числа Рейнольдса (Re), характеризующего степень турбулентности потока. Для возбуждения акустических автоколебаний с частотой, обусловленной однократным обходом потоком периметра резонатора, необходим отрыв первичного потока от поверхности внутреннего конуса с образованием начальной области противотока за внутренним ребром ускорительного сопла. Такую область обеспечивает угол α <150^o, при условии малой степени турбулентности (без отрыва ламинарного пограничного слоя), что характерно для величины Re в диапазоне от 10⁵ до 1,9-10⁵ при условном диаметре проходного сечения не более 5•10^-2м и малой величине шероховатости обтекаемой поверхности(В.П. Исаченко и др. "Теплопередача", М. , 1975 г. , п.9.1, стр. 222; "Справочник машиностроителя", T.1, 1954 г., раздел Газодинамика).

Поскольку число Re определяется как
Re = W•D/μ, где
W - скорость потока, м/с;
D - условный диаметр, м;
μ - кинематический коэффициент вязкости, м²/с,
можно преобразовать это выражение применительно к сечению S₂ ускорительного сопла с учетом того, что W=G/S₂, где
G - эффективный объемный расход энергоносителя, м²/с,

Преобразуя исходное выражение для Re получим

Таким образом, исходя из выбранного диапазона Re при использовании в качестве энергоносителя воздуха с температурой до 50^oС можно определить границы величины сечения ускорительного сопла как
S₂ = (0,42:0,11)G², м².

Одним из условий образования в резонаторе вихревой трубки с контролируемым значением амплитуды падения давления, не приводящим к проскоку воздуха из подсопловой камеры, является условие S₂>S₃. В этом случае дополнительный приток газа при падении давления в резонаторе происходит из входной камеры, т. е. из зоны повышенного давления за сечением ускорительного сопла, обладающего меньшим газодинамическим сопротивлением, чем сумма сопротивлений буферной камеры и рабочего сопла. Оптимальное значение отношения S₃/S₂=k=0,2: 0,6 зависит от температуры расплава, его химического состава, степени гомогенизации и плавно подбирается путем перемещения воронки 5 по резьбе вдоль оси OU дутьевой головки.

Уменьшение k до значения менее 0,2 при соблюдении вышеоговоренных условий ограничения размеров S₁ и сохранении исходного давления в магистрали энергоносителя приведет к значительному уменьшению расхода энергоносителя и скорости потока в сечении ускорительного сопла, при котором нарушится условие обтекания потоком кромки этого сопла, т.к. не будет ощутимого отрыва ламинарного потока от конуса у внутреннего ребра ускорительного сопла. Кроме того, величины скорости потока будет недостаточно для ощутимого снижения статической составляющей общего давления на входе в резонатор и возникновения вторичного потока. Генерация колебаний в этом случае отсутствует.

При увеличении k до значения, превышающего 0,6, и сохранении исходного давления в магистрали скорость потока в резонаторе существенно возрастает, что приводит к снижению статической составляющей давления в резонаторе до величины, соизмеримой с давлением воздуха в подсопловой камере. При этом кинетическая энергия динамического давления первичного потока, проходящего через резонатор, значительно превышает кинетическую энергию вторичного потока, который уже не может существенно затормозить первичный поток и нарушить структуру зарождающейся вихревой трубки. Таким образом, снижение статической составляющей давления и пропорциональное ему повышение динамического давления в сечении ускорительного сопла приводят к прекращению периодической "отсечки" первичного потока и изменению механизма образования автоколебаний, частота которых начинает определяться частотой собственных колебаний акустических объемов резонатора и ускорительного сопла, т.е. приближается к резонансной частоте, при которой амплитуда колебаний резко увеличивается, и возникают условия, благоприятные для проскока в резонатор из воздуха подсопловой камеры.

Оптимальная величина угла α лежит в диапазоне от 120 до 140^o. При этом создаются наилучшие условия обтекания первичным потоком внутреннего ребра ускорительного сопла и торообразной поверхности резонатора, а также взаимного торможения соизмеримых по кинетической энергии встречных потоков при их пересечении.

Частота вынужденных колебаний f в этом диапазоне величины угла α определяется временем однократного обхода потоком энергоносителя периметра резонатора
f=W/Σ, с^-1 , где
W - средняя скорость потока, м/с.

W=G(S₂+S₃)/2S₂•S₃, или обозначая S₃/S₂=k, получим
W=G(k+l)/2S₂•k;
Σ - длина периметра поперечного сечения камеры резонатора, м;
Σ ≈EN+L₁
Σ≈2R(1/sinγ+ctgγ+π/2),
где
R - радиус кривизны образующей дуги торообразной поверхности, м;
γ - угол между образующей конуса 18 и осью ВС щели ускорительного сопла.

После преобразования окончательно получаем

При уменьшении угла α от 120 до 90^o проекция на ось ВС щели ускорительного сопла суммарного вектора скорости первичного и вторичного потоков в точке их встречи X получает направление, совпадающее с направлением вектора скорости первичного потока, что устраняет одно из условий взаимного торможения потоков и приводит, как и в случае повышения коэффициента k более 0,6, к приближению частоты акустических колебаний к резонансной частоте fp, определяемой из выражения

где а - скорость звука в среде энергоносителя, м/с;
V_c - полный объем ускорительного сопла, м³;
V_p - объем резонатора, м³
(Бошняк "Измерения при теплотехнических исследованиях". Л., 1974 г., п. 5, стр. 129:135; Яворский, Детлаф "Справочник по физике", М., 1985 г., 1V. 2.3., стр. 276:279).

При этом частота собственных колебаний значительно ниже частоты вынужденных колебаний, а амплитуда собственных колебаний, обратно пропорциональная квадрату частоты, значительно выше, чем у резонатора с принудительной отсечкой потока, что неприемлемо для использования такого генератора в дутьевой головке при раздуве перегретых расплавов в супертонкое волокно.

Буферная камера 10 отделяет зону резкого снижения давления, расположенную в непосредственной близости к рабочему соплу, от области местного повышения давления у ребра, образованного пересечением внешнего 18 и внутреннего 19 конуса стакана, способствуя созданию статического давления подпора за счет превышения входного сечения S₃ буферной камеры над сечением S₅ рабочего сопла 11 в 1,2:1,5 раза, препятствуя тем самым возникновению условий проскока воздуха из подсопловой камеры 22 в резонатор 9. Длина L₂ буферной камеры, исходя из условия выравнивания входящего в камеру потока, должна превышать ширину кольцевого канала Δ буферной камеры по крайней мере в 2 раза. При этом статическая составляющая общего давления в буферной камере, при условии возбуждения в резонаторе вынужденных колебаний, превышает давление в подсопловой камере по крайней мере на величину Рм,

где ρ - плотность энергоносителя, кг/м³.

Выражая площадь входного сечения буферной камеры через площадь рабочего сопла как S₃=(1,2:1,5)S₅, получим окончательно

Ступенчатая проточка 20 в корпусе стакана, увеличивающая в 3 и более раз площадь поперечного сечения S₇ подсопловой камеры 22 и пересекающая область касания струи расплава потоком энергоносителя на минимальном расстоянии h от сопла 11, обеспечивает кавитационный разрыв струи расплава в малом объеме, сосредоточенном в непосредственной близости к кромке волокнообразующего сопла 21, где на струю одновременно воздействует сконцентрированный в эту область модулированный поток энергоносителя и мощная вихревая трубка, возникающая за плоскостью расширения подсопловой камеры и пульсирующая синхронно с пульсацией потока энергоносителя. Таким образом, отделяющиеся от струи при ее кавитационном разрыве фрагменты расплава сразу попадают внутрь вторичного акустического резонатора, где подвергаются активному воздействию волн звуковой частоты, способствующих процессу релаксации частиц вязкого (остывающего) расплава при вытяжке волокон.

Ступенчатое расширение подсопловой камеры наиболее эффективно снижает скорость потока на выходе из головки. При этом общая потеря давления в газоструйной системе вдвое меньше, чем, например, у конических диффузоров с углом раскрытия 40^o (Калинушкин М.П. Вентиляторные установки. М. 1967 г., гл. 3, раздел 10), что объясняется наличием за ступенью вихревой зоны разряжения, способствующей проталкиванию объема воздуха через диффузор без воздействия дополнительного давления на входе в подсопловую камеру. Резкое расширение сечения подсопловой камеры также способствует снижению избыточного давления в непосредственной близости от рабочего сопла при разогреве энергоносителя расщепленной массой расплава и, как следствие, компенсирует возможное уменьшение эжекции и даже выброс расплава навстречу его движению, а также рост скорости дозвукового потока в прямом направлении при его разогреве и совершаемой им дополнительной работе (эжекция), происходящий в трубах постоянного сечения (Кириллин В. А. и др. "Техническая термодинамика" 1983 г., гл. 8, раздел 8.6).

Отбойный выступ 15, расположенный на пути скоростного потока, способствует интенсивному охлаждению наиболее уязвимой кромки воронки, а также препятствует проскоку воздуха вместе с расплавом внутрь резонатора, направляя поток энергоносителя к ребру волокнообразующего сопла, отделяя им струю расплава от поверхности внутреннего конуса стакана и перекрывая тем самым вход в рабочее сопло. За торцом 23 отбойного выступа 15 создается зона турбулентного вихря с пониженным давлением, обеспечивающая контакт расплава со скоростным потоком в непосредственной близости от рабочего сопла и ребра волокнообразующего сопла 21. Периодический срыв турбулентного вихря происходит с частотой, величина которой определяется числом Струхаля, и пропорциональна скорости потока, обратно пропорциональна радиусу кривизны ребра отбойного выступа и составляет не менее 20 кГц (В. П. Исаченко и др. "Теплопередача", М. , 1975 г., стр. 222). Ультразвуковое излучение модулируется несущей частотой пульсации потока и обеспечивает комплексное воздействие на расплав обоих механизмов кавитации - диффузного и декомпрессионного, что в сочетании с действием ступенчатой проточки 20 создает в ограниченном пространстве, прилегающем к ребру сопла 21, необходимую степень расщепления струи расплава и требует минимальных затрат энергии.

Расстояние h от торца ступенчатой проточки 20 до торца 23 отбойного выступа 15 не должно превышать половины расстояния Н от торца 23 до точки М - точки пересечения образующей внутреннего конуса стакана и образующей отбойного выступа, что гарантирует прямой контакт расплава с высокоскоростным потоком энергоносителя в зоне ультразвукового облучения и максимальной скорости потока.

Это позволяет более полно использовать кинетическую энергию потока энергоносителя для вытяжки волокон, т.е. для создания динамического давления на струю расплава и зародыши волокон без завышения рабочего давления в полости дутьевой головки, что в совокупности с эффективным снижением скорости в зоне торможения за торцом проточки 20 ограничивает факел раздува на выходе из головки двумя метрами при рабочем давлении 0,25:0,35 МПа и объемном расходе не более 5,5 м³/мин (качественная сепарация крупных неволокнистых включений на таком расстоянии, без ухудшения качества минераловатного холста, возможна при использовании горизонтального потока наддува в камере волокноосаждения со скоростью не более 20 м/с).

Все элементы предлагаемого устройства испытаны как в отдельности, так и комплексно. Устройство по данной заявке успешно эксплуатируется при производстве базальтового супертонкого волокна по ГОСТ 4640-93 на ФГУП "Лианозовский электромеханический завод" с 1997 года по настоящее время.

Один из возможных режимов эксплуатации, обеспечивающий производительность не менее 20 кг/ч базальтового волокна при наличии неволокнистых включений (с размером не более 0,2 мм) не более 3% и предусматривающий использование в качестве энергоносителя холодного воздуха с относительной влажностью от 30 до 60%, требует давления воздуха в подводящей магистрали от 0,25 до 0,35 МПа с объемным расходом от 4,8 до 5,3 м³/мин. Длина факела раздува при этом режиме не превышает двух метров. Средний диаметр волокна не превышает 1 мкм, а средняя длина волокна лежит в пределах от 15 до 20 мм при общих колебаниях длины от 1,5 до 100 мм.

Несущая частота акустических колебаний составляет 2,5:3 кГц при
R=(7:9)•10^-3, м;
S₂ =(0,18:0,19)•G², м²;
k=0,25:0,3;
γ =40^o.

Уровень звукового давления не превышает при этом 76 дБ.

Использование: производство супертонких штапельных волокон из минеральных расплавов. Дутьевая головка для производства минерального супертонкого штапельного волокна содержит корпус, патрубок с отверстием для ввода энергоносителя, стакан, крышку, воронку с отверстием для подачи расплава, кольцевую полость акустического резонатора, кольцевое рабочее сопло и подсопловую камеру. Внутренняя полость головки от отверстия патрубка до рабочего сопла образована вращением вокруг оси головки контура, состоящего из дуги окружности с центральным углом от 120 до 210^o и сопряженных с ней отрезков прямой, и разделена стаканом на три последовательные камеры: входную, резонатора, отделенную от входной ускорительным соплом, и буферную, причем отношение объемов камеры резонатора к объему входной камеры от 0,1 до 0,6. Площадь отверстия входного патрубка в 4-9 раз меньше сечения входной камеры и в 1,5-2 раза меньше сечения ускорительного сопла, которое в 1,3-5 раз больше сечения входного сопла буферной камеры, превышающего в 1,2-1,5 раза сечение рабочего сопла, образованного отбойным выступом на поверхности воронки на расстоянии от кромки входного сопла буферной камеры не менее удвоенной ширины его щели. Образующая внешнего конуса стакана, длина которой в 1,5-2 раза меньше длины контура, ограничивающего поверхность резонатора с противоположной стороны, составляет угол 90 - 150^o с внутренней поверхностью ускорительного сопла и угол 30 - 90^o с внутренним конусом стакана, ограниченным ступенчатой проточкой, формирующей волокнообразующее сопло. Площадь сечения сопла по крайней мере в 3 раза меньше площади сечения подсопловой камеры за торцом ступенчатой проточки, отстоящим от торца отбойного выступа не менее чем на половину расстояния от торца проточки до точки пересечения образующих выступа и внутреннего конуса стакана. Техническая задача изобретения - оптимизация конструктивных элементов головки, влияющих на параметры волокна, качество минераловатного холста. 3 ил.

Дутьевая головка, содержащая корпус, патрубок с отверстием для ввода энергоносителя, стакан, крышку, воронку с отверстием для подачи расплава, кольцевую полость акустического резонатора, кольцевое рабочее сопло и подсопловую камеру, отличающаяся тем, что внутренняя полость головки от отверстия патрубка до рабочего сопла образована вращением вокруг оси головки контура, состоящего из дуги окружности с центральным углом 120-210^o и сопряженных с ней отрезков прямой, и разделена стаканом на три последовательные камеры: входную, резонатора, отделенную от входной ускорительным соплом, и буферную, причем отношение объемов камеры резонатора к объему входной камеры от 0,1 до 0,6, площадь отверстия входного патрубка в 4-9 раз меньше сечения входной камеры и в 1,5-2 раза меньше выходного сечения ускорительного сопла, которое в 1,3-5 раз больше сечения входного сопла буферной камеры, превышающего, в 1,2-1,5 раза сечение рабочего сопла, образованного отбойным выступом на поверхности воронки на расстоянии от кромки входного сопла буферной камеры не менее удвоенной ширины ее канала, а образующая внешнего конуса стакана, длина которой в 1,5-2 раза меньше длины контура, ограничивающего поверхность резонатора с противоположной стороны, составляет угол 90-150^o с внутренней поверхностью ускорительного сопла и угол 30-90^o с внутренним конусом стакана, ограниченным ступенчатой проточкой, формирующей волокнообразующее сопло, площадь сечения которого по крайней мере в 3 раза меньше площади сечения подсопловой камеры за торцом ступенчатой проточки, отстоящим от торца отбойного выступа не менее чем на половину расстояния от торца проточки до точки пересечения образующих выступа и внутреннего конуса стакана.