Dissert-UsmanovaПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ГАЗООЧИСТКИ ГИДРОДИНАМИК. Исследование влияния основных факторов на гидравлическое сопротивление аппарата Исследование влияния жидкой фазы Исследование влияния вращения ротора Выбор оптимального

• Название: Исследование влияния основных факторов на гидравлическое сопротивление аппарата Исследование влияния жидкой фазы Исследование влияния вращения ротора Выбор оптимального
• Дата: 21.10.2022
• Размер: 5.14 Mb.
• Имя файла: Dissert-UsmanovaПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ГАЗООЧИСТКИ ГИДРОДИНАМИК.pdf
• Тип: Исследование; #746286
• страница: 15 из 22

– относительный радиус =d/D – относительный диаметр центральной втулки.
Наличие окружной скорости обусловливает появление радиального градиента давления:
r
W
r
P
г
2





(5.3)
где ρ
g
– плотность газа.
Используя уравнение (5.1) и учитывая, что f=cosβ, можно найти разность давлений ∆P между периферийной (ř=1) и приосевой (r=0) зонами 6
2 2
z
г
r
W
n
P



(5.4)
Под действием радиального градиента давления у завихрителя возможно образование зоны обратного течения. Жидкость в КУ с периферийной подачей движется в виде пленки по винтовой линии, средняя толщина этой пленки находится по уравнению [117]:
1
,
1
cos при 6
,
16 1
,
1
cos при 46
,
16 23
,
0 75
,
0 4
,
0 3
23
,
0 75
,
0 3
,
0 где μ – динамическая вязкость жидкости, Н/см
2
;
q – плотность орошения,м
3
/м∙ч;

В литературе приводятся подробные сведения по гидродинамике пленочного течения [11, 14, При вводе жидкости в центральную часть КУ она дробится на капли,
средний диаметр которых d определяется по уравнению [11]:


35
,
0 2
2 где σ – поверхностное натяжение.
Под действием центробежных сил капли движутся к периферии и образуют на стенке контактного цилиндра пленку, параметры которой определяются из уравнения (Высота, на которую поднимаются капли, рассчитывается по соотношению
n
D
z
/
25
,
0


(5.7)
Время пребывания капель в вихревом потоке зависит от радиальной скорости v
r
, изменение которой может быть найдено по приближенной зависимости 2
1 где ρ
l
– плотность жидкости ζ – коэффициент сопротивления капли Факторы, влияющие на аэродинамическую структуру потока
Для характеристики интенсивности крутки воздушного потока,
создаваемой различными завихрителями, обычно пользуются среднерасходными значениями скорости потока, находимыми по геометрическим характеристикам аппаратов.
Описание закручивающей способности завихрителя, в зависимости от его геометрических элементов дал в своей работе ДА. Абрамович Для расчета центробежных форсунок предложен геометрический безразмерный параметр A:
a
W
R
W
l
А




(5.9)
где и W
a
– средерасходные значения тангенциальной и аксиальной компонент скорости

Параметр A оценивает закрутку в устройствах с камерным завихрителем,
когда воздух вводится в камеру строго тангенциально. Эту формулу, равно как и другие предложенные ранее формулы, можно привести к виду:
D
K
C
M
n
c
c



(5.10)
где C – коэффициент, принимается равным 8/π;
D – диаметр цилиндрического канала 4
,
2 Конструктивные параметры, характеризующие интенсивности крутки как относительное значение входного момента количества движения,
выведенные для различных типов завихрителей, представлены в таблице Для геометрически подобных завихрителей характерно равенство конструктивных параметров
n,
что указывает неидентичность аэродинамических характеристик закрученных потоков.
Необходимо учитывать реальную крутку струи, выражаемую параметром:
R
K
M



(5.12)
где M – момент количества движения K – количество движения R – радиус на выходе из завихрителя.
Таблица Конструктивные параметры завихрителей и аэродинамические характеристики создаваемого ими закрученного потока
Тип завихрителя
Условные обозначения
Конструктивные параметры и среднерасходные режимные характеристики Асс
185
АТ3П
l
a
W
W

n





2 1
|
|
|
|
1 1
|
|
1 1
6 с 1
|
|
1 с 2
|
1 1
2 1
2
|
|
1 2
12 1
1 1
1 2
1 1
sin
4 3
8
АТЗЦ
l
a
W
W

n





2 2
1 2
1 2
2 2
1 2
1 с 2
|
2 1
2 с 2
|
2 2
2 1
2
|
2 2
2 12 2
1 2
2 2
2 1
sin
4 3
8
ТЛЗП
l
a
W
W

n
2 1
5
,
0

 с 2
1 с 2
2 1
ТЛЗЦ
l
a
W
W

n
2 2
5
,
0

 с 2
2 с 2
2 Экспериментально установлено [49], что значения параметров n и θ для завихрителей типа АЗ и АТЗП несильно отличаются между собой. Реальная крутка потока для завихрителей типа ТЛЗП и ТЛЗЦ, кроме конструктивного параметра n, зависит также и от угла выхода потока из завихрителя Кроме конструктивного параметра, закрученный поток в
пылеуловителе характеризуется. степенью неравномерности распределения скоростей max
cp
W
W
W



(5.13)
2. наличием зоны обратных токов

186 3. углом подъема потока по спирали β, который дает косвенную характеристику степени закрученности потока. соотношением аксиальной и тангенциальной составляющих скорости в пристенном слоена границе раздела фаз газожидкостная пленка),
определяющим критические режимы работы сепаратора.
Опыты показывают, что угол наклона лопастей в завихрителях типа
ТЛЗП и АТЗ оказывает сильное влияние на структуру потока. Общим для профилей скоростей в завихрителях различного вида является то, что с увеличением интенсивности крутки возрастают значения тангенциальных составляющих скорости.
Увеличение угла наклона лопастей или уменьшение угла конусности завихрителя АТЗ приводит к тому, что максимум скоростей при достаточно большой интенсивности крутки перемещается ближе коси вращения.
Этот факт примечателен тем, что позволяет выбором соответствующего угла наклона лопастей и интенсивности крутки получить практически любые размеры зоны рециркуляции вплоть до ее полного устранения. Это объясняется тем, что в завихрителях типа ТЛЗП и АТЗ выход газа осуществляется нестрого тангенциально, а под некоторым углом α. При этом можно получить даже такую структуру струи, при которой аксиальные скорости в осевой зоне будут иметь максимальные положительные значения, превышающие среднерасходную скорость более чем в три раза.
При увеличении угла γ имеет место переход от завихрителя АТЗ к завихрителю A3. При этом зона максимальных скоростей перемещается к периферии. Тангенциальные составляющие скорости при углах β
2
= 20° и значительно превышают аксиальные, принимая при угле 45° приблизительно одинаковые значения.
В пределах изменения угла от 30 до 45° наблюдаются обратные токи в осевой зоне потока. Зона обратных потоков при β
2
=30° достигает (0,5÷0,6) Структура потока на небольшом удалении x = 0,2+0,3 от завихрителей типа ТЛЗЦ при всех значениях углов наклона лопастей характеризуется наличием мощной зоны обратных токов, практически равной диаметру верхнего

диска завихрителя. Поток газа движется в кольцевом канале между корпусом и завихрителем, здесь же расположены зоны максимальных аксиальных и тангенциальных скоростей. Уменьшение угла наклона лопастей на выходе из завихрителя приводит к значительному снижению аксиальной скорости в периферийной зоне. Максимальные положительные значения тангенциальной скорости при этом могут принимать значения, превышавшие среднерасходную скорость более чем в четыре раза.
По мере удаления от завихрителя происходит перераспределение аксиальных скоростей по сечению канала, и на расстоянии x = 0,8+1,0 зона обратных токов исчезает.
Тангенциальные скорости перераспределяются более медленно на значительном удалении от завихрителя x≥3D они продолжают сохранять большие значения W
τ
= 4 ÷ Анализ экспериментальных данных [33] показывает, что центральная труба не влияет существенным образом на аэродинамические характеристики потока, если ее относительные размеры не превышают диаметр цилиндрического канала в соотношении d
0
/D ≤ 0,5. При d
0
/D ≥ аэродинамическая структура потока претерпевает уже серьезные изменения,
приводящие к более равномерному распределению скоростей в кольцевом сечении корпуса.
Сильное влияние на аэродинамическую структуру потока приводит к уменьшению оптимального диаметра выходного патрубка d
3
/D. Пережим потока, повышая гидравлическое сопротивление на пути его движения,
способствует выравниванию скоростного поля и резкому сокращению зоны отрицательных потоков. Выполнение выходного патрубка в виде конического диффузора приводит к расширению зоны обратных токов, однако неравномерность распределения скоростей в выходном патрубке не только не повышается, но, наоборот, несколько снижается. Отрыв потока от стенок диффузора в испытанном диапазоне углов раскрытия 2α ≤ 85° происходит только при низких значениях интенсивности крутки n≤ Для двухфазного потока существенное влияние на аэродинамическую структуру потока оказывает величина относительной нагрузки по жидкости

188
m=L/G, кг/кг. При этом m практически не влияет на распределение осевой, но значительно уменьшает среднюю величину тангенциальных скоростей. Форма профилей W
τ
= f(R) при этом остается идентичной Рассмотрены конструктивные параметры интенсивности крутки
n,
полученные для различных типов завихрителей. Для характеристики интенсивности крутки воздушного потока, создаваемой различными завихрителями, предложено использовать среднерасходные значения скорости потока, определяемые по геометрическим характеристикам аппарата.
Анализ известных конструкций вихревых контактных устройств позволил выявить основные факторы (нагрузка по жидкой фазе, пережим и отрыв потока, размеры выходного патрубка, оказывающие влияние на аэродинамическую структуру потока Экспериментальное исследование влияния
режимно-конструктивных параметров на степень очистки газа
и гидравлическое сопротивление
Большинство известных методов расчета и проектирования вихревых аппаратов для проведения процессов сепарации основываются на методах лабораторного моделирования и теории подобия. Такой подход существенно сужает возможности проектировщиков при выборе конструктивных и режимных параметров газоочистных аппаратов, требует значительных экспериментальных затрат, занимает много времени и не всегда может гарантировать необходимый уровень точности расчетов.
Структура потоков в вихревых аппаратах, их показатели работы
(эффективность проведения тепло и массообменных процессов, гидравлическое сопротивление и др) определяются конструкцией и размерами вихревых аппаратов, и режимами их работы.
Методы расчета, основывающиеся на математических моделях, ускоряют процесс разработки и проектирования вихревых аппаратов, выбора его рациональной конструкции, предназначенной для решения заданной технологической задачи

В любых вихревых аппаратах потери давления считаются одной из основных характеристик, знание которой необходимо для выбора тягодутьевых устройств,
оценивания эффективности энергозатрат, сравнения различных способов проведения тепло и массообменных процессов, конструирования аппаратов, их элементов и систем.
Потери давления в вихревых аппаратах складываются из потерь во входных патрубках;
в завихрителях; на трение в сепарационной камере и бункере аппарата при входе газа в выхлопной патрубок ив нем дополнительных потерь на трение в газоходе.
При этом преобладающими будут потери в завихрителе и на выходе. Этот факт подтверждается результатами испытаний вихревых аппаратов [7, 16, 18] с различной относительной высотой вихревой камеры.
Потери давления в завихрителе зависят от его геометрических характеристики степени закрутки газа. Потери на выходе газа зависят от закрутки в вихревой зоне и степени пережима потока на выходе из аппарата.
Была разработана экспериментальная установка (рисунок 5.9). Методика проведения эксперимента аналогична описанной в главе Целью экспериментальных исследований было определение влияния конструктивных параметров завихрителя, удельного орошения, режимов работы аппарата на гидравлическое сопротивление и аэродинамику газожидкостного потока.
Рисунок 5.9 – Экспериментальная установка "БВА"
189
В любых вихревых аппаратах потери давления считаются одной из основных характеристик, знание которой необходимо для выбора тягодутьевых устройств,
оценивания эффективности энергозатрат, сравнения различных способов проведения тепло и массообменных процессов, конструирования аппаратов, их элементов и систем.
Потери давления в вихревых аппаратах складываются из потерь во входных патрубках;
в завихрителях; на трение в сепарационной камере и бункере аппарата при входе газа в выхлопной патрубок ив нем дополнительных потерь на трение в газоходе.
При этом преобладающими будут потери в завихрителе и на выходе. Этот факт подтверждается результатами испытаний вихревых аппаратов [7, 16, 18] с различной относительной высотой вихревой камеры.
Потери давления в завихрителе зависят от его геометрических характеристики степени закрутки газа. Потери на выходе газа зависят от закрутки в вихревой зоне и степени пережима потока на выходе из аппарата.
Была разработана экспериментальная установка (рисунок 5.9). Методика проведения эксперимента аналогична описанной в главе Целью экспериментальных исследований было определение влияния конструктивных параметров завихрителя, удельного орошения, режимов работы аппарата на гидравлическое сопротивление и аэродинамику газожидкостного потока.
Рисунок 5.9 – Экспериментальная установка "БВА"
189
В любых вихревых аппаратах потери давления считаются одной из основных характеристик, знание которой необходимо для выбора тягодутьевых устройств,
оценивания эффективности энергозатрат, сравнения различных способов проведения тепло и массообменных процессов, конструирования аппаратов, их элементов и систем.
Потери давления в вихревых аппаратах складываются из потерь во входных патрубках;
в завихрителях; на трение в сепарационной камере и бункере аппарата при входе газа в выхлопной патрубок ив нем дополнительных потерь на трение в газоходе.
При этом преобладающими будут потери в завихрителе и на выходе. Этот факт подтверждается результатами испытаний вихревых аппаратов [7, 16, 18] с различной относительной высотой вихревой камеры.
Потери давления в завихрителе зависят от его геометрических характеристики степени закрутки газа. Потери на выходе газа зависят от закрутки в вихревой зоне и степени пережима потока на выходе из аппарата.
Была разработана экспериментальная установка (рисунок 5.9). Методика проведения эксперимента аналогична описанной в главе Целью экспериментальных исследований было определение влияния конструктивных параметров завихрителя, удельного орошения, режимов работы аппарата на гидравлическое сопротивление и аэродинамику газожидкостного потока.
Рисунок 5.9 – Экспериментальная установка "БВА"

Рисунок 5.10 – Схема экспериментальной установки – электродвигатель 2 – вентилятор 3 – калорифер 4 – вихревая камера – центробежные форсунки 6 – бункер пыли 7 – диафрагмы 8,10 – дифманометры;
9 – термометр 11 – фильтр 12 – вентиль
Были выполнены исследования по определению расхода и запыленности газового потока, замеры потерь давления и отбор проб для расчета дисперсного состава пыли. Измерения в потоках взвесей могут осуществляться одним из двухосновных способов) свойства газодисперсного потока исследуются с помощью соответствующего зонда, вводимого в поток) газовая фаза отбирается и исследуется в приборах, расположенных вне установки.
Первый способ наиболее удобен при измерении температуры газодисперсного потока, однако для более глубоких исследований (химический анализ, нахождение диаметра частиц) как правило, используется отбор проб. В
случае правильного отбора проб необходимые операции (в частности,
определение размеров частиц [36]) выполняются обычным способом. Методы измерений с отбором проб являются очень распространенными. На показания зондов, вводимых в поток, влияют как частицы, таки газ. Этот недостаток характерен всем традиционным измерительным устройствам, так как выделить влияние каждой из фаз затруднительно. Корректный отбор твердых частиц в отдельных случаях также затруднителен.
Запыленность газодисперсной смеси определялась методом внешней фильтрации.
Для соблюдения условий изокинетичности отбора проб посредством пневмометрической трубки МИОТ
делали предварительные

замеры скорости движения газа в газоходе. При этом учитывалось, чтобы зонд отбора проб был правильно установлен по отношению к току взвеси, что предотвращает забивание отверстия частицами пыли.
Следует отметить, что в точных экспериментальных исследованиях необходимо использовать пробоотборные трубки малого сечения. Хотя может показаться, что отбор через трубки малого размера затруднителен из-за возможности их забивания, опыт работы показывает, что успешный отбор осуществляется легко. Это объясняется возникновением сил Магнуса,
удаляющих частицы от стенок трубки. Таким образом, нецелесообразно увеличивать сечение отборной трубки, являющейся продолжением головки зонда.
Кроме того, скорость в пробоотборной трубке должна соответствовать истинной скорости движения анализируемого газа. Это условие не распространяется на очень мелкие частицы, или на достаточно крупные частицы, которые не следуют линиям тока газа перед зондом. В последнем случае всегда точно будет определяться массовый расход твердых частиц.
Наоборот, при очень мелких частицах точно измеряется концентрация частиц.
В процессе эксперимента каждый фильтр взвешивали дои после замера с помощью аналитических весов. Запыленность газа z, г/м
3
определяли по увеличению веса фильтра ∆m по формуле = 1000(∆m + m )/(Q∙ где Q – расход газам с – масса пыли, осевшей за время отбора в пробозаборной трубке, г – время пробоотбора, с.
Расход газа Q в мс) вычисляли по формуле где υ – скорость газового потока вместе отбора проб, мс – плошадь поперечного сечения газохода, м
2
Скорость газового потока рассчитывалась по динамическому давлению



д
Р
2
,

где Р
д
– динамическое давление, Па – плотность газа, кг/м
3
Измерение гидравлического сопротивления реализовывалось с помощью пневмометрических трубок, характеристики которых подробно рассмотрены
Буевич Ю.А. [194]. На входе в трубку измеряемое давление Р
д
Р
Р
Р
д





2 где Р – величина статического давления газа, Р – величина давления в трубке зонда, обусловленное торможением частиц в этой зоне. Эта величина может быть пренебрежимо малой, если наружный диаметр зонда также мал.
Следовательно, при соответствующем расположении зонда для измерния давления на входе в зонд возможно достаточно точно измерить давление торможения газовой фазы. Отверстие для отбора давления допускается достаточно большими легче может быть расположено вблизи среза трубки.
Обработка результатов экспериментов производилась статистическими методами за окончательный результат были взяты среднеарифметические значения трех опытов. В отдельных случаях необходимо учитесть адгезию частиц на внутреннюю поверхность устройств отбора. Этому явлению не подвергаются только крупные частицы, а погрешность, обусловленная адгезией,
наиболее заметна в пробе при незначительной расходной концентрации частиц.
Это объясняется тем, что скорость стабилизации толщины слоя частиц при равновесных условиях зависит от условия течения отложений частиц в устройстве отбора. Таким образом, при одинаковой скорости отбора поток плотной взвеси станет независимым от влияния адгезии раньше, чем поток разреженной взвеси. Однако, во всех случаях этот источник погрешности можно полностью исключить, производя сравнение последовательно взятых проб.
Указанный эффект нельзя учесть коррекцией данных, так как имеет значение механизм коагуляции. В исследовании [51] этот эффект был исключен путем непрерывной аспирации взвеси. Исследуемые пробы с пометкой времени отбора направлялись в отдельный фильтрующий блок с короткой подводящей трубой.
Этот блок включался в контур, когда это требовалось

Погрешность, вызываемая адгезией, проявляется следующим образом) общее содержание частиц в аэрозоле может оказаться заниженным) мелкие частицы легче слипаются со стенками, чем крупные.
Следовательно, в измеряемом диапазоне возникнет тенденция к завышению доли крупных частиц
Также исследовались влияние места установки завихрителя и угла наклона его лопастей на эффективность очистки газа. Исследования проводились при скорости газодисперсного потока от 15 до 40 мс, количество лопаток завихрителя – 4 с наклоном в диапазоне 25
o
…65
o
. Эффективность очистки газа при этом составила Наибольшее значение эффективности очистки газа (до 80%) достигается при наклоне лопаток завихрителя на угол 40
o
…45
o и
скорости пылевоздушного потока 25 мс. Сточки зрения расхода энергии, за оптимальное значение угла наклона лопаток можно принять несмотря на относительно высокую степень очистки при значении угла в. Это объясняется ростом величины
Рисунок Зависимость степени очистки газа (
) от угла наклона лопастей завихрителя и скорости (3 профиля)
гидравлического сопротивления, которое опережает рост эффективность очистки газа и составляет 800 Па при значении угла в 35
o и 550 Па для угла наклона лопаток В результате исследований была установлена зависимость гидравлического сопротивления БВА от скорости газодисперсного потока. Как видно из рисунка с ростом скорости газодисперсного потока до 27 мс степень очистки повышается до 78 %. Последующее увеличение скорости в диапазоне от 30 мс до 40 мс сопровождается понижением эффективности сепарации до Погрешность, вызываемая адгезией, проявляется следующим образом) общее содержание частиц в аэрозоле может оказаться заниженным) мелкие частицы легче слипаются со стенками, чем крупные.
Следовательно, в измеряемом диапазоне возникнет тенденция к завышению доли крупных частиц
Также исследовались влияние места установки завихрителя и угла наклона его лопастей на эффективность очистки газа. Исследования проводились при скорости газодисперсного потока от 15 до 40 мс, количество лопаток завихрителя – 4 с наклоном в диапазоне 25
o
…65
o
. Эффективность очистки газа при этом составила Наибольшее значение эффективности очистки газа (до 80%) достигается при наклоне лопаток завихрителя на угол 40
o
…45
o и
скорости пылевоздушного потока 25 мс. Сточки зрения расхода энергии, за оптимальное значение угла наклона лопаток можно принять несмотря на относительно высокую степень очистки при значении угла в. Это объясняется ростом величины
Рисунок Зависимость степени очистки газа (
) от угла наклона лопастей завихрителя и скорости (3 профиля)
гидравлического сопротивления, которое опережает рост эффективность очистки газа и составляет 800 Па при значении угла в 35
o и 550 Па для угла наклона лопаток В результате исследований была установлена зависимость гидравлического сопротивления БВА от скорости газодисперсного потока. Как видно из рисунка с ростом скорости газодисперсного потока до 27 мс степень очистки повышается до 78 %. Последующее увеличение скорости в диапазоне от 30 мс до 40 мс сопровождается понижением эффективности сепарации до Погрешность, вызываемая адгезией, проявляется следующим образом) общее содержание частиц в аэрозоле может оказаться заниженным) мелкие частицы легче слипаются со стенками, чем крупные.
Следовательно, в измеряемом диапазоне возникнет тенденция к завышению доли крупных частиц
Также исследовались влияние места установки завихрителя и угла наклона его лопастей на эффективность очистки газа. Исследования проводились при скорости газодисперсного потока от 15 до 40 мс, количество лопаток завихрителя – 4 с наклоном в диапазоне 25
o
…65
o
. Эффективность очистки газа при этом составила Наибольшее значение эффективности очистки газа (до 80%) достигается при наклоне лопаток завихрителя на угол 40
o
…45
o и
скорости пылевоздушного потока 25 мс. Сточки зрения расхода энергии, за оптимальное значение угла наклона лопаток можно принять несмотря на относительно высокую степень очистки при значении угла в. Это объясняется ростом величины
Рисунок Зависимость степени очистки газа (
) от угла наклона лопастей завихрителя и скорости (3 профиля)
гидравлического сопротивления, которое опережает рост эффективность очистки газа и составляет 800 Па при значении угла в 35
o и 550 Па для угла наклона лопаток В результате исследований была установлена зависимость гидравлического сопротивления БВА от скорости газодисперсного потока. Как видно из рисунка с ростом скорости газодисперсного потока до 27 мс степень очистки повышается до 78 %. Последующее увеличение скорости в диапазоне от 30 мс до 40 мс сопровождается понижением эффективности сепарации до 63%.

Одновременно с увеличением скорости газодисперсного потока повышается и гидравлическое сопротивление аппарата от 578 до 1425 Па.
Оптимальный результат можно видеть при скорости мс, в этом случае эффективность очистки составляет 78%, при потерях напора не более
Па.
По фракционному КПД ф были определены размеры дисперсных частиц, наиболее эффективно улавливаемых аппаратом.