авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 |
-- [ Страница 1 ] --

Алматинский университет энергетики и связи

Кафедра электропривод и автоматизация промышленных установок

Джумашев Руслан Тулепович

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ

УЛАВЛИВАНИЯ ЛЕТУЧЕЙ ЗОЛЫ

диссертация

на соискание академической степени

магистра электроэнергетики

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Садыкбек Т. А.

Республика Казахстан Алматы, 2013 СОДЕРЖАНИЕ Обозначения и сокращения Введение 3 Состояние вопроса и постановка задачи исследования 1. Исходные положения 1.1 Задачи исследования для достижения поставленной цели 1.2 Исследования золоуловителей котлоагрегатов ТЭЦ-1 2. Математическая модель и методика расчета рабочего процесса в 3. золоуловителе с трубами Вентури Математическая модель рабочего процесса в трубе Вентури 3.1 Математическая модель золоулавливания в скруббере 3.2 Методика расчета рабочего процесса в золоуловителе 3.3 Разработка способов повышения эффективности работы золоуловителей 4. с трубами Вентури Исследование возможности повышения эффективности золоулавливания 4.1 при интенсивном орошении труб Вентури и пониженном теплообмене в скруббере Исследование возможности повышения эффективности работы 4.2. золоуловителей с трубами Вентури в условиях повышенных температур дымовых газов на входе Экологическая и экономическая эффективность технических предложений 5. Расчет эколого – экономического эффекта от внедрения 5.1 технических предложений на ТЭЦ- Выброс золы 5.1.1 Платежи 5.1.2 Снижение экологических платежей.

5.1.3 Определение общей экономической эффективности природоохранного 5.1.4 мероприятия Заключение 6. Список использованных источников 7. Приложение А Введение Актуальность работы. Защита воздушного бассейна от загрязнения тонкодисперсной пылью и летучей золой является одним из важных вопросов охраны окружающей среды. Решению этой проблемы уделяется возрастающее внимание у нас в стране и за рубежом.

Доля выбросов тепловых электростанции в суммарном выбросе твердых аэрозолей промышленными предприятиями значительна. Это предопределяет резкое повышение санитарных требований к очистке дымовых газов на тепловых электростанциях, сжигающих твердое топливо.

На крупных электростанциях, как например Экибастузских ГРЭС-1 и ГРЭС-2, сжигающих твердое топливо, для очистки дымовых газов используются электрофильтры.

В электрофильтрах два процесса: придание электрического заряда частицам и осаждение заряженных золовых частиц на электродах происходят в едином пространстве золоуловителя. Особенности характеристик золы Экибастузского угля (высокое омическое сопротивление) усложняет достижение высоких степеней улавливания золы в электрофильтрах (выше 97%). Только в последние годы появились специальные электростатические фильтры фирмы Альстом, в которых достигнута эффективность улавливания золы на уровне 99%. Уловленная в электрофильтрах зола транспортируется на хранилище золы осветленной водой.

Вместе с тем, на подавляющем большинстве тепловых электростанций малой и средней мощности используются мокрые золоуловители. Как правило, это мокрые золоуловители с трубами-коагуляторами Вентури с центробежными скрубберами и или так называемые «эмульгаторы» также с устройствами осаждения различных типов.

Процесс улавливания золы в таких аппаратах, также как и в электрофильтрах, состоит по существу из двух процессов: процесс коагуляции частиц золы и капель распыляемой воды (при этом размер капель во много раз больше размера частиц золы, что и обеспечивает их последующее улавливание в скруббере) и процесс осаждения коагулировавших частиц (и некоторой доли не коагулироваших частиц) золы. Процесс коагуляции осуществляется в трубе Вентури и интенсивность этого процесса определяется уровнем орошения (количество воды на единицу объема дымовых газов) и величиной относительных скоростей между частицей золы и капель воды. Степень очистки дымовых газов в этих аппаратах должна удовлетворять, как действующим требованиям санитарного законодательства, так и условиям надежной работы дымососов. При этом, в зависимости от сорта топлива, требуемая степень очистки может быть различной и в ряде случаев достигает высоких значений. Так, например, при очистке продуктов сгорания таких многозольных топлив, как Экибастузский уголь на тепловых электростанциях средней мощности, эффективность улавливания должна быть не ниже 98%.

Наиболее эффективным способом повышения степени улавливания золы в таких аппаратах является интенсивность орошения труб Вентури, которое, при своей несомненной эффективности, имеет определенные сложности при применении (излишнее переохлаждение очищенных газов).

При значениях улавливания золы свыше 96% достаточно ощутимо проявляется влияние и других режимных и конструктивных параметров. На нескольких тепловых станциях (Усть–Каменогорская ТЭЦ, Павлодарская ТЭЦ-1. Алматинская ТЭЦ-3, ТЭЦ- АО «Астана-Энергия») были опробованы различные варианты улучшения процесса коагуляции (в основном за счет увеличения интенсивности орошения и или увеличения тонкости распыла воды) и были достигнуты уровни улавливания выше 98%. (Палатник И.Б., Ажибеков А., Когай Г.Н., Боше А., Лавров Б.Е. и другие). В работе Садовой Г. была предпринята попытка оценить влияние других конструктивных параметров (в очень узком диапазоне их изменениея и были рассмотрены не все параметры). Когай Г.Н. опробовал вариант увеличения коагуляции за счет наложения акустических колебаний на дымовые газы в трубе Вентури и были получены обнадеживающие результаты.

Следует отметить, что математическая модель и основанная на ней схема расчета, представляет собой эффективный метод определения влияния различных параметров и или их сочетания на оба процесса происходящих в золоуловителе: на процесс коагуляции в трубе Вентури и на процесс осаждения в центробежном скруббере.

Для исследования влияния режимных и конструктивных параметров на процесс коагуляции в широком диапазоне их изменения была разработана математическая модель процессов, происходящих в трубе Вентури и создана схема численного расчета эффективности улавливания золы.Процесс осаждения коагулировавщих частиц по существу определяет эффективность улавливания золы. Однако, во всех известных расчетных и экспериментальных исследованиях практически не рассматривалась работа скрубберов, несмотря на то, что скруббер является полноценным участником процесса улавливания.

Целью настоящей работы является разработка путей повышения эффективности работы золоуловителей, с трубами Вентури и центробежными скрубберами до уровня, близкому к 99%. Идея работы заключается в обеспечении сохранения температуры очищенных газов на приемлемом уровне при интенсивном режиме орошения трубы Вентури и повышение степени очистки за счет оптимизации конструктивных и режимных параметров золоуловителей. Указанная цель определила следующие основные задачи диссертационной работы:

- оценка вклада процессов, происходящих в скруббере на степень улавливания золы, составление математической модели процессов, происходящих в скруббере и определение степени достоверности составленной математической модели;

- составление единой математической модели процессов, происходящих в системе улавливания золы;

- численный анализ влияния геометрических и режимных параметров скруббера и трубы Вентури на степень улавливания золы и разработка рекомендаций;

- совершенствование работы системы золоулавливания на основе разработанных рекомендаций;

эколого-экономическая оценка эффективности разработанных путей совершенствования.

Общая методика исследования. Поставленные задачи решены на основе теоретического и практического анализа работы золоуловителей, с трубами Вентури и центробежными скрубберами, с использованием фундаментальных положении теории золоулавливания, численного анализа и натурного эксперимента с использованием предложенных методов расчета.

Научная новизна:

- создана методика численного анализа рабочего процесса в золоуловителе с трубами Вентури и с центробежными скрубберами, основанная на сочетании математической модели процессов в трубе Вентури, и в центробежном скруббере (разработанной в данной работе с дополнением эмпирической зависимостью по теплообмену в скруббере);

-выявлен альтернативный способ исключения «переохлаждения» очищенных газов при интенсивном орошении трубы Вентури, за счет подачи на орошение стенок скруббера воды с температурой 60оС. Новизна разработанного технического решения защищена патентом РК;

- определены оптимальные конструктивные и режимные параметры трубы Вентури и скруббера для различных типов котлов, при которых достигается эффективность золоулавливания на уровне 98, 99%. Экспериментальная проверка подтвердила расчетные величины по эффективности улавливания золы и по исключению переохлаждения очищенных газов;

- установлено, что при температурах дымовых газов выше их оптимальных значений на входе в золоуловитель существенно снижается эффективность интенсификации орошения труб Вентури;

- выявлен механизм этого явления и предложены методы получения высоких показателей по золоулавливанию.

Обоснованность и достоверность научных положений подтверждается:

- проведением натурных экспериментов аттестованной лабораторией, по утвержденной методикой испытания котельных установок;

- совпадением результатов расчета с известными исследованиями и их согласованием с физическими основами процесса улавливания золы;

- результаты численных анализов качественно и количественно подтверждены данными, полученными на действующем агрегате (например, эффект повышения золоулавливания путем при интенсивном орошении трубы Вентури в сочетании со снижением теплообмена в скруббере).

Основные научные положения диссертации, выносимые на защиту:

- физические основы и математическая модель процессов, происходящих в скруббере;

- способ сохранения температуры очищенных газов при использовании интенсивного режима орошения трубы Вентури;

- результаты численного анализа и натурных экспериментов влияния режимных и конструктивных параметров золоуловителя на степень улавливания золы;

- основы эколого-экономической оценки эффективности разработанного способа повышения эффективности улавливания золы.

Практическая ценность:

- разработана полная численная методика расчета рабочего процесса в золоуловителе с трубами Вентури, обладающая необходимой степенью достоверности. Разработанная методика расчета позволяет выявлять оптимальные конструктивные и режимные параметры золоуловителя с трубами Вентури и с центробежным скруббером;

- разработаны технические рекомендации по модернизации существующих золоуловителей с трубами Вентури с повышением степени улавливания золы до 98% и выше;

- разработанный способ регулирования теплообмена в скруббере представляет собой эффективный механизм исключения переохлаждения очищенных газов при применении интенсивного орошения трубы Вентури.

Результаты численного анализа влияния геометрических и режимных параметров использованы при разработке рекомендаций по реконструкции золоуловителя котла № ТЭЦ-1 АО «Астана - Энергия». Испытания золоуловителей после реконструкций подтвердили эффект, предсказанный численным анализом. Эти технические рекомендации легли в основу технического проекта по реконструкции золоуловителей ТЭЦ-1 АО «Астана - Энергия».

Новизна работы заключается в;

- анализе существующих методов повышения эффективности улавливания золы и сохранения температуры очищенных газов на безопасном уровне и участие в постановке задачи;

- в составлении математической модели процесса осаждения в скруббере;

- выполнение численных расчетов влияния режимных и конструктивных параметров золоуловителя на улавливание золы;

-разработке схемы подачи подогретой воды на стенки скруббера;

- выборе методики и составление программы натурных испытаний;

- проведении натурных экспериментов и в - обобщении результатов расчетов и измерений.

Публикации. По результатам исследований опубликована 1 статья.

1 СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ 1.1 Исходные положения Многолетний опыт эксплуатации мокрых золоуловителей с трубами Вентури на тепловых электростанциях показал, что особенности протекания рабочего процесса в таких аппаратах позволяют обеспечить высокую эффективность очистки дымовых газов от золы и надежность работы оборудования.

Вопросам расчета, конструирования и практического применения газоочистных аппаратов с трубами Вентури посвящена обширная литература [1,2,3,4 и другие].

В случае грубодисперсных промышленных пылей, в частности золы энергетических топлив, основную роль в процессе коагуляции твердых частиц на каплях в трубе Вентури играет вероятность их столкновения, механизм которого, освещенный во многих работах [12,13,14], заключается в следующем. Трубы-коагуляторы Вентури представляют собой канал переменного сечения, в котором взвешенные в несущем газе пылевые частицы и капли распыленной жидкости (различных размеров), вследствие различия в инерции, приобретают относительные скорости движения [4,5]. Из-за наличия относительных скоростей происходят, в частности, столкновения частиц с каплями, осаждение их на каплях и таким образом реализуется необходимый этап пылеулавливания – коагуляция пылевых частиц из потока в капли распыленной жидкости.

Далее, в каплеуловителе (скруббере) улавливаются практически все капли, с содержащимися в них пылевыми частицами, а также некоторая доля частиц пыли, не коагулировавших с каплями в трубе - коагуляторе Вентури. В качестве каплеуловителей используются самые разнообразные аппараты (центробежные аппараты, поворотные устройства и отбойники) [2,3,9]. В теплоэнергетике для этой цели используются в основном центробежные уловители с орошаемыми стенками системы ВТИ [1]. Позднее начали внедряться новые системы центробежных орошаемых уловителей, разработанные предприятием «Энергогазоочистка» [6], а также системы Сибирского отделения Союзтехэнерго и Казахского НИИ Энергетики [7, 8].

Непосредственное получение необходимых зависимостей между параметрами системы и степенью улавливания золы на действующем оборудовании ограничено производственными условиями и трудностью, а зачастую и невозможностью изменения параметров процесса в условиях эксплуатации, в требуемых для исследований пределах.

Кроме того, в натурных условиях затруднено обеспечение достаточной стабильности условий проведения опытов, требуемой точности измерений и воспроизводимости параметров работы золоуловителей.

В пятидесятых годах прошлого века в работах [23,24,25], на основе обобщения лабораторных опытов с улавливанием тонких частиц, было предложено следующее уравнение для определения эффективности трубыВентури:

kq A =1– e (1.1) где – k– постоянный коэффициент;

q – удельный объемный расход орошающей чW гор ч - безразмерный комплекс;

– эмпирический коэффициент;

жидкости;

А = 18 к Wгор – скорость газа в горловине.

В последующем в СССР была разработана аналогичная методика определения эффективности аппарата с трубой Вентури [13,26]. Эффективность улавливания отдельной фракции пыли определяют уравнением:

i 1 e 1,56q St (1.2) чW г ор ч где- в качестве критерия Стокса используется комплекс: Sti=, гдеD0 – 18 г D средний размер капли, который согласно данным работы [32] определялся формулой:

15,9 q1, Do = (1.3) W г ор Расчет установки с трубой Вентури по приведенным выше формулам обладает существенными недостатками. В частности, расчет степени очистки газов производится в целом по установке без раздельного определения эффективности коагулирования пыли в трубе Вентури и улавливания коагулировавших частиц в центробежном каплеуловителе.

Такой подход основывается на предположении, что частицы пыли размером более 10 мкм коагулируются в трубе Вентури полностью, а каплеуловитель лишь обеспечивает их осаждение. В результате считается, что общая эффективность установки целиком определяется процессом осаждения пыли на каплях в трубе Вентури. Из экспериментов известно, что не коагулировавшие в трубе Вентури частицы размером, например, 0,5 – мкм, практически не осаждаются в каплеуловителе.Они вносят заметный вклад в общую эффективность установки, особенно при высоких и сверх высоких степенях улавливания золы. В общем же случае, при очистке газов от полидисперсных пылей, например золы энергетических топлив, наряду с грубыми фракциями в потоке содержится значительное количество тонких фракций. Это означает, что принятые допущения излишне упрощают процесс улавливания золы.

В частности, в указанных уравнениях в безразмерные комплексы (критерий Стокса), которые, характеризуют вероятность осаждения частиц на каплях и другие, в качестве определяющего параметра используется скорость газа в горловине Wгор,.

Физический процесс коагуляции определяется в большей степени разностью скоростей частицы и капли [27,28]. Кроме того, картина усложняется также тем, что и пыль и капли представляют собой полидисперсные потоки, в которых частиц пыли и капель различных размеров могут иметь различие в скоростях движения.

Сравнение данных, полученных опытным путем на натурных установках с трубами Вентури нескольких ТЭЦ [4], с данными, полученными по приведенным выше формулам, показало недостаточное соответствие опытных и расчетных данных.

Таким образом, указанная выше методика не всегда приемлема для расчета процесса улавливания золы энергетических топлив в установках с трубами Вентури, особенно при значениях улавливания золы 96% и выше.

В работе [4], на основе эксплуатационного опыта, а также изучения технологических режимов работы аппаратов с трубами Вентури и физических процессов в аппарате в стендовых и промышленных условиях была предпринята попытка создания инженерного метода расчета для проектирования и эксплуатации золоулавливающих устройств.

Путем рассмотрения задачи осаждения частиц пыли на каплях, при наличии относительных скоростей между ними в трубе Вентури, получено выражение для расчета неполноты улавливания частиц золы в трубе Вентури:

qэ V ч V к Ln (1 –) = - 1,5 | |срL (1.4) Vч Do где-q – удельный расход воды на орошение;

э – коэффициент осаждения;

L – длина трубы Вентури;

Do – средний диаметр капель.

Ранее на основе лабораторных исследований в работах [13,25,29,30,31,32] было получено следующее выражение для Do:

28,8q мкм Do = (1.5) V г V к Как видно из этого выражения при относительно малых значениях удельных расходов воды q, которое характерно для промышленных энергетических установок, влияние расходов воды становится малозаметным.

Определение Do применительно к конкретным условиям работы золоуловителей с трубами Вентури на электростанциях было выполнено на полупромышленной установке [4]. Были проведены исследования дисперсного состава капель в факеле центробежной форсунки в зависимости от давления воды перед ней и дисперсный состав капли в трех сечениях диффузора – непосредственно за горловиной, в середине и на выходе. В результате была получена следующая формула для определения среднего диаметра Do:

Do = (1.6) max V к Vг На общую эффективность улавливания золы энергетических топлив в установке с трубой Вентури существенное влияние оказывает эффективность улавливания скоагулировавшихся частиц пыли и капель воды в каплеуловителе. Для расчета эффективности улавливания в каплеуловителе частиц различных фракций в работе [4] была предложена следующая эмпирическая формула:

=1 – (1-1 ) Dц i (1.7) i где -1 – фракционная степень улавливания в аппарате диаметром 1 м, которая i подробно изучена в работе [9];

Dц - диаметр каплеуловителя.

Другими важными параметрами, ограничивающими возможности повышения эффективности золоулавливания в энергетических установках с трубами Вентури, являются величина гидравлического сопротивления и степень охлаждения дымовых газов в процессе очистки.

Здесь также следует различать процессы, происходящие отдельно в самой трубе Вентури и в каплеуловителе.

При рассмотрении гидравлического сопротивления трубыВентури, следует различать сопротивление сухой трубы и сопротивление, вызванное вводом в нее капель воды. В работе [26] представлено выражение для гидравлического сопротивления труб Вентури, в которую впрыскивается определенное количество воды, в следующем виде:

г W г ор qж Ртв = (с + ж ) (1.8) г где -с – коэффициент гидравлического сопротивления сухой трубы;

ж коэффициент гидравлического сопротивления, обусловленного вводом капель жидкости в трубу.

Использование этой формулы затруднено отсутствием данных по коэффициенту ж при удельных расходах воды меньше 0,3 кг/м3. Эта величина соответствует интенсивному режиму орошения труб Вентури.

В работе [33], для условий работы энергетических золоулавливающих установок, предлагается определять гидравлическое сопротивление по следующей формуле:

г W г ор Ртв = (с + усл ) (1.9) где - усл – условный коэффициент, который определяется по экспериментальной зависимости по величине произведения qWгор. где q – расход воды.

Гидравлическое сопротивление каплеуловителя определяется по следующей формуле:

Рку = ку W вх г (1.10) где –Wвх – скорость газа во входном патрубке;

ку – коэффициент гидравлического сопротивления каплеуловителя, который определяется по экспериментальной кривой, представленной в работе [4].

Аналогично гидравлическому сопротивлению, охлаждение газа в золоулавливающей установке с трубами Вентури и с каплеуловителямиследует различать охлаждение за счет теплообмена в трубе Вентури и охлаждение газов в каплеуловителе.

Изучению теплообмена в орошаемой трубе Вентури посвящено сравнительно мало работ.

Как известно [34], в основе расчета интенсивности теплопередачи лежит коэффициент теплопередачи К, определяемый по формуле:

Q K= (1.11) S T где – Q - тепловая нагрузка;

S – поверхность контакта фаз.

Трудность в определении S заставила некоторых исследователей[35,36,37] при обработке экспериментальных данных относить тепловую нагрузку не к величине S, а к полезному объему аппарата. В частности этот коэффициент не учитывает вторичное дробление, которое как будет показано далее, оказывает заметное влияние на интенсивность процесса коагуляции в трубе Вентури. В наиболее общем случае в трубе Вентури и во всем аппарате одновременно может происходить и процесс слияния капель.

Однако влияние вторичного дробления и слияния капель опосредовано проявляется в эффективности улавливания золы и в степени охлаждения очищаемых газов. На основе обработки ряда опытных данных было выявлено, что объемный коэффициент теплопередачи пропорционален скорости газа в горловине в степени 0,7. Однако, в работе[38] при обработке других опытных данных было установлено, что коэффициент теплопередачи пропорционален скорости газа в горловине в степени 1,5.

Далее, в работе [39] показано, что кроме скорости газа в горловине и удельного расхода орошающей жидкости на коэффициент теплопередачи оказывает влияние также положение оросителя относительно горловины. В общем случае этот фактор должен оказывать влияние на интенсивность коагуляции через степень перекрывания сечения горловины каплями воды.

В ряде работ коэффициент теплопередачи находится, как отношение суммарного количества переданного тепла к площади поперечного сечения горловины, что больше соответствует физической картине теплообмена. Так, в работе [40] выявлено, что определенный таким образом коэффициент теплопередачи пропорционален скорости газа в горловине в степени 1,6 (что весьма близко к результатам приведенным в [38]).

Рассмотренные выше формы коэффициентов теплопередачи, в том числе и те, которые представлены в работах [41, 42], ограничены конкретными геометрическими параметрами труб Вентури. Довольно приближенный характер имеет также упрощенный инженерный метод расчета теплообмена, предложенный в работе [43]. Согласно этой методике, количество отданного газом тепла, определяется выражением:

Q = ST (1.12) где -– коэффициент теплопередачи;

– время контакта капель с газом. Поскольку раздельное определение указанных параметров представляет значительные трудности, то предлагается использовать графическую зависимость произведения от комплекса qWгор, полученную на основе обобшения экспериментальных данных по испытанию золоуловителей с трубами Вентури в натурных условиях. Очевидно, что такая зависимость неполностью отражает влияние других параметров, таких, как геометрические характеристики, тепловое состояние газового потока и жидкости на входе в трубу Вентури. Определение поверхности контакта S, принятое в [43], естественно, не позволяет отразить в предлагаемой методике расчета влияние полидисперсности капель и его изменение вследствие их дробления и коагуляции в трубе Вентури.

Охлаждение газов в каплеуловителе происходит, в основном, вследствие теплоотдачи от газов к пленке воды, стекающей по внутренней поверхности скруббера.

Для золоуловителей – скрубберов ВТИ согласно работы [9] охлаждение газов определяется по формуле:

t ( Тг.вх – Тм.т.) dТ = (1.13) где -Тм.т. – температура мокрого термометра газа на входе в аппарат;

t - определенная экспериментально степень охлаждения дымовых газов при температурном напоре Тг.вх – Тм.т. = 1оС, принимается постоянной и не зависящей от геометрических параметров аппарата и скорости газа.

В работе [44] путем обработки данных в критериальном виде получена формула для расчета коэффициента теплоотдачи в центробежном скруббере, которая учитывает как влияние скорости газа на входе, так и диаметра скруббера :

H -0,87ReвхRe-0, = 7,186 (1.14) D где- H = H ор - относительная высота орошаемой части скруббера;

D Reвх= W вх D г.вх - число Рейнольдса для входного патрубка;

W ср D - число Рейнольдса для скруббера;

Re = При выполнении инженерных расчетов после определения коэффициента теплоотдачи подсчитывается вспомогательный параметр :

Т г.вх Н = (1.15) 81,081W ср Затем рассчитывается температура охлажденных газов:

(Т вод.вх. Т вод.вых. 546) (2 )(Т г.вх. 273) Тг.вых. = (1.16) Несмотря на то, что приведенные выше методики оценки основных параметров рабочего процесса в мокром пылеуловителе с трубами Вентури позволили выработать некоторые основные рекомендации по проектированию и наладке золоулавливающих установок с трубами Вентури и с центробежными скрубберами, тем не менее, они не дают возможность проводить широкий анализ рабочего процесса, а следовательно, находить оптимальные конструктивные и режимные параметры, обеспечивающие высокую эффективность работы золоуловителя.

Возможности физического моделирования рабочего процесса в золоуловителях с трубами Вентури и с центробежными скрубберами весьма ограничены.Так как при исследовании в широком диапазоне изменения параметров одновременное выполнение равенства основных критериев подобия, не представляется возможным.

В связи с этим, наиболее приемлемым является математическое моделирование рабочего процесса, которое позволяет проводить численный анализ влияние отдельных параметров на основные показатели рабочего процесса в «мокрых» системах золоулавливания с трубами Вентури и с центробежными скрубберами. Имеющиеся данные по закономерностям протекания отдельных процессов (движение частиц и капель в газовом потоке, их тепло- и массообмен с газом и т.п.) позволяет составить математическую модель основных явлений, протекающих в золоуловителях с трубами Вентури.

В работе [15] впервые были смоделированы процессы коагуляции и тепло-и массообмена при движении капель распыленной воды и твердых частиц при их совместном движении в трубе Вентури. Математическая модель представляла собой систему, состоящую из следующих уравнений:

1. Уравнение движения твердых частиц в трубе Вентури в одномерном приближении:

2. Уравнение движения капель распыленной жидкости в трубе Вентури с учетом их деформации и дробления части капель в процессе взаимодействия с газовым потоком.

3. Интегральное уравнение, описывающее изменение спектра распределения пылевых частиц за счет коагуляции капель с твердыми частицами.

4. Уравнения, описывающие тепло-имассообмен между каплями и газом.

5. Уравнение изменения энергии газа при механическом взаимодействии капель с газом.

Численное решение системы указанных выше уравнений дает возможность определять эффективность улавливания частиц пыли на каплях в трубе Вентури, охлаждение газов за счет теплообмена капель с газом, а также потерю энергии газа за счет механического взаимодействия капель с газом в процессе движения дисперсного потока в трубе Вентури.

На основе численного анализа с помощью указанной выше математической модели, в работе [15] была проведена оптимизация геометрических и режимных параметров в трубе Вентури для достижения наиболее эффективной работы его как уловителя золовых частиц на капляхводы, распыленной на входе в трубу Вентури.

Далее, образовавшийся многофазный поток поступает в каплеуловитель, где улавливаются практически все капли, с содержащимися в них пылевыми частицами, а также некоторая доля частиц, не коагулировавших с каплями в трубе- коагуляторе Вентури. Процессы, протекающие при движении многофазного потока в поле центробежных сил весьма специфичны. Отдельные результаты исследований в этой области приведены в работах [7,8,9]. Вместе с тем интегральные характеристики таких каплеуловителей (фракционные степени захвата частиц пыли, охлаждение газов, гидравлическое сопротивление) подробно изучены на действующих аппаратах [9,10,11].

Однако в силу ограниченности экспериментальных методов эмпирические формулы для каплеуловителя, за исключением выражения (1.4), не могут отображать полностью влияние различных геометрических и режимных параметров скруббера на процессы улавливания в целом в золоуловителе. Таким образом, анализ с помощью указанной математической модели не позволяет выявить некоторые возможности повышения эффективности золоулавливания в мокрых золоуловителях с трубами Вентури.

Ранее в работах ВТИ им.Ф.Э.Дзержинского, КазНИИэнергетики и Уралтехэнерго были разработаны, исследованы и опробованы в промышленных условиях ряд способов интенсификации золоулавливания в мокрых золоуловителях с трубами Вентури такие как двухступенчатые трубы Вентури, применение тонкого распыла, интенсивное орошение труб Вентури, многозаходные скруббера и др.

Однако на пути реализации любых способов интенсификации золоулавливания в золоуловителях с трубами Вентури возникает принципиальная трудность, состоящая в том, что все попытки усилить процесс улавливания твердых частиц сопровождается в силу единства закономерностей переноса тепла, вещества и импульса снижением температуры дымовых газов и ростом гидравлического сопротивления аппарата. Так например, при осуществлении интенсивного орошения трубы Вентури с целью достижения высоких показателей по золоулавливанию, хотя гидравлическое сопротивление увеличивается незначительно, то температура очищенных газов снижается ниже предельно-допустимого по условиям надежной эксплуатации уровня.

1.2 Задачи исследования для достижения поставленной цели Для достижения поставленной цели были сформулированы следующие задачи:

- оценка вклада процессов тепло- массообмена, происходящих в скруббере на степень улавливания золы - составление математической модели процессов, происходящих в скруббере - оценка достоверности составленной математической модели скруббера - составление единой математической модели процессов в трубе Вентури и в центробежном скруббере и разработка системы расчета степени улавливания золы - численный анализ влияния геометрических и режимных параметров центробежного скруббера и трубы Вентури на степень улавливания золы - проведение натурных испытаний на золоуловителях ТЭЦ-1 АО «Астана – Энергия»

- разработка рекомендаций по совершенствованию золоуловителей с трубами Вентури и с центробежными скрубберами ТЭЦ-1 АО «Астана – Энергия»

При достижении определенного, достаточно высокого уровня очистки дымовых газов стоимость дальнейшего увеличения степени очистки возрастает по экспоненте, что увеличивает тариф за единицу тепловой энергии. При этом количество дополнительно уловленной золы снижается также по экспоненте. Штрафы за превышение объемов выбросов как правило возрастают линейно по мере роста количества золы, поступающей в атмосферу, что также увеличивает тариф (в значительно меньшей степени). В связи, при реализации разработанного метода, снижения выбросов золы требуется эколого экономическая оценка эффективности разработанного метода улучшения улавливания золы.

2 ИССЛЕДОВАНИЯ ЗОЛОУЛОВИТЕЛЕЙ КОТЛОАГРЕГАТОВ ТЭЦ - Исследования проводились для золоуловителей котлоагрегатов ТЭЦ-1 АО «Астана Энергия». На ТЭЦ установлены две группы котельных агрегатов:

- паровые и водогрейные. Паровые котлы типа Е 65-39-440 с производительностью по пару 65 т/ч (ст.

№ 1 и № 2) и БКЗ-50 (ст. № 3). Водогрейные котлы (ст. № 5 -7) - типа ПТВП- 100 с номинальной производительностью 100 Гкал/ч.

В рамках настоящей работы для исследования были выбраны по одному золоуловителю от каждой группы котлов:

- золоуловители к/а ст. № 2 (паровой котёл) и № 5 (водогрейный котел). Отдельные опыты проводились на золоуловителе к/а ст.7.

Золоулавливающая установка котла ст.№2 состоит из одной вертикальной трубы Вентури с центробежным каплеуловителем (скруббером). Золоуловители котла ст.№7 и №5 состоят из двух параллельно включенных вертикальных труб Вентури и скрубберов.

Схема золоулавливающих установок представлена на рисунке 2.1, а их геометрические параметры приведены в таблице 2.1.

Процессы теплообмена и улавливания золы на каплях распыленной воды в основном протекают в трубе Вентури. Улавливание капель с осевшими на них частицами золы, а также некоторая доля оставшихся золовых частиц происходит в скруббере. В скруббере также происходит дальнейшее охлаждение газов. При этом, геометрические и режимные параметры трубы Вентури и скруббера оказывают на них решающее влияние.

Интенсивность процесса коагуляции золовых частиц с каплями распыленной воды, а также интенсивность тепло - и массообмена между каплями воды и дымовыми газами зависят: от концентрации капель в потоке, температуры дымовых газов и воды, от величин относительных скоростей, возникающих между ними в результате неравномерного движения трёхфазного потока в трубе Вентури. Исходный спектр распределения капель по размерам по мере движения вдоль трубы Вентури претерпевает изменения за счет дробления и испарения части капель.

В исследованиях в качестве оросителей труб Вентури использовались центробежные форсунки, конструкция которых, представлена на рисунке 2.2. Форсунка состоит из корпуса и завихрителя. Форсунки данного типа были разработаны в свое время предприятием «Уралтехэнерго» специально для энергетических золоуловителей с трубами Вентури и позднее были подробно исследованы в КазНИИ энергетики [15].

Геометрические параметры использованных форсунок представлены в таблице 2.2.

Для тарировки форсунок был разработан и смонтирован на ТЭЦ-1 гидравлический стенд, схематическое изображение которого, представлено на рисунке 2.3. Стенд был подключен к трубопроводу технической воды. Расход воды регулировался вентилем, а давление перед форсункой регистрировался манометром со шкалой до 10 ати. Расход воды определялся путем отбора ее в емкость с последующим взвешиванием на весах и регистрацией времени отбора секундомером. Расходные характеристики протарированных форсунок представлены на рисунке. 2.4.

Форсункой № 1 с диаметром сопла 17,5 мм были оборудованы все золоуловители ТЭЦ-1, причем установлены они были на входе в трубы Вентури таким образом, что не обеспечивали полное перекрытие рабочей зоны конфузора. Остальные форсунки (№2,3,4) были разработаны специально для обеспечения интенсивного орошения труб Вентури.

Тфвод.тв Gвод.тв Форсунка Рф Тгвх, Тгвых Qгвх, Zвых Zвх Тскр D Lk Dr Lr Труба Вентури Пояс орош.

D шрошения C Lд H C Скруббер Dд В А Патрубок входн.

Тпул Рисунок 2.1 – Схема золоулавливающей установки Таблица2.1 – Геометрические параметры золоуловителей.

№ к. тип. Кол. D1 А В Lk Dr Lr Dд Lд D H ЗУ м м м м м м м м м м 2.Паров. 1 1,45 0,92 0,9 0,28 1,34 3,83 2,31 0,57 2,95 7, 5.Водогр. 2 1,5 0,8 1,0 0,28 1,6 3,75 2,33 0,52 3,4 7, 7.Водогр. 2 1,45 0,8 1,0 0,32 1,7 3,8 2,45 1,32 3,25 7, a-a Dk b a Корпус Завихритель a H a Dk– диаметр камеры H - высотазавихрителя dc dc – диаметр сопла b - ширина винтовой канавки a- глубина винтовой канавки S- шаг винтовой канавки n - количество винтовых канавок Рисунок 2.2 – Форсунка центробежная Таблица 2.2 – Геометрические параметры форсунок а Dk H dc B S n мм мм мм мм мм мм шт Форсунка № 1 53 40 17,5 9 11 11,5 Форсунка № 2 62 35 25 17 18 65 Форсунка №3 63 35 30 18 13 160 Форсунка №4 70 35 35 19 13 160 Вентиль Манометр Р мах = 10 ати Трубопровод Форсунка Технич.воды ЕМКОСТЬ 100 л ГЗУ Рисунок 2.3 – Стенд для тарировки форсунок Предварительное обследование золоуловителей показало, что для орошения труб Вентури всех золоуловителей используются форсунки №1 при давлениях, не превышающих 4 ати, которые не обеспечивают удельные расходы воды, необходимых для получения высоких показателей очистки дымовых газов. Кроме того, было обнаружено, что геометрические параметры системы золоулавливания (труб Вентури и скрубберов) не полностью соответствуют реальному режиму эксплуатации котлов, а также вследствие неправильного расположения форсунок в конфузоре трубы Вентури факел распыла воды не полностью перекрывал рабочую зону конфузора. Это обстоятельство, в сочетании с высокими температурами дымовых газов на входе в золоуловители водогрейных котлов, зачастую приводило к образованию отложений золы во входном патрубке скруббера.

3 МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ И МЕТОДИКА РАСЧЕТА РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА В ЗОЛОУЛОВИТЕЛЕ С ТРУБАМИ ВЕНТУРИ 3.1 Математическая модель рабочего процесса в трубе Вентури В рассматриваемой проблеме очистки дымовых газов от летучей золы с применением труб-коагуляторов Вентури центральной задачей является коагуляция золовых частиц с каплями распыленной жидкости. Этот процесс, приводящий к удалению частиц золы из потока, сопровождается тепло- и массообменном капель жидкости с газом, коагуляцией и дроблением капель, а также имеет место потеря напора при течении двухфазного трехкомпонентного потока в канале переменного сечения.

В общем случае, все многообразие течений многофазных потоков можно разбить на два больших класса [ 59 ]:

1- аэрозольные, когда объем, занимаемый диспергированными частицами, мал и наличие дисперсной фазы не меняет структуру течения несущей фазы;

2- взвешенные, когда концентрация дисперсной фазы настолько велика, что нельзя пренебречь объемом, занимаемым диспргированными частицами.

Согласно оценкам, проведенном в работе, критерием отнесения течения многофазных потоков к тому или иному классу является отношение расстояния между частицами к размеру частиц:

а 0,8053, где: - масса частиц в единице объема несущей среды;

- плотность материала частиц.

При этом для отнесения многофазного потока к классу аэрозольных течений, достаточно, чтобы расстояние между частицами не менее, чем на порядок превышало размер частиц.

Запыленность подлежащих очистке дымовых газов тепловых электростанций не превышает, как правило, 0,1 кг/м3 [4]. При плотности золовых частиц порядка кг/м3, расстояние между частицами составляет примерно 20 размеров частиц, принимаемых как сферические.

Количество распыляемой в трубе Вентури воды составляет в среднем около 1,5-2, кг/м3. Следовательно, в предельном случае расстояние между водяными каплями не менее чем в 6 – 8 раз превышает их размер. Обычно это расстояние составляет 9 – размеров частиц, что позволяет, по крайней мере в приближении, достаточном для инженерной практики, отнести систему распыленных в газе водяных капель к классу аэрозолей. Таким образом, практически во всех случаях течение многофазных потоков в золоуловителях можно отнести к классу аэрозольных течений.

Вместе с тем и для этого сравнительно простого класса течений в настоящее время не существует единой общепринятой системы уравнений, описывающих движение и взаимодействие фаз в многофазном потоке. Широкое распространение получили различные методы, основанные на осреднение параметров многофазных потоков:

плотности скорости и т.п.

Однако для рассматриваемой задачи, когда целью осуществления процесса является максимально возможный в данных условиях захват пылевых частиц каплями, необходимо описание взаимодействия фаз и компонент в многофазовом потоке, позволяющее проследить за поведением каждой из компонент в отдельности.

В данном случае взаимодействие фаз и компонент при движении запыленного потока в мокрых золоуловителях с трубами-коагуляторами Вентури сводится к следующим основным процессам:

1 - разгон и торможение золовых частиц и капель распыленной воды ускоряющимся и замедляющимся потоком газа;

2 - тепло- и массообмен (испарение, конденсация ) жидких капель с несущим газом;

3 – коагуляция и дробление капель;

4 – коагуляция золовых частиц с каплями;

5 – дробление капель потоком газа.

Закономерности взаимодействия одиночных частиц с потоком газа, необходимые для решения поставленных задач, изучены в основном достаточно, и широко описаны в литературе, например в [5 ].

В процессе движения потока газа в трубе Вентури, при параметрах, характерных для золоуловителей, скорость несущей среды изменяется под действием трех факторов: изменения сечения трубы, изменения массы газа вследствие испарения (конденсации) части жидкости;

а также плотности газов вследствие изменения его температуры и количества водяных паров в газе.

Для расчета скоростей газа при течении ее в канале переменного сечения берется упрощенная модель одномерного течения без учета наличия пограничного слоя. Схема для расчета течения в трубе Вентури представлена на рисунке 3. Расчет ведется по каждому участку в отдельности:

1.Входной цилиндрический участок (0 Х L 1) Vг W1 =, (3.1) S вх где;

Vг - объемный расход газа;

S – площадь поперечного сечения входного вх участка.

1 n 2. Конфузор: ( 0 Х L 2 ), где n – поджатие конфузора.

n Если рассматривать течение газа в конфузоре в сферической системе отсчета, начало которой помещено в его вершине, то оно является одномерным, типа стока. Если начало конфузора находится на расстоянии L 1 от его вершины то скорость газа в конфузоре будет изменятся по закону:

Vг V г L W2 = =, (3.2) S вх L1 X S ш.сег. Y 1 2 3 X L L1 L L L 1 – входной цилиндрический участок;

2 – конфузор;

3 - горловина;

4 – диффузор;

5 выходной цилиндрический участок.

Рисунок 3.1 - Схема трубы Вентури 3.Горловина: (0Х L 3 ).

Vг, W3 = (3.3) S г ор где: Sгор – площадь поперечного сечения горловины.

R0 L4 X 4.Диффузор:

L4. Скорость газа в конфузоре будет изменятся по Rк n закону:

V г L4.

W4 = (3.4) S г ор Х При расчете скорости движения твердых частиц, когда концентрация их невелика ( в энергетике, например, весовая концентрация достигает 50 – 60 г/ м3, а объемная порядка 0,003 – 0,005%), взаимным влиянием частиц можно пренебречь и рассматривать их как движение одиночной частицы [ 12 ].

В общем виде движение частицы в потоке записывается как:

а F =m х dVч где - - ускорение частицы;

F = F c + Fg + F ц + F к + F р + F т векторная сумма всех сил, действующих на частицу;

F с – сила аэродинамического сопротивления;

F g- сила гравитации;

F ц- центробежная сила;

F к- сила Кореолиса;

F р сила, обусловленная градиентом давления;

F т – сила, обусловленная градиентом температуры.

Как показывают приближенные оценки [45,46,47], в большинстве случаев, в частности, когда плотности частицы и среды существенно отличаются, величина всех сил, за исключением первых четырех, пренебрежимо мала.

В нашем случае, когда плотность частицы намного больше плотности несущей среды, на частицу в основном действуют силы аэродинамического сопротивления и силы тяжести. Исходя из этого, уравнение движения твердой частицы в одномерном приближении записывается следующим образом:

ч u 2 S mч dVч + mч g, ( 3.5 ) ч м = Cf t где: Сf = f(Re) - коэффициент лобового аэродинамического сопротивления частицы;

u –число Рейнольдса;

. u = Vч – Wг относительная скорость, Sм- площадь Re = миделева сечения частицы;

Обычно коэффициент аэродинамического сопротивления А задается в следующей форме: Сf =. При обтекании частиц шарообразной формы n Re (Стоксовский режим), т.е. когда инерционные силы пренебрежимо малы по сравнению с силами вязкости (Re 1), аналитическое решение [53] дает значение параметров А и n равными 24 и 1.

Осеен путем линеаризации уравнений Навье-Стокса с помощью более строгих допущений получил формулу для коэффициента аэродинамического сопротивления в следующем виде:

4, Cf = Re С увеличением числа Рейнольдса, под действием сил инерции, наступает отрыв потока и указанная выше формула не может быть использована. В настоящее время отсутствуют удовлетворительные данные по аналитическим решениям для задачи обтекания сфер при Re 1 даже в идеальном случае единичной сферы, движущейся с постоянной скоростью в неподвижной несжимаемой жидкости.

Наиболее часто в расчетах движения частиц используют данные по коэффициенту аэродинамического сопротивления, полученные при экспериментальном исследовании обтекания шара несжимаемым изотермическим потоком газа, когда С f является однозначной функцией числа Рейнольдса. Эти экспериментальные данные с достаточной для практики точностью, до чисел Рейнольдса порядка 103, могут быть аппроксимированы зависимостью, полученной Клячко [12]:

24 Сf = + (3.6) Re Re На рисунке 3.2 представлены данные, полученные по формулам Осеена и Клячко.

Там же для сравнения приведены экспериментальные данные из работы [59].

В реальных условиях форма частиц несколько отличается от шарообразной и в связи с этим в некоторых случаях вводится поправка к коэффициенту аэродинамического сопротивления в виде коэффициента формы:

- f = Fд/ F ш.

Однако как показывают исследования под микроскопом [60] золовые частицы по форме близки к шарообразной, поэтому примем для рассматриваемого случая f = 1.

Эксперим Cf Клячко Осеен 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 Re Рисунок 3.2- Зависимость коэффициента сопротивления частицы Скорость движения водяных капель в трубе Вентури определяется, как и скорость твердых частиц, однако при этом имеются некоторые особенности.

Во-первых, при наличии относительных скоростей жидкие капли деформируются, что приводит к росту коэффициента аэродинамического сопротивления, а при определенных условиях они могут распадаться на более мелкие капли.

Во вторых, в отличие от твердых частиц при соударении капли сливаются. В связи с этим в потоке присутствуют капли, сохраняющие свой размер и капли, образовавшиеся в результате распада или слияния. Следует отметить, что размеры капель могут изменятся также вследствие испарения или конденсации водяных паров.

Согласно [ 67 ], при значениях чисел Рейнольдса Re = 100 – 200, характерных для рассматриваемой в настоящей работе области применения труб Вентури, выражение для коэффициента, учитывающего изменение аэродинамического сопротивления за счет деформации капель имеет вид:

, 24 1 D W V Re 3 Re г u2 к ;

- коэффициент поверхностного натяжения жидкости.

где: D = 0, Таким образом, уравнение движения капель может быть записано следующим образом:

к uк2 Sкм + mк g, mк d V к ( 3.7) = Cf dt где: Сf задается выражением (3.6).

На рисунке 3.3 в качестве примера приведены данные по изменению скоростей газа и капли размером 90 мкм вдоль трубы Вентури, полученные на основе численных расчетов по уравнениям (3.1) – (3.4) и (3.7). Все параметры даны в относительных величинах, т.е.

X=x/Rгор, все скорости отнесены к скорости газа на входе W0.

Как видно из рисунка, скорость газа достигает своего максимального значения в области горловины трубу Вентури (контур ТВ показан пунктирной линией). Капля, в силу своей инертности отстает от газового потока и поэтому в области горловины наблюдаются максимальные значения относительной скорости.

Необходимо также отметить, что в конфузоре капля отстает от газа, в то время как в диффузоре наблюдается обратное – скорость капли становится больше скорости потока газа, что обуславливает отрицательное значение относительной скорости на этом участке.

При движении капель в потоке газа переменной скорости под воздействием относительной скорости в определенных условиях может происходить потеря устойчивости капель и их распад. Капля распадается под действием аэродинамических сил в том случае, когда сила давления на каплю со стороны обтекающего ее потока превышает силу поверхностно натяжения, стремящуюся сохранить каплю. Поскольку размеры капель существенным образом влияют на рабочий процесс в трубе-коагуляторе Вентури, то необходимо учитывать также процесс дробления.

3, 2, W 1, Vк V U 0, 0 2 4 6 8 10 -0, - X = x/Rг W- скорость газа;

Vк- скорость капли;

U=W-Vк-относительная скорость, ---- контур трубы Вентури.

Рисунок 3.3- Изменение скоростей вдоль трубы Вентури Однако, процесс дробления может быть описан лишь в том случае, если известны условия, при которых наступает разрушение капли, и спектр распределения по размерам продуктов распада.


Исследования показывают [68], что для условий движения двухфазного потока в трубах Вентури, применяющихся в энергетике, характерна квазистационарная деформация капель, при котором степень деформации жидкой капли под действием сил, приложенных со стороны газа, определяется, главным образом, числом Вебера We= г к u2, которое характеризует отношение деформирующих сил к противодействующим силам поверхностного натяжения.

Имеющиеся экспериментальные данные по изменению спектра распределения капель вдоль трубы Вентури в условиях, характерных для энергетических золоуловителей [ 69 ], позволяют также сделать оценку величины We кр, при котором наступает распад капель.

Анализ размеров капель, уловленных непосредственно на выходе из горловины, показывает, что вероятность наличия в этой области капель размером более, чем 600 мкм, ничтожно мала. Это указывает на то, что силовое воздействие газа на капли в условиях рассмотренной трубы Вентури приводит к дроблению капель размером более 600 мкм.

Расчет динамических параметров для капель и газового потока для рассматриваемого участка позволил установить, что критическое число Вебера близко к 15.

Информация о спектре распределения капель, получающихся в результате распада достаточно обширна. С физической точки зрения более привлекательным представляются данные, полученные в работах [18, 19].

Вид процесса, как показано в работе [19 ], зависит от числа Вебера. Так, при We = 15, разрушение капли происходит за счет выдувания в ее центре тонкой пленки - дробление типа «парашют». При таком виде деформации авторами зафиксированы два момента дробления капель. Сначала разрушается пленка, при этом образуется множество мелких капель. Затем происходит дробление тора, оставшегося после разрушения пленки. Таким образом образуются две группы капель. Первая группа мелких капель, образованных в результате дробления пленки, и вторая группа, значительно более крупных капель, образующихся в результате дробления тора.

Вероятно, разрушение пленки приводит к образованию системы капель с размерами, близкими к толщине пленки. Это предположение основано на том факте, что кривые распределения по размерам, получающихся в результате распада двух капель с различными исходными размерами, имеют первый максимум при одном и том же размере капель, а именно, при размере, близком к 0,1 0, то есть равном значению толщины, которую, как показывают оценки некоторых исследователей [18], имеет пленка на стадии разрушения.

Для описания процесса дробления, кривые распределения продуктов распада капель, полученные в работе [19], аппроксимируются известной формулой Нукияма-Танадзава, полученной на основе анализа данных представленных в работе [17, 21].

f ( к ) = A к2 ехр ( - m кn ), (3.8) где: A, m, n – параметры распределения, которые определяются в соответствие с данными, представленными в работах [17, 18, 19, 20 ].

Поскольку кривая распределения продуктов распада капли для основного количества мелких капель близка к симметричному распределению, то согласно работе [17], параметр n может быть принят равным 1.

Параметр m, определяющий положение максимума кривой, находится путем взятия производной по от выражения (3.8) и приравнивая ее к нулю и последующим преобразованием: m = 2/мах, где мах- размер капли, при котором наблюдается максимум кривой распределения по размерам.

Поскольку этот максимум лежит, как уже отмечалось ранее, в области размеров капель, близких к 0,10, то m = 20/0, где 0- размер капли до распада.

Из условия нормировки по объему исходной капли параметр А равен:

0,533 А= На рисунке 3.5 представлены результаты дробления капель в трубе Вентури, полученные путем расчета движения полидисперсной системы капель, исходный спектр распределения которых представлен на рисунке 3.4.

N(d)x10**9,шт/м 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 dк, мкм Рисунок 3.4 - Исходный спектр распределения капель по размерам N(d)x10**9, шт/м 0 100 200 300 400 500 dк,мкм Рисунок 3.5 - Спектр распределения капель по размерам после дробления в трубе Вентури Эффективность золоулавливания в трубе Вентури определяется коагуляцией золовых частиц с каплями распыленной жидкости.

Наличие по всей длине трубы Вентури относительного движения между всеми частицами создает условия для протекания кинематической коагуляции двух видов:

между каплями жидкости и между твердыми частицами и каплями.

Впервые процесс коагуляции в полидисперсной системе, заданной непрерывной функцией распределения числа частиц по массам во времени f(m,), был рассмотрен в работах [70,71].

Процесс изменения спектра распределения пылевых частиц за счет коагуляции капель с твердыми частицами описывается следующим интегральным уравнением:

d [f( ч)d ч ]= fо (ч )– f ( к )f ( ч ) k ( к, ч ) dк dч, (3.9) d где: k (к, ч ) – коэффициент захвата, определяемый согласно данным, представленным в работах [12, 22 ] как.:

(ч + к)2 |vч- vк| E, k (ч, к ) = где: Е – коэффициент захвата, который согласно работе [12] определяется следующим образом:

E = E E A Re/ 60, 1 Re/ ;

где: ЕА = ЕV = 0,75 ln 4Stk Stk 1 Stk 0,1252 2Stk 1, к к |V ч V к | к |V ч V к | ;

1 при к ч Re = St k = ч ч ч ч | V ч V к | при ч к ч |V ч V к | ;

Re = Stk = к к При наличии фазовых превращений газо-жидкостный поток состоит из трех компонент: газ, пар и жидкость.

Уравнение сохранения энергии для такого потока в неизотермических условиях, отсутствии внешней механической работы и теплообмена с внешней средой можно записать в следующем виде:

Ег + Е п + Е ж = 0, где: Е г, Е п, Е ж – изменение полной энергии газовой, паровой и жидкостной компоненты на элементарном участке.

Изменение полной энергии компоненты можно представить как следующую сумму:

Е = Ек+ Е т, где: Е к – изменение кинетической энергии компоненты;

Е т – изменение тепловой энергии компоненты.

Уравнение для изменения тепловой энергии компонентов можно записать в виде уравнения теплового баланса для потока в следующем виде:

Е т г + Е т п + Е тж = 0, где: индексы тг, тп, тж означают тепловые энергии газа, пара и жидкости соответственно.

Входящие, в указанном выше уравнение составляющие могут быть записаны в следующем виде:

Етг = Мг2 Срг2 Тг2 – Мг1 Срг1 Тг Е тп = (Мп2Сп2 Тп2 + Мп2 Lп2) – (Мп1 Сп1 Тп1 + Мп1 Lп1) 3 ж N ( 2) С рж2 Т ж2 d жN ( 1) С рж1Т ж1 d, Е тж = 0 где: Ср и L п - теплоемкость и теплота парообразования соответственно, индексы 1 и относятся к начальному и конечному состоянию потока;

N()- функция плотности счетного распределения капель по размерам.

Особенностью теплообмена в рассматриваемой задаче является непрерывный массообмен, приводящий к изменению соотношения компонент. При этом также происходит непрерывное изменение теплофизических характеристик компонент потока.

Если выбрать достаточно малый участок, на котором происходит изменение состояния потока Х, то с достаточной степенью приближения можно в качестве теплофизических характеристик на этом участке принять их среднеарифметические характеристики между начальным и конечным состоянием.

Принимая во внимание, что Мг1 = Мг2 = Мг = const, а Мп2 = Мп1 + Мп и Мж2 = М ж1 + М ж, где: М п = - М ж, Тг2 = Тг1 + Тг, Тж2 = Тж1 + Тж, после некоторых преобразований уравнение теплового баланса примет вид:

6 ж С ж Т ж N ( )d гМг + Сп Мп1 + МпСп ) Тг = 2 1) ж N ( )d ( 3 1) ж (С п Т п1 С ж Т ж1) N ( )d 3 L ( 06 Первый член в правой части данного выражения представляет собой теплоту, идущую на нагрев жидкости Qнж. Второй член – теплоту, идущую на испарение ждкости Qисп, а третий член – теплоту, идущую на нагрев образовавшегося пара до температуры потока Qнп.

Вводя указанные выше обозначения, получим окончательно выражение для перепада температуры потока на участке Х:

Тг = Q нж Qисп Qнп (3.10) С г М г Сп М п Сп М п 1. Теплообмен меду каплями и газом описывается уравнением:

dQ = S T, d где: S – площадь контакта капли с газом;

Т- перепад температуры между газом и каплей;

– коэффициент теплообмена, определяемый из критериального выражения для числа Нусельта:

к = 2 + a Rem Prn, Nu = кu где: Re = - число Рейнольдса по относительной скорости u, Pr = - число Прандтля. Согласно данным в работе [77] значения параметров а,m, n соответственно равны 0,5, 0,333 и 0,55.

При движении капли вдоль трубы Вентури, процесс теплообмена сопровождается массообменном, прежде всего испарением или конденсацией паров воды.

Массообмен меду каплями и газом описывается уравнением:

dM = S C, d где: – коэффициент массообмена, определяемый по аналогии с теплообменом как к = 2 + 0,55Re0,5 Prд0,333, uд = D ;

- коэффициент массообмена;

D – коэффициент диффузии.

где Prд= D В результате тепло-и массообмена размер и температура капель, а также температура газа будут изменятся. Непостоянны, как уже было отмечено выше, также гидродинамические параметры потока и капель. Таким образом, процессы тепло-и массообмена протекают в нестационарных условиях. Однако, в рассматриваемом случае, скорости протекания тепло-и массообмена намного выше, чем скорость изменения вышеуказанных параметров, поэтому в данном случае процесс тепло-и массообмена можно считать квазистационарным. Поскольку скорость распространения тепла внутри капли намного превышает возможности подвода к ней, то есть критерий Bi 1, то допустимо считать в любой момент времени температуру по всему объему капли одинаковой. Влиянием турбулентности на процессы переноса, по-видимому, также можно пренебречь, так как уровень турбулентности, как отмечается в работе [73], в тех областях трубы Вентури, где происходит в основном процессы теплового взаимодействия, невелик.

С учетом сказанного, уравнения, описывающие процессы тепло-и массообмена, могут быть представлены в следующем виде:


Vк dQ( ) NuТ (Т г Т к), (3.11) dx Vк dM ( ) D( C 0 C ), (3.12) Nuд dx где: С0 и С - концентрация пара на поверхности капли и в окружающей среде соответственно. Концентрация пара на поверхности капли определяется термодинамическими параметрами и может быть выражена согласно работе [74], следующей зависимостью:

С0 = п Р 0 5221, exp(14,07 ) RТ к Тк где: п – молекулярный вес пара, R – универсальная газовая постоянная, Р0 – барометрическое давление при нормальных условиях.

Количество тепла и массы, которыми обменялись газ и одиночная капля на конечном участке Х, будут равны:

x 2 NuТ (Т г Т к) Q( ) Q 2 ( ) Q1( ) dx Vх x Nuд D(C 0 C ) M ( ) M 2 ( ) M 1( ) dx Vx Тепло, подведенное к капле, частично тратится на испарение жидкости, а остальная часть на нагревание капли.

Количество тепла, идущее на испарение, равно:

Qисп lM ( ), где l - удельная теплота испарения жидкости.

Таким образом, изменение температуры и размера капель на конечном участке может быть определено из уравнений теплового и материального баланса, записанных для данной капли:

M 1 M ( )С рк Т к Q Qисп к М, 3 6 где: М()1 – исходная масса капли, Срк – удельная теплоемкость жидкости.

Откуда изменение температуры капли – Q( ) lM ( ), Т к C pk M 1( ) M ( ) а размер капли после испарения части жидкости – 3 3 1 М ( ).

к В условиях неизотермичности и фазовых превращений, объемный расход газовой фазы непрерывно меняется вдоль трубы Вентури. Смесь дымовых газов и пара составляют парогазовую фазу: Мпг= Мг+ Мп. Отсюда массовый баланс парогазовой смеси может быть записан в виде:

пг2 Vпг2 - пг1Vgu1 = ж(Vж1 – Vж2), где: Vпг = Vг + Vп – объемный расход парогазовой смеси;

Vж – объемный расход жидкостной фазы. Тогда объемный расход парогазовой смеси определяется из следующего выражения:

пг1 ж Vпг2 = Vпг1 пг 2 пг 2 V ж1 V ж ( ) Второй член в правой части представляет собой не что иное, как массу, которой обменялись фазы - М, поэтому можно записать:

пг1 М.

Vпг = Vпг пг 2 пг п Изменение плотности с изменением температуры, принимая во внимание, что Р Const, может быть выражено соотношением:

0 Т пг0 273.

Т пг На рисунках 3.6 и 3.7 представлены данные, полученные расчетом для движения полидисперсной системы капель в трубе Вентури при неизотермических условиях.

Газ Т, гр.С dк=70мкм dк=150мкм 0 1 2 3 4 5 67 8 9 10 11 X=x/Rг Рисунок 3.6 - Изменение температуры газа и капель вдоль трубы Вентури Тепловое взаимодействие зависит как от тепловой неравномерности, так и от динамической. Вследствие этого, как видно из рисунка 3.6, наибольшая скорость изменения температур газового потока и капель наблюдается на начальных участках трубы Вентури (входном участке и конфузоре), где имеет место наибольший перепад температур между газом и каплями. Следовательно, чем меньше капля по размеру, тем меньше ее тепловая инерция.

Аналогичные зависимости наблюдаются также и для массообмена вдоль трубы Вентури. Как видно из рисунка 3.7, особенно заметно изменяются размеры мелких капель.

7 dо=50 мкм do-d, мкм 5 do=90мкм 4 do=120мкм 0 2 4 6 8 10 X=x/Rгор Рисунок 3.7 - Изменение вдоль трубы Вентури размеров капли за счет испарения контур трубы Вентури.

Рост гидравлического сопротивления при механическом взаимодействии капель с газом, обусловлен главным образом, диссипацией энергии в пограничном слое и в вихревом следе капли. Согласно работе [75], элементарную работу механического взаимодействия капель с газовым потоком может быть записана в виде:

d A = N d = (Nпер + Njny) d, где N = F W – мощность взаимодействия в абсолютном движении;

Nпер = F V – мощность взаимодействия в переносном движении;

Nотн = F u – мощность взаимодействия в относительном движении;

F – сила взаимодействия капли с газом.

Работа в переносном движении, идущая на изменение кинетической энергии капель на элементарном участке dx, может быть выражена уравнением:

V d Е к (a ) FV dx Работа в относительном движении, идущая на диссипацию энергии в пограничном слое и в вихревом следе капли на элементарном участке dx, определяется уравнением:

V d Ед Fu dx При движении полидисперсной системы капель общие потери энергии на элементарном участке dx, вызванные механическим взаимодействием капель с газом, могут быть выражены следующим выражением:

Е к (a) Е д (a )N (a )da dE V dx Полное изменение энергии газа на конечном участке будет равен:

Е к (a ) Е д (a )N (a )dadx, х Е = (3.13) V х Результат изменения указанных двух видов энергии и составляет гидравлическое сопротивление Ртвм, вызванное вводом жидкости в трубу Вентури. Что касается гидравлического сопротивления сухой трубы Вентури, то оно определяется следующей формулой:

г орWг ор Ртвс = с (3.14) ТВ Lг ор Lг ор с где - ТВ 0,06 0,028 3х10 Wг ор = 0,165 + 0, Dг ор Dг ор Численное решение системы уравнений (3.1) – (3.14) дает возможность определять эффективность улавливания частиц пыли на каплях в трубе Вентури, охлаждение газов за счет теплообмена капель с газом, а также потерю энергии газа за счет механического взаимодействия капель с газом в процессе движения дисперсного потока в трубе Вентури.

3.2 Математическая модель золоулавливания в скруббере Для пылеугольных тепловых электростанции характерна относительно низкая концентрация золовых частиц в потоке дымовых газов. Обычно она не превышает 0, кг/м3, причем зола представляет собой грубодисперсные частицы, среднемедианный размер которых, как правило, составляет 20 – 40 мкм. При таких условиях (расстояние между частицами примерно 100 раз превышает размеры самих частиц) взаимным влиянием частиц при движении их в потоке можно пренебречь и принять модель движения единичной частицы.

В общем виде движение частицы в потоке записывается как:

а F =mх (3.15) где- - векторная сумма всех сил, F = F c + F g+ F ц + F к + F р+ F т действующих на частицу;

F с – сила аэродинамического сопротивления;

F g- сила гравитации;

F ц- центробежная сила;

F к- сила Кореолиса;

F р- сила, обусловленная градиентом давления;

F т – сила, обусловленная градиентом температуры. Как показывают приближенные оценки [45,46,47], в большинстве случаев, в частности, когда плотности частицы и среды существенно отличаются, величина всех сил, за исключением первых четырех, пренебрежимо мала.

Сила аэродинамического сопротивления при обтекании газовым потоком частицы определяется выражением:

Сf Fс= (3.16) г U U Sм где-Sм- площадь миделева сечения частицы;

U – относительная скорость;

Сf – коэффициент лобового аэродинамического сопротивления, который в общем случае зависит от многих факторов, в первую очередь от числа Рейнольдса в относительном U. Обычно такая зависимость задается в следующей форме: Сf =.

движении – Re = n Re При обтекании частиц шарообразной формы (Стоксовский режим), т.е. когда инерционные силы пренебрежимо малы по сравнению с силами вязкости (Re 1), аналитическое решение [53] дает значение параметров А и n равными 24 и 1.

Осеен путем линеаризации уравнений Навье-Стокса с помощью более строгих допущений получил формулу для коэффициента аэродинамического сопротивления в следующем виде:

4, Cf = (3.17) Re С увеличением числа Рейнольдса, под действием сил инерции, наступает отрыв потока и указанная выше формула не может быть использована. В настоящее время отсутствуют удовлетворительные данные по аналитическим решениям для задачи обтекания сфер при Re 1 даже в идеальном случае единичной сферы, движущейся с постоянной скоростью в неподвижной несжимаемой жидкости.

Наиболее часто в расчетах движения частиц используют данные по коэффициенту аэродинамического сопротивления, полученные при экспериментальном исследовании обтекания шара несжимаемым изотермическим потоком газа, когда С f является однозначной функцией числа Рейнольдса. Эти экспериментальные данные с достаточной для практики точностью, до чисел Рейнольдса порядка 103, могут быть аппроксимированы зависимостью, полученной Клячко [12]:

Сf = + (3.18) Re Re На рисунке.3.8 представлены данные, полученные по формулам Осеена и Клячко.Там же для сравнения приведены экспериментальные данные из работы [59].

Эксперим Cf Клячко 3 Осеен 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 Рисунок 3.8 – Зависимость коэффициента сопротивления частицы от числа Рейнолдса Re Как видно из рисунка данные, полученные по формуле Клячко, почти совпадают с экспериментальными данными с относительной погрешностью не более 7%, в то время, как данные Осеена в интересующем интервале чисел Рейнольдса значительно отличаются от экспериментальных данных.

В реальных условиях форма частиц несколько отличается от шарообразной и в связи с этим в некоторых случаях вводится поправка к коэффициенту аэродинамического сопротивления в виде коэффициента формы:

- f = Fд/ F ш. Однако как показывают исследования под микроскопом [60] золовые частицы по форме близки к шарообразной, поэтому примем для рассматриваемого случая f = 1.

Для частиц, участвующих во вращательном движении, дополнительно действуют еще центробежная сила Fц и сила КореолисаFк. В системе координат, представленной на рисунке 3.9, эти силы могут быть записаны в следующем виде:

Fц =m V ;

Fк = m V r V (3.19) r r Тогда общее уравнение, описывающее движение частиц в объеме центробежного скруббера, согласно работе [54], может быть записано в следующем виде:

C f г U Vr = V – dV r (3.20) r dt + 3 C f г U (W V ) 2V V r d V =– (3.21) r dt г U W z V z dV z 3 Cf = (3.22) dt где- V r, V, V z - радиальная, тангенциальная и осевая составляющие скорости частицы;

W, W z - тангенциальная и осевая составляющие скорости газового потока;

, - плотность газа и размер частицы;

t - время.

Наиболее упрощенной моделью течения газа в криволинейном канале является вариант, когда принимается, что жидкость, составляющая однородную цилиндрическую массу, вращается вокруг оси, как твердое тело [55]. Тогда тангенциальная составляющая скорости газа может быть задана следующим выражением:

Wt= r (3.23) где-– угловая скорость, которая принимается постоянной для всех частиц жидкости. В данном случае радиальная составляющая скорости Wr = 0, так как границы канала жесткие и непроницаемые, поэтому перемещения газа в радиальном направлении отсутствуют.

В силу сказанного выше можно записать:

Wt = W c r (3.24) R где- Wc = тангенциальная скорость у стенки скруббера, R - радиус скруббера.

Расход газа через элементарную площадку ds, перпендикулярную к скорости Wt, равен:

dQ = Wtds (3.25) где-ds = hdr, h – высота входного патрубка.

После входа в скруббер газовый поток расширяется в сторону оси, поскольку с другой стороны он ограничен стенкой. Тогда полный расход газа с учетом (3.24) определяется как:

R R Wсh ( R2 – ro2 ) W ds R hrdr Q= = (3.26) Wс 2R ro ro где-ro– координата внутренней стенки входного патрубка (см. рис.3.2). Отсюда:

2Q hRR r Wс = (3.27) 2 o Подставляя это выражение в (3.24) получим:

2Q r hRR Wt = (3.28) ro 2 Расход газа, поступающего в скруббер равен:

Q = W0bh (3.29) где-b - ширина входного патрубка, Wo– скорость потока на входе. Подставляя (3.29) в (3.28) получим формулу для распределения тангенциальной скорости по поперечному сечению скруббера:

2W o Wt = (3.30) r R ro Поскольку вывод газового потока осуществляется сверху через отводной коллектор, где тангенциальная скорость сводится к нулю, то принимается, что Wtлинейно изменяется по высоте скруббера, в соответствии со следующим выражением:

r ( H z) 2W Wt = (3.31) R ro H Z Vt VZ H r Vr z R ro r O Wo h b Рисунок 3.9 – Система координат для расчета движения частиц в скруббере Решая систему уравнений (3.21) с учетом (3.31) можно вычислить траектории частиц при вращательном движении дисперсного потока в скруббере.

Начальными условиями являются: при t = 0 Vr= 0;

Vz = 0;

Vt =W0,r = r0, Z0=0, r0 исходная радиальная координата положения частицы.

Условием окончания расчета траектории частицы является: r = R или Z = H, где H – высота скруббера.

Для решения системы уравнения (3.21) используется метод Рунге – Кута в модификации Мерсона [52]. Программа вычислений на компьютере реализована на алгоритмическом языке Фортран – 4, (см. приложение А).

На рисунке 3.9 представлены расчетные траектории частиц разных размеров в скруббере с радиусом R=1,5 м и высотой H = 7м, при скорости газа на входе Wвх= 20 м/с и с исходной координатой r0 = 1м (т.е. частица, находящаяся у внутренней стенки входного патрубка или максимально удаленная от стенки осаждения). В трехмерном изображении траектория частиц имеет форму спирали. С точки зрения улавливания частицы на стенке скруббера, представляет интерес только траектория приближения частицы к стенке скруббера в проекции на плоскость r и Z.

Как видно из рисунка, при входе частиц в скруббер на расстоянии 0,5 м от стенки, (при r0 = 1 м) на стенку скруббера попадают только частицы с d 22 мкм.

На рисунке 3.10 представлена зависимость минимального размера частиц, попадающих на стенку, от исходной координаты ro, в скруббере с радиусом 1,5 м при скорости газов на входе, равном Wo= 20 м/с.

7, 6, 5, 4, Z, м 3, 2, 1, 0, 1 1,1 1,2 1,3 1,4 1, r, м d = 23мкм d = 22мкм d = 20мкм Рисунок 3.9 – Траектория частиц при ro=1м Как правило, именно улавливание частиц наименьших размеров, определяет степень улавливания частиц выше значения 96%. Как видно из рисунка, при увеличении исходной координаты, размер частиц, попадающих на стенку, уменьшается, т.е. чем ближе к стенке скруббера находятся частицы на входе, тем меньшего размера частицы попадают на стенку скруббера. Это означает, что чем уже входной тангенциальный патрубок, тем больше частиц улавливается на стенках скруббера. Таким образом, математическая модель формулирует требования к входному патрубку, который должен иметь минимально допустимую поконструктивным соображениям и по аэродинамическому сопротивлению входа, ширину.

d, мкм 0,4 0,6 0,8 1,0 1, ro, м Рисунок 3.10 – Зависимость минимального размера частиц, попадающих на стенку от исходной координаты ro На рисунке 3.11 представлена расчетная зависимость эффективности улавливания золы экибастузского угля, исходный спектр которого КПД, % 0,3 0,5 0,7 0,9 1, b, м Рисунок 3.11 – Зависимость КПД золоулавливания от ширины входного патрубка представлен на рисунке 3.12, от ширины тангенциального входного участка b. Радиус скруббера R = 1,5 м, а скорость потока на входе Wo= 20 м/с. Как видно из рисунка, эффективность улавливания скруббера с увеличением ширины входного патрубка падает, что согласуется с закономерностью, отмеченной выше.

Плотность распределения, кг/мкм м 5 15 25 35 45 55 65 75 85 Размер частицы золы, мкм Исходное Рисунок 3.12 – Спектр распределения частиц золы Экибастузского угля На рисунке 3.13 представлена зависимость эффективности улавливания исходной золы Экибастузского угля от скорости потока на входе в скруббер. Радиус скруббера R=1, м, а ширина входного патрубка b = 0,5 м.

Как видно из рисунка скорость потока на входе значительно влияет на эффективность золоулавливания. Вместе с тем, существенный прирост эффективности наблюдается лишь до скорости газа на входе, равной 25 м/с. Это означает, что определение эффективной скорости на входе в скруббер представляет собой оптимизационную задачу– между ростом аэродинамического сопротивления входа в скруббер и ростом степени улавливания золы.

На рисунке 3.14 показано влияние радиуса скруббера на эффективность улавливания золы Экибастузского угля, при b = 0,5м и Wo= 20 м/с. Для сравнения показано также зависимость эффективности золоулавливания при поступлении в скруббер частиц золы после предварительной обработки в трубе-коагуляторе Вентури (см.рисунок.3.6). Из рисунка видно, что диаметр скруббера оказывает существенное влияние на эффективность золоулавливания. В данном случае необходимо также решатьоптимизационную задачу между аэродинамическим сопротивлением скруббера и эффективностью улавливания золы.

Кроме того, вид спектра распределения частиц золы, поступающих в скруббер, также оказывает заметное влияние на эффективность золоулавливания. Увеличение доли крупных частиц в спектре распределения частиц, за счет процесса коагуляции в трубе Вентури, также приводит к росту степени улавливания золы в скруббере. Этот результат вполне согласуется с экспериментальными данными и является дополнительным подтверждением достоверности результатов расчета.

Полученные выше с помощью машинного эксперимента результаты качественно подтверждают физические закономерности движения частиц в скруббере и показывают тенденции влияния различных геометрических и режимных параметров на эффективность золоулавливания. Это позволяет устанавливать оптимальные параметры для достижения наибольшей эффективности золоулавливания.

КПД, % 10 15 20 25 Wo,м/с Рисунок 3.13 – Зависимость КПД золоулавливания скруббера от скорости потока на входе.

КПД, % 0,8 1 1,2 1,4 1, R, м Исх.зола.

Зол.после ТВ Рисунок 3.14 – Влияние радиуса скруббера на КПД золоулавливания 3.3 Методика расчета рабочего процесса в золоуловителе Методика расчета включает в себя математическую модель рабочего процесса в трубе Вентури, разработанную в работе [5] и математическую модель золоулавливания в скруббере, представленную выше.

Уравнения, описывающие рабочий процесс в трубе Вентури:

Уравнение движения твердых частиц в трубе Вентури в одномерном 1.

приближении:

ч u 2S mч dVч + mч g (3.32) ч м = Cf t где- Сf = - коэффициент лобового аэродинамического сопротивления + 3 Re Re частицы, взятое из работы [12];

чu Re = (3.33) где-u = Vч – Wг относительная скорость. Скорость газа Wг в каждом сечении трубы Вентури вычисляется как средняя по расходу скорость газа в данном сечении.

2. Уравнение движения капель распыленной жидкости в трубе Вентури.

к u dV к mк Sкм + mк g (3.34) к = Cf dt = ( 1 + 0,03 We2)2 – коэффициент деформации капли из работы [16].

где Дробление капель при достижении критической деформации учитывалось введением критического числа Вебера Weкр= 8 и спектра распределения продуктов распада описываемого формулой Нукияма-Танадзава, полученных на основе анализа данных представленных в работе [17, 21].

f ( dк) = Adк2ехр ( - mdкn) (3.35) где-A, m, n – параметры распределения, которые определяются в соответствие с данными, представленными в работах [17, 18, 19, 20].

0,533 A= 10 ;

m = ;

n=1 (3.36) к к где- dк0 – размер капли до распада.

Скорости газа Wг определялись как средняя по расходу скорость в каждом сечении трубы Вентури.

Процесс изменения спектра распределения пылевых частиц за счет 2.

коагуляции капель с твердыми частицами описывался следующим интегральным уравнением:

d [ f( dч) ddч ] = fо ( dч ) – f ( dк )f ( dч ) k ( dк, dч ) ddкddч (3.37) dt где-k (dк, dч) – коэффициент захвата, определяемый согласно данным, представленным в работах [12, 22].

Теплообмен меду каплями и газом описывается уравнением:

3.

dQ = ST (3.38) dt где-– коэффициент теплообмена, определяемый из выражения:

к = 2 + 0,55Re0,5 Pr0, Nu = (3.39) Массообмен меду каплями и газом описывается уравнением:

4.

dM = SC (3.40) dt где-– коэффициент массообмена, определяемый по аналогии с теплообменом как = 2 + 0,55Re0,5Prд0,333.

Nuд = D Изменение энергии газа при механическом взаимодействии капель с 5.

газом определяется уравнениями:

dE = [ Eк(dк) + Ед(dд) ] f (dк) ddк (3.41) dt где - d E к ( к) = FVк - изменение кинетической энергии dt d Е д ( к) = Fu - изменение диссипативной энергии, dt где - F - сила взаимодействия между газом и каплей.



Pages:   || 2 | 3 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.