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:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 7 |

«М.В.Василевский ОБЕСПЫЛИВАНИЕ ГАЗОВ ИНЕРЦИОННЫМИ АППАРАТАМИ Томск Издательство Томского политехнического университета ...»

-- [ Страница 4 ] --

Глава 4. СЕПАРАЦИЯ ЧАСТИЦ В КРИВОЛИНЕЙНЫХ КАНАЛАХ И ВИХРЕВЫХ КАМЕРАХ Сепараторы с повышенной несущей способностью потока могут работать в условиях повышенной концентрации частиц и используются в системах с пневматической переработкой порошковых материалов. В таких аппаратах имеется криволинейный канал, в котором происходит концентрирование дисперсного материала, а также вихревая камера, в которую газ поступает после разгрузки от основной массы частиц, и в которой происходит вторая стадия обеспыливания (рис. 2.3). Имеется также третья ступень обеспыливания, в которой используется энергия закрученного потока, выходящего из вихревой камеры. Для потоков с концентрацией частиц, не превышающей 15 г/ м3, могут быть использованы камеры без криволинейного канала.

4.1. Распределение частиц в криволинейном канале Рассмотрим сепаратор с повышенной транспортирующей способностью потока, в котором выделение осуществляется в проточном канале. На рис.4.1 представлен простейший пылеуловитель.

При повороте потока пыль концентрируется у внешней стенки, поступает с небольшой частью газа в приемник. В приемнике эта часть газа фильтруется и проходит в газоход.

Рис.4.1 Пылеотделитель с повышенной транспортирующей способностью дисперсной среды.

На этом рисунке показана линия траектории частицы, которая во входном сечении криволинейного канала находится на расстоянии h от внешней стенки, а после поворота на угол с попадает в приемник П с некоторой частью газа, показаны также расчетные распределения концентраций частиц без учета турбулентного перемешивания и с учетом этого влияния.

Основное значение в оценке турбулентного переноса частиц имеет интенсивность турбулентности, определяемая отношением осредненной по времени амплитуды пульсаций скорости к его средней скорости, и масштаб турбулентности, характеризующий пространственную протяженность жидких объемов в потоке [120]. Эти характеристики определяются конфигурацией канала, скоростью потока. В пристенной области генерация дополнительных движений носит локальный характер, осуществляется в некоторой области, ограниченной линейными масштабами турбулентности и является периодическим процессом. Во всей области турбулентности местоположение центров генерации турбулентности в данный момент времени и их периодичность действия регулируются интенсивностью диссипации энергии турбулентного движения [205]. Часто характеристики связываются с гидравлическими потерями при течении в канале. Криволинейные каналы имеют более высокое гидравлическое сопротивление, чем прямые из-за возникновения вторичных течений.

Соответственно процессы массопереноса осуществляются интенсивнее, чем в прямолинейных каналах. Распределение относительной продольной скорости поперек потока вблизи вогнутой поверхности по ширине канала имеет волнообразный характер из-за обратного воздействия вихрей Тейлора Гертлера. Благодаря движению вихрей возникает поток жидкости в направлении стенки и от стенки, при этом в пограничном слое происходит ускорение потока при переносе высокоскоростных молей из внешнего потока и замедление при переносе медленных молей из пристенной зоны наружу. На выпуклой стороне изменение продольной скорости не наблюдается.

Исследование энергии турбулентных пульсаций, пульсационных составляющих скоростей [210] позволило заключить, что вогнутая поверхность усиливает интенсивность турбулентности по сравнению с плоской стенкой, причем по мере удаления от поверхности этот фактор проявляется сильнее. Энергия турбулентности в пограничном слое на вогнутой поверхности больше, чем в слое на плоской пластине в 1, раз, тогда как на выпуклой стороне имеет уменьшение энергии турбулентности. В канале с отношением Н/В1 гидравлическое сопротивление мало отличается от сопротивления трения прямых каналов и в зависимости от отношения Н/Rc составляет 1,031,3.

Поэтому имеет смысл провести оценку среднего по сечению турбулентной вязкости в криволинейном канале аналогично оценке турбулентной вязкости для прямолинейного канала. Согласно двухслойной схеме «пристеночной» турбулентности поток разбивается на две резко отличающиеся по структуре области: тонкую пристенную область чисто вязкого движения вязкий или ламинарный подслой и область не зависящую от вязкости, полностью турбулентного движения турбулентное ядро потока. [120]. Вводится динамическая скорость V (w)0,5 и динамическая длина l=Vмасштаб толщины вязкого подслоя. Поскольку в области турбулентного ядра пристенной области трение определяется только за счет турбулентного переноса импульсов молей мерой интенсивности этого переноса, может являться величина V.

Согласно двухслойной модели пристенной турбулентности V=ldWdh, где 1=h;

0,4константа турбулентности. Турбулентная вязкость может быть представлена в виде 1V. В [205] показано, что величина переменна по высоте канала. В центре канала она имеет значение близкое к нулю и имеет максимум на расстоянии от стенки канала. Напряжение трения на стенке w=W028, VW0(8)0, значение коэффициента турбулентного перемешивания в потоке, движущегося в канале, можно выразить формулой (Rн Rв =H) 0,5(14)V (Rн-Rв)0,5(1/4)(8)0,5W0(Rн -Rв). (4.1) (1/4)H Выражение (4.1) получено из соотношения (4/H)V hdh, где 0,01 0,05 в зависимости от отношения высоты канала к радиусу кривизны, а также от шероховатости стенок, 0,05HV;

/Н0,05(8)0,5W0. Величину Н условно назовем скоростью диффузии примеси в канале высотою Н. Введем также безразмерную величину w= W0(Н) =W0H - отношение скорости переноса примеси вдоль канала к скорости распространения примеси в поперечном направлении.

Аэрозоль проходит по криволинейному каналу высотой H и средним радиусом RС H. Средняя скорость аэрозоля W0 W V Q/BH, где B – ширина канала, Q - расход газа. Обозначим X H h - расстояние от внутренней стенки канала.

Уравнение переноса имеет вид [54] ( C Vx C Vx ) 0, (4.2) ( c V C V ) RС X C где C Vx ;

Vx U ;

U Re ;

Re Re,w Stk при Re 1 ;

X при Re 1.

0. Re (Re,w Stk) W0 H R w X Вводим безразмерные параметры w 0 ;

rc c ;

x ;

p H H rc ( p -в радианах);

с=С/Свх ;

=UH/.

Запишем (4.2) в безразмерном виде (знак ~ опускаем) c c (4.3) (c ) x x с граничными условиями c c c(0, x) 1 ;

c 0 ;

c (4.4) x 0 x x x Решение имеет вид [54] e 2 cos n 2 cos 1 e n x e х e 2 C(,x) e 1 e n (4.5) n 2 cos x sin x exp 2 n n n n e х C(, x) При. (4.6) e 8 RC При 1 1, 2 4, 3 10 ;

Stk 20, 0,02 ;

, P 0, H RC 18, 0.045 P ;

P1 3 ;

P2 12 ;

1 0,135 ;

2 0,54. n n ;

n=1, 2, 3...

H Концентрации по (4.5) приведены таблице 4. Таблица 4.1. Значения концентраций в канале 0.1 0.5 0.7 0. x 0.135 0.720 0.980 1.120 1. 0.54 0.644 0.959 1.170 1. 0.135 0.210 0.680 1.190 2. 0.54 0.112 0.551 1.220 2. 0.135 0.0079 0.1219 0.563 3. 0.54 0.0012 0.0674 0.498 3. Анализ расчетов, приведенных в таблице показывает, что для оценки распределения мелких частиц при 0.3 (один виток), можно использовать формулу (4.6).

Фракционная эффективность выделения частиц при турбулентном движении аэрозоля определится средней величиной концентрации частиц в канале очищенного газа после разделения потока при условии, что продольные скорости в каналах отвода концентрированного потока и очищенного газа одинаковы.

Для условно стационарного движения потока с=exp(x)/(exp-1), и фракционная степень обеспыливания запишется в виде 1 exp x 0 x где Х0 –координата, cdx 1 x x0 exp с=С/Свх, х0=Х0/Н, х=Х/Н, =U точки разделения потока, 0, =(U/W0)(8/) 20;

U=Re= StkRe,w()= W0·Stk при Re,1;

U=Re=W0 Stk0,75Re,w0,25 при Re1. = Stk(8/)0,520 при Re,w1;

= Stk0,75Re,w0,25(8/)0,520 при Re,w1.

=1.5· 10-5 м2/с, Rн Rв 2 1. При W0 = 20 м/с, 1.8 м, 135, Rк 2 =0.02, х0=0. 10 12 Stk=135 10 4 2, где –диаметр частицы в микронах.

1.5 10 1. W 0 20 10 Re,w 1.33, где в микронах. Re=Re,wStk 1.5 10 = 1,3310-43, = (1041,33)1/3 = 19,6 мкм. Величина соответствует значению Re=1. =Stk(8/)0,520 = 0,042 при = 19,6 мкм;

= Stk0,75Re,w0,25(8/)0,520 = 0,37 1, при =19,6 мкм. Величины * соответствуют значениям Re = 1.

На рис. 4.2 изображены кривые эффективности: 1–рассчитанные по методу траекторий (полвитка);

2 – с учетом турбулентного перемешивания;

3– кривая фракционной очистки газов в дымососе-пылеуловителе [179].

Рис. 4.2. Фракционная эффективность разделения аэрозоля в канале радиусом 0. м Эффективности представлены в вероятностно-логарифмических координатах.

Видно, что корреляция кривых 2 и 3 удовлетворительна, особенно если учесть, что в приведенном расчете не учтено отставание частиц в окружном направлении от потока с увеличением их крупности и, соответственно, уменьшением скорости радиального переноса частиц.

Для многовитковых сепараторов, показанных на рис. 4.3, эффективности, рассчитанные по методу траекторий, оказываются настолько высокими, что улавливаются частицы менее мкм.

Рис. 4.3. Многовитковые пылеуловители Однако их пылезадерживающая способность намного ниже, чем конических циклонов НИИОГАЗ [179].

4.2 Распределение частиц в вихревой камере Как было показано в гл.1, в аппаратах типа вихревой камеры или инерционного пылеуловителя улиточного типа, разгрузка потока от пыли происходит в примнике-накопителе, в котором эффект выделения усиливается за счет предварительного концентрирования частиц в криволинейном канале аппарата и придания дополнительного количества движения частицам вниз суммированием с гравитационным воздействием. Подобные инерционные пылеуловители применяются в качестве разгрузителей потока от пыли, в качестве самостоятельных осадителей крупных частиц [179]. Выделение частиц происходит при повороте потока, причем 510 % потока с концентратом пыли проходит в приемник. Конфигурация аппарата определилась удобством компоновки раскручивателя потока, вследствие чего аппараты обладают низким сопротивлением. В [15, 16] представлены усовершенствованные инерционные аппараты вихревого типа без раскручивателя, с повышенным коэффициентом очистки.

4.2.1 Характеристики потока в вихревой камере Для обобщения распределения окружных скоростей и циркуляций Г W R в [209] предложена зависимость г Г/Г wm, где индекс wm означает, что значение Г wm относится к радиусу Rwm, на котором г Г/Г wm 2 /( 1 2, R/Rwm, n Wm max W, Г wm Wm Rwm, показатель, зависящий от конструкции камеры. При =1, г=1. Из условия dг/d=0 находится предельное значение гm=[(n+1)/(n-1)]0,5. В [166] приведены сведения, касающиеся значений Rwm циклонных и вихревых камер по многочисленным литературным источникам, в которых рекомендуются значения Rwm/Rн на основании результатов аэродинамических продувок камер. В [166] при анализе уравнения движения газа в ядре потока турбулентное тангенциальное напряжение трения записано через градиент циркуляции, что подразумевает отсутствие турбулентного трения в потенциальном потоке. Поэтому показатель степени в уравнении распределения тангенциальных скоростей в ядре потока при наличии тангенциального трения должен быть меньше единицы. В.А. Шваб [203], рассматривая уравнения движения газа в циклонной камере, турбулентное тангенциальное напряжение трения записал по аналогии с молекулярным напряжением трения для вязкого потока через градиент угловой скорости. При таком выражении тангенциального турбулентного трения оказывается, что это трение значительно и в случае потенциальной закрутки газа, что подтверждается экспериментальными исследованиями. В [166] дан подробный анализ гипотез механизмов переноса в турбулентном закрученном потоке, определяющих закономерности распределения тангенциальных скоростей на основе опубликованных исследований.

Большое значение имеет течение вблизи торцевых поверхностей.

Пограничный слой на торцевой поверхности в процессе его развития по радиусу разбивается на две зоны (рис. 4.4): область развивающегося ~* ~ 1 и развитого ~ ~ ~* течения ( ~* – радиус, где весь расход r0 r r r r r газа Gk проходит через торцевые пограничные слои и радиальная компонента скорости в области вне пограничных слов равна нулю).

1 Lk Ro Qk R* Rk Рис. 4.4. Схема течения в вихревой камере.

1-область развивающегося течения;

2- область развитого течения;

3- торцевые пограничные слои;

4-зона выходного отверстия.

Расчет показывает [112], что расход через торцевой пограничный слой по отношению к расходу всего газа, подаваемого в камеру равен при n=1.

~ QT QT /Qk ( 1 ~)0,8 Re 0,2 Ro 1, (4.7) r k здесь Ro Qk / k Rk число Россби, Rek Wвх Rk /.

Используя (4.7), можно рассчитать распределение радиальной компоненты скорости в вихревой камере в области вне пограничного слоя, полагая, что по обоим торцам е развиваются одинаковые Qk 2QT торцевые слои ur 0.

2 r(Lk 2 ) Также можно найти значение радиуса ~*, начиная с которого весь r газ входит в пограничные слои на верхнем и нижнем торцах, т.е.

~ QT 0,5, ~* 1 0,42 Rek25 Ro1,25.

0, r Если последнее выражение представить в форме 1, ~* 1 0,42 1 Qk,то видно, что увеличение циркуляции на r 0,25 k Rk периферии или снижение расхода газа через камеру приводит к сокращению протяжнности развивающейся зоны, и большая часть камеры становится непроточной. В предельном случае k или Qk 0, радиус ~* 1 и весь газ начиная с периферии камеры протекает r через пограничные слои [112].

Таким образом, можно полагать, в коротких вихревых камерах с высокой степенью крутки потока (Ro0,01) весь газ проходит через торцевые слои. В этом случае напряжение трения в окружном направлении определяется в основном за счет обмена моментов импульсов молей газа между закрученными течениями, распространяющимися вдоль торцевых поверхностей и ядром потока.

Вклад в это напряжение турбулентного трения от радиального переноса импульса определяется силовыми взаимодействиями на цилиндрических поверхностях, соответствующих входу и выходу потока из камеры. При отношении диаметра выходного отверстия к диаметру камеры больше 0,5 существенным становится влияние аэродинамической ситуации в приосевой зоне на течение газа в ядре потока. Эжектируемые газы из пространства вне камеры имеют намного меньше момент крутки и подтормаживают вращение транзитного потока. Это приводит к повышению турбулентного обмена во всей области ядра потока и уменьшению момента импульса с уменьшением радиуса. При одиночном строго тангенциальном вводе потока в вихревую камеру тангенциальная скорость на периферии камеры меньше скорости входа. По данным [203] для короткой камеры с L/Dн=0,2, коэффициент сохранения тангенциальной скорости на периферии в зависимости от размера щели ввода находится в диапазоне 0,50,99, а значение относительной циркуляции в области вывода газа из камеры составляет 0,220,62.

Для ядра потока, находящегося между соосными цилиндрическими поверхностями, проходящими через газовыводное отверстие с радиусом Rв и пристенную зону Rн, где суммарная толщина, охватывающую пограничную и струйную части пристенной зоны (RнRRв), в предположении симметрии потока и незначительности изменения скоростей в осевом направлении, уравнение движения имеет следующий вид W WWr R r R r, (4.8) Wr R R d W d W R, A/== l R dR R, l=R, r AR dR здесь – константа турбулентности, =0,01+0,56М, М=(|Wrн|/Wн)0,5;

|Wrн|=WвхFвх/2LRн, здесь Wвх, Wн, Fвх, L- скорость входа, окружная скорость вблизи наружной поверхности, суммарная площадь поперечных сечений каналов ввода потока, длина камеры. Константа турбулентности связана с показателем степени n в уравнении распределения окружных скоростей WRn=WнRнn соотношением =[1/(n+1)](|Wrн|/Wн)0,5, а показатель n определяется конструктивными соотношениями посредством выражения n=M/(0,01+0,56M)1. (4.9) 0, М=(Fвх/2RнL) (4.10) Отношение Wн/Wвх= – коэффициент падения скорости (коэффициент сохранения скорости) – зависит от параметра A (рис. 4.5).

Рис.4.5. Зависимость коэффициента падения тангенциальной скорости от параметра А, A=100Fвх/2RнL [203] Согласно формуле (4.9) для реальных величин М значение n может находиться в диапазоне 0,30,8.

Таким образом, коэффициент турбулентной диффузии определяется конструктивными соотношениями и скоростью потока =(0,01+0,56М)RнWвхM (4.11) Покажем, что касательное турбулентное напряжение трения, а следовательно и коэффициент турбулентного перемешивания, имеют существенное значение и при потенциальной закрутке, для которой величина n=1.

Уравнение неразрывности для рассматриваемой схемы течения газа имеет вид WrR=const=K1, Wr – радиальная скорость газа. Уравнение (4.9) после преобразования можно записать в следующем виде (1/R)Wr[(WR)/R]=(1/R2)[(rR2)/R], (4.12) и с учетом уравнения неразрывности интеграл уравнения моментов импульсов (4.12) запишется (1/)(R2r) K1RW=K2. (4.13) d W Если WR=WнRн=K3, A=, то из (4.13) и r AR dR R следует, что -постоянная величина и соотношение (4.8) принимает вид [(K1/)+2]K3=K2, причем при К1/2, К20 и при К1/=2 величина однозначно зависит от К1. При этом во всей области ядра и на выходе газа из ядра К2=0. Тогда (3.5) запишется в виде r/=WrW=W2, (4.14) где W – динамическая скорость (скорость трения), которая определяет величину турбулентных пульсаций. Таким образом, скорость трения определяется величиной (WrW)0,5, т.е. произведением скоростей в радиальном и окружном направлениях. Эти результаты также можно получить непосредственно из уравнений, приведенных в [203].

4.2.2. Сепарация частиц в закрученном потоке вихревого осадителя На рис. 4.6 показан газоочиститель, в котором запыленный поток проходит по входному патрубку 1 в сепарационный объем 2, частицы под воздействием инерционных сил концентрируются у наружной поверхности, очищенный газ выходит в патрубок 3, частицы поступают в приемник 4 и циклон 5. Для предотвращения уноса на торцевой поверхности закреплена обечайка 6, а патрубок 3 заглублен в сепарационный объем 2. Основная масса газа проходит в радиальном направлении в погранслоях торцевых поверхностей, так что в области выходного патрубка возникает вихревой “замок”, препятствующий уносу частиц.

Рис.4.6. Схема пылеотделителя В этой схеме два приемника: в приемнике циклона 5 осаждается пыль, которая не выделилась в приемнике 4, что в целом повышает эффективность очистки газа.

На рис. 4.7 представлен схематический чертеж вихревого сепаратора. Газ поступает в аппарат, частично с концентратом пыли в приемник и в сепарационный объем, который находится между цилиндрическими поверхностями с радиусами R1 и Rя, далее в радиальном направлении проходит через поверхность с радиусом R1 в приосевую область и выходит из сепаратора.

Рис. 4.7. Расчетная схема сепаратора На цилиндрических поверхностях F1, F2 c радиусами R1, R2 стрелками показано направление потоков частиц, выносимых из аппарата и выделяющихся из газа.

При оценке эффективности выделения частиц из потока по методу траекторий предполагается, что окружные скорости газа и частиц одинаковы и минимальный размер задерживаемых частиц определяется из соотношения 2 W1 /R1 = R1=Wr1, ( / )( 2 / 18 ), (4.15) здесь W1=UГ тангенциальная скорость газа на радиусе R1, Wr радиальная скорость газа, Rв радиус выходного патрубка, время релаксации,, плотность частиц и воздуха, размер частицы, коэффициент кинематической вязкости. По формуле (4.15) можно определить размер частицы, меньше которого частицы с этим размером будут вынесены.

Расчет эффективности очистки газа от аэрозольных частиц по (4.15) не учитывает влияние турбулентного перемешивания частиц на границе ядра потока. Положим, что присутствие частиц не влияет на движение газа.

Рассмотрим достаточно длинную вихревую камеру с радиальным переносом закрученного течения к центру. Течение будем считать осесимметричным, плоским. Тогда уравнение движения газа со стоком имеет вид (4.12).

Для турбулентного потока среды из частиц справедливо уравнение неразрывности [194] в виде ( C Vn C Vn )d q 0, причем I I dC турбулентный поток частиц C I VnI Dn, где Dn коэффициент dn турбулентной диффузии частиц в центре элемента поверхности d ;

Vn,VnI - проекции осредненной и пульсационной скорости частиц на нормаль к поверхности d, q интенсивность источника среды из частиц, C - концентрация i-го размера частиц. Потоки среды из частиц на ограждающей поверхности представляются либо турбулентным dC потоком C Vn Dn C V*, где скорость диффузионного V dn dC переноса, либо потоком в осредненном движении C Vn 2 C Vn Dn в dn слое малой толщины (там, где происходит затухание турбулентности), где Dn стремится к нулю.

Рассмотрим схему распределения потоков частиц, представленной на рис. 4.6, которая реализуется в сепараторе с радиусом выхода R1 и радиусом корпуса R2, длиной H. Ввод аэрозольных частиц осуществляется через поверхность 2 RЯ Н, где R Я характерный радиус, например радиус ядра потока [166]. При этом предполагается, что поток частиц СV2 осесимметрично организован по всей поверхности 2R2 Н, а в погранслое частицы переносятся в приемник.

Уравнение переноса дисперсной фазы, фиксированной фракции, можно записать аналогично [32], полагая, что коэффициент турбулентной диффузии частиц равен коэффициенту турбулентной вязкости газа.

На рисунке 4.7 F1, F2 площадь поверхности, V1C1, V2 C2 потоки частиц в радиальном направлении, Q расход газа, C0 концентрация частиц i го размера в поступающем газе с расходом Q.

QC d dC ;

(4.16) R CU dR dR 2 RЯ Н dC R R2 C2V2 ;

CU dR dC R R1 C1V1 ;

CU dR где U - осредненная скорость частицы относительно газа в радиальном направлении.

Поток C2V2 направлен к стенке и положителен, т.к. определяется инерционными и массовыми силами, которые превалируют над силами турбулентной диффузии. Поток C1V1 направлен внутрь потока и отрицателен, поскольку организован силами рассеяния.

V1 V*1 U ГVr1 ;

g V2 U 2 (условие осаждения частиц в пылеприемнике).

Распределение U по R аппроксимируем зависимостью U AК /R, R n R 1 где U П RdR ;

;

U П V /R V 2 AК R1 R R2 R1 R 2n 1- 2 n V22 R2 n 2 R21-2n -R11-2n (Vn) R2 (R /R -1 ) R2 1.

1 AК 1-2 R1 R2 R1 ( 1-2n) R1 2 В безразмерном виде уравнения (4.16) записываются следующим образом d C dC (4.17) r q dr r dr C2 dC C1 dC r r1 C1V1 ;

r r C 2V2, (4.18) r1 dr r2 dr QC UR Ак где, q, здесь Q расход газа.

2 RЯ Н Решения для значения концентраций частиц приведены в [51].

Относительная величина прохода частиц в унос определяется по формуле r r1 1 r1 r 1 1 2 2 1 r r r r2 1 2 2 С r У 1 * 1. (4.19) q(r2 r1 ) r r r 1 r ( 1 2 )1 r 1 1 2 Выражение (4.19) представляет фракционный унос аэрозольных частиц из ядра турбулентным диффузионным потоком. При 2 0 и 0, У 1. При (r1 /r2 ) 1 1 и 2 У (r1 /r2 )( 1 )((1 r1 1 )( 1 r1 /r2 ).

Пример расчета [51] Пусть R1 0.333 (м);

R Я 0.8R2 (м);

WВХ 20 (м/с);

2 0.3 ;

/ 3330 ;

1.5 10 5 ( м 2 / с ), м.

hВХ 0. A 100hВХ /2 R2 100 0.07/ 2 0.66 1.69. По рис. 4.5 для A 1. определяем 0.92. Wr 1.5hВХ LWВХ /2 R1L 0.03 A WВХ 1.0 м/с, M 0.1(A / )0.5 0.1(1.69 / 0.92)0.5 0.135 ;

n M / (0.01 0.56M) 1 0.135 / (0.01 0.56 0.135) 1 0.58 ;

(0.01 0.56M)R2WВХ M (0.01 0.56 0.135)0.66 20 0.92 0.135 0. м2/с.

W1 WВХ R2 / R1 n 200.66 / 0.33 0.58 30 (м/с);

(м/с);

V1 V* 1 W1Wr1 30 1.0 5. 2 10 1.23 10 5 2 (c), если (мкм);

18 18 1.5 W 2 WВХ 0.92 20 18,4 м/с, R 2n 1- 2n V22 R2 2 AК (1 - 2n) R1 (R2 /R1 - 1) R1 0,66 1 - 2 0,58 2 0, 1.23 10 5 2 18,4 2 0, 1 0.0061 2, (1 - 2 0,58) 0, (0,66/0,33 - 1) 0,33 АК / 0,043, (мкм). * 1 V R1 / 5.48 0.33 / 0.14 12.917.

Расчет У для 10 мкм и 2 0.3 по (4.19).

1 0.5 1 0.3 0.5 0.3 0.5 1 0.5 4.3 4. 4.3 0.23.

У 4. 0.3 12.917 0.625 1 0.5 (1 0.3) 1 0. 4. Расчет предельного значения уноса по (4.15).

1.0 0.33 18 1.5 10 - Wr1 R1 (м2), т.е. 4. 16.72 10 2 T2 40 2 ( / ) W мкм.

Здесь W1 WВХ ( R2 / R1 ) 20( 0.66 / 0.33 ) 40 м/с.

T Расчет значений У в зависимости от представлен в табл. 4.2.

Таблица 4.2 Расчетные значения уноса в зависимости от размера частиц и параметра 1 2 4 8 9 10 16 32 64, мкм 2 0.3 0,99 0,97 0,87 0,44 0,325 0,23 0,042 0,0035 0,0002 0, 2 1 0,98 0,92 0,71 0,30 0,23 0,175 0,041 0,0035 0,0002 0, Расчет значений У в зависимости от представлен на рис. 4.8 для 2 0.3 и 2 1 (отсос пыли), пунктиром показана ломаная линия для распределения У при использовании формулы (4.15).

Рис. 4.8 Фракционный унос пыли из вихревого пылеуловителя [51] На рис. 4.9 приведена расчетная кривая F ( У ) при в вероятностно 2 0. логарифмических координатах.

Интегральная нормальная функция в этих координатах имеет вид прямой. Проводя эту прямую через значения рассчитанной эффективности У ( ) 0.84 при 16 и У ( ) 0. при 84 получим аппроксимацию расчетной кривой интегральной нормальной функции распределения фракционных к.п.д. При этом дисперсия распределения определится как 84 84 10. 1.56, а для 2 1 1.927. Найдем 16 4.5 16 2. общую эффективность сепарации частиц системы пыле золоулавливания. Общая эффективность установки является функцией интеграла вероятности и может быть записана в общем виде i Ф(Х 0 ), lgm / где [179].

Х lg 2 lg 2 Ч Рис. 4.9 Фракционный унос пыли из вихревого пылеуловителя в вероятностно логарифмической сетке [51] — аппроксимация расчет по 4.19 ( 2 0.3 ) Для цементной пыли с медианным диаметром частицы в функции весового распределения пыли m = 23 мкм и дисперсией Ч 3 : при – 2 0. 84 мкм, 50 Ч 1. lg m / Х0 lg 2 lg 2 Ч lg 23 / и 1. lg 2 1.56 lg 2 Ф(Х 0 ) 0.84 ;

при – 2 84 10.4 lg m /50 lg 23 / 5. 5.39 мкм, и 50 Х0 1. Ч 1.927 2 2 2 lg lg Ч lg 1.927 lg Ф(Х 0 ) 0,87. При расчете эффективности без учета турбулентности по циклической траектории T 1 Ф(ХУ ), где lg / m lg 4,08 / 1,575, Ф( ХУ ) Ф( 1.575 ) 0.058, т.е.

ХУ lg Ч lg T 1 Ф(ХУ ) 1 0.058 0.942.

Таким образом, унос за счет диффузионного переноса оказывается в 2,76 и в 2,24 раза больше, чем рассчитанный по формуле (4.19). Поэтому неучет турбулентного переноса приводит к завышению эффективности очистки.

Глава 5. АЭРОМЕХАНИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В РОТАЦИОННЫХ АППАРАТАХ Центробежные пылеотделители с быстровращающимся ротором разрабатывались как аппараты, альтернативные громоздим фильтрам.

Центростремительные ускорения на ободе ротора могут варьироваться в диапазоне 0,550 тыс. ускорений сил тяжести. При таком значении ускорений частицы более 1 мкм, на первый взгляд, не должны пройти сквозь ротор. Как указывалось в гл. 2, было создано большое количество ротационных пылеотделителей различного назначения.

Однако имеются противоречивые результаты их исследований, испытаний, эксплуатации в промышленных условиях. Поэтому имеет смысл более детально разобраться в аэромеханических процессах, определяющих эффективность обеспыливания газов в этих аппаратах.

Прежде всего это относится к уровню вращательной компоненты газа и скорости турбулентного переноса молей газа и частиц на границе ротора.

5.1 Интенсивность вращения газа между ротором и корпусом ЦРП с нулевым моментом скорости потока на входе в сепарационное пространство [31].

В закрученном потоке интенсивность турбулентности выше по сравнению с прямолинейным движением. Представляется целесообразным изучить движение газа в сепарационном пространстве в зависимости от аэродинамических условий на границе ротора.

Как известно, наиболее доступным для исследования является плоское осесимметричное движение, в котором параметры потока зависят только от радиуса. Поэтому была выбрана модель сепаратора с плоским полем скоростей, в котором отношение величины зазора между кожухом и ротором к его длине равно 1/6 (рис. 5.1).

Исследовалось движение газа за счет вращения двух типов роторов: пластинчатого с толщиной пластин 1 мм и расстоянии между ними 2 мм и пластинчатого с наклеенной на его поверхность сеткой с ячейкой 0,2 0,5 мм2. Замеры полей скоростей были проведены тарированными Т образными насадками, имеющими линейные характеристики [150].

Ход кривых на рис.5.2 при нулевом радиальном стоке показывает, что для обоих типов роторов существует потенциальная зона (w r=const). Для сравнения показана кривая распределения окружных скоростей с внутренним вращающимся цилиндром [191].

Рис.5.1. Устройство для исследования поля вращательной скорости между ротором и кожухом. 1ротор, гладкий или пористый кожух, корпус, 4 вытяжная секция, сменные расходомерные сопла, 6 трубка полного напора, микроманометры.

Рис. 5.2. Распределение вращательной скорости в зазоре между цилиндрами: 1— ротор с сеткой;

2— пластинчатый ротор;

3—гладкий ротор;

–– — для пластинчатого ротора Wr0=0,02 м/с, Wr0= 0,2м/с, Wr0=0,3 м/с.

Уравнения, описывающие плоское движение газа при вращении ротора для этого случая запишутся w w, l 2 r, r ( )r r r r r (5.1) r const, l y.

Вышеприведенные обозначения: r напряжение трения;

rрадиус;

трения;

урасстояния от стенок;

Wr0, r / скорость w радиальная на границе ротора и окружная скорости газа;

кинематической вязкости;

коэффициент коэффициент турбулентного перемешивания. UГокружная скорость газа на границе ротора.

Рассмотрим пристеночные зоны, где у r1, тогда около ротора U Г w y ln 1 1, (5.2) 1 1 вблизи гладкого кожуха ~ w y ln 1 ;

y y 0 ~, y 0 (5.3) y 2 2 y0 В уравнении (5.2), поскольку осуществляется интенсивное турбулентное перемешивание газа на границе ротора, ~ y0 и ~ у.

у у Рассмотрим пристенные участки, где имеет место переход от зоны потенциального течения к логарифмическому. Пусть для неподвижной стенки участок смыкания находится на расстоянии ~, а в области y ~ Умножая (5.2) и (5.3) на rr и rR, запишем для этих ротора на у участков ~ w r 1 ~ U Г r1 w r y y 1.

ln 1 1, 1 1 2 2 y 1r1 Учитывая, что w r=w r и 1r1 2 R, проводя выкладки аналогично [191], получим 1 ~ y 2 ln 1 U Г r1 (5.4) ~ w r y 1 ln y Для гладкого ротора вследствие идентичности обтекания внутренней и наружной стенок U p r 2. (5.5) w r Зависимость (5.5) получена в [31] и подтверждена экспериментально. В связи с этим появляется возможность простой оценки напряжения трения на границе ротора по значению окружных скоростей в потенциальной зоне. Тогда для напряжения трения на границе ротора получим r 2гл.р. w, (5.6) r 0 r где w значение окружной скорости газа на радиусе r. Значение гл. р.

рассчитывается по [191].

Из экспериментальных исследований течений в гладких и шероховатых трубах, между вращающимися коаксиальными цилиндрами известно, что константа турбулентности не зависит ни от скорости движения потока, или вращения цилиндра, ни от степени шероховатости стенок. Для вращающихся цилиндров в формулах [31] 2=0,2. Расчет в соответствии с экспериментальными кривыми для пластинчатого ротора по (5.1), (5.2), (5.6) дает величины =0,9 мм;

=0,215. Принимая значение 1=0,21 для роторов с =0,22 мм, запишем (5.4) U Г r1 ln 1 1, (5.7) w r ln 1 1 ~ ~ ~ y y y где безразмерные координаты 1.

, y Для точек смыкания потенциальной зоны с логарифмической получим U Г r 1,18. (5.8) 1 0,82;

2 27;

w r По непосредственным замерам последнее соотношение равно 1,15.

Для оценки интенсивности поля скорости газа в зависимости от окружной скорости ротора введем эффективный коэффициент трения эф, который зависит от конструкции ротора и может быть определен экспериментально Up. (5.9) r 0 эф Таким образом, используя (5.6), (5.8), (5.9), найдем 1,18 эф Uр. (5.10) UГ 2 гл. р.

Соотношения (5.7) (5.10) позволяют определить характеристики потока, приводимого во вращение ротором.

При наличии стока явления усложняются, поскольку происходит дополнительный турбулентный перенос внутрь ротора, турбулентные характеристики и могут меняться, что приводит к невозможности провести расчет течения, и приходиться применять либо осредненные характеристики, в зависимости от радиального стока, либо для данной конструкции пользоваться экспериментальными данными.

На рис.5.2 показаны кривые распределения окружных скоростей по радиусу при стоке, равном Wr0, равном 0,02;

0,2;

0,3 м/с, Up= м/с. Ввод воздуха в сепарационную зону осуществлялся радиально через пористый кожух, который представлял цилиндр с профрезированными, оклеенными капроновой тканью пазами. Как видно из рис, при малом стоке Wr0= 0,02 м/с кривая вращательной скорости идет почти также, как и при Wr0=0. При больших стоках кривые идут ниже, а на границе ротора наблюдается понижение UГ.

Рассмотрим влияние стока на величину напряжения трения на границе ротора, поскольку эта величина определяет движение газа в сепарационном пространстве.

Введем среднее значение турбулентной вязкости = 0 и будем считать постоянной эту величину в околороторном пространстве при данном значении Wr0, Пользуясь решением [203], запишем r B, c r0.

w Ar ( c 1) r Граничные условия выбираем при неизменном стоке r=r1. w =UГ;

r=R, w =0.

Решение запишется r 2c R 2c U Г r.

w 2c r1 r R r При ламинарном режиме U=r1 и напряжения трения запишется r c R R c c 2.

r 2c r1 r r R r Анализ последнего выражения позволяет сделать вывод, что напряжение трения на вращающемся цилиндре с увеличение стока увеличивается, на неподвижном – уменьшается. Наиболее простое выражение получается в случае бесконечно длинного ротора и R U Г U Г c2 c;

c2.

r 0 r 0 r1 r Следовательно, при c2 сток мало влияет на значение граничных условий и распределение окружных скоростей. При c2 можно принять, что напряжение трения на границе зависит только от wr и динамическая скорость 1 U Г Wr 0.

Как показано в [178], для крупномасштабных движений мелких частиц коэффициенты диффузии газ и частиц одинаковы, и поэтому для частиц, теоретически находящихся на равновесных траекториях в осредненном движении, изменение их концентрации на границе ротора за счет явлений переноса можно связать с коэффициентом диффузии, оцениваемом с помощью величины напряжения трения.

Для сравнения закручивающей способности различных роторов и их гидравлических сопротивлений были проведены замеры полей скоростей между ротором и кожухом на другой установке, в которой для удобства проведения сравнительных испытаний имелась возможность быстро сменять и выставлять ротора. При этом роторы изготавливались одинаковых габаритных размеров, торцевые зазоры между каждым ротором и кожухом были сведены до минимума, так что закрутка потока осуществлялась за счет обода (рис 5.3.). Диаметр и длина кожуха соответственно равнялись R=266 мм и l = 40 мм, для ротора эти значения составляли 200 мм и 13 мм. Воздух из компрессорной магистрали через диафрагму проходил в кольцевую камеру в аксиальном направлении, затем через ротор и уплотнительное устройство выходил в атмосферу.

Рис.5.3 Устройство для исследования течений, побуждаемых роторами.

Для пластинчатого ротора перепад давления измерялся на радиусах r1, r0 с помощью Т- образного насадка. Для других роторов перепад w U давления на тех же радиусах определялся как P P1 р r, где 2 р коэффициент сопротивления ротора в неподвижном положении, т.е.

считалось, что давление от места выхода газа в атмосферу до радиуса r распределялось по закону для вращающегося газа как твердого тела.

Исследовались роторы гладкий;

с глубокими каналами (24 канала с диаметром 6,5 мм, просверленными под углом 0, ±45 к радиальному направлению);

дисковые роторы с расстояние между пластинами 1, 2, 3, 6 мм;

лопаточный;

сетчатый;

ротор с фильтром. Сетка и фильтр натягивались на ротор с лопатками. Эффективное напряжение трения можно косвенно сравнивать с помощью общего момента закрутки потока при одинаковых расходах l R dl w rdr. (5.11) l R r1 w r r На рис. 5.4-А представлено распределение окружных скоростей по радиусу против середины ротора. При нулевом стоке во всей области течения (за исключением пристенных) областей скорость газа имеет одинаковое значение и отличается уровнем для различных конструкций роторов.

Записывая равенство моментов сил трения ротора и кожуха, и w учитывая, что ст (коэффициент трения участка стенки), можно получить простое соотношение для оценки напряжения трения на границе ротора с помощь экспериментальных данных.

гл..р.w гл..р.P. (5.12) р P.гл..р.

w гл..р.

Здесь w окружная скорость газа при вращении исследуемого ротора, w гл.р. окружная скорость газа при вращении гладкого ротора, Р ;

Р соответственно их динамические напоры. Обозначив гл.р.

2 Up Up, получим р эф, гл.р. гл.р.

2 эф w. (5.13) гл.р. w гл.р эф Рассчитанные значения для некоторых роторов по (13) приведены гл.р.

в таблице 5.1.

Таблица 5.1 Значения относительных коэффициентов трения Тип ротора эф гл.р.

1. Гладкий ротор 2. Ротор с тканевым фильтром 1. 3. Ротор с 24 каналами «назад» 1. 4. Ротор пластинчатый S= 6 1. 5. Ротор пластинчатый S=2 1. 6. Ротор пластинчатый S=1 2. Ротор с сеткой 0,2 0,5 мм 7. 2. 8. Ротор с 16 лопатками 3. На рис. 5.4 приведено распределение окружных скоростей при Wr0=0,4м/с;

Up=30м/с.

Рис. 5.4. Распределение относительных окружных скоростей А Wr0=0 м/с: 1гладкий ротор;

2 ротор с каналами;

3, 4, 5 пластинчатый ротор S= 1, 2, 3 мм;

6ротор с сеткой 0,2 0,5 мм2;

7, 8- лопаточный ротор z= 4, 16. Б Wr0=0,4м/с: 1 ротор с тканевым фильтром;

2гладкий ротор без стока;

3 пластинчатый ротор S= 1 мм;

4-ротор с сеткой;

5лопаточный ротор z= 16.

Учитывая, что вблизи границы ротора возникают большие погрешности при измерении скорости насадком (особенно для ротора с резко возрастающей кривой скорости), а также трудности замера скорости на самой границе ротора, для анализа явлений полезно иметь соотношения между скоростью газа на границе ротора и потерями давления на входе в ротор. На рис 5.5-А представлены кривые перепада давления для ротора при различных радиальных скоростях на входе.

Наибольшим сопротивлением обладает ротор с фильтром, наименьшим – пластинчатые роторы. Газ при входе в ротор имеет окружную скорость меньшую, чем скорость ротора. В самом роторе газ находится в относительном вращательном движении. При уменьшении размеров проточной части ротора интенсивность относительной циркуляции газа уменьшается и для ротора с фильтром или сеткой можно считать, что газ не имеет циркуляционного движения. Составим баланс энергии для этого случая.

Рис.5.5 А: 1, пластинчатые роторы S= 4,8;

2,6 мм. 3, 4, 5- роторы с каналами z=24 c углами наклона -45, 0, +45;

6лопаточный ротор z=16;

7сетчатый ротор;

ротор с тканевым фильтром. Б: -каналы;

сетка;

фильтр;

верхние кривые по формуле (5.14) м 1 газа, прошедший через ротор, совершает работу A1 U p r1 U 0 r0 U p U 0. Разность полных энергий на входе и 2 выходе из ротора должна затрачиваться на совершение работы А1, и преодолении его сопротивления в неподвижном состоянии UГ Wr U U p U o p 0, 2 P1 P 2 2 (5.14) U 2 U 2 W P U p 0 Г p r 0.

2 2 На рис. 5.5Б приведены зависимости скорости газа на границе ротора от радиальной скорости входа, рассчитанные по (5.14), и замеренные зондом на расстоянии от ротора 0,2 мм.

Таким образом, из-за граничных явлений у вращающегося ротора сопротивление возрастает намного быстрее, чем у неподвижного при тех же самых радиальных скоростях. С учетом этих явлений U 32 U p аэродинамический к.п.д. [154] запишется, где в црп в U 32 U pU г к.п.д. вентилятора, U3окружная скорость вентиляторного колеса, Up окружная скорость ротора. При Uг=0,6Uр ;

Uр=48 м/с;

U3=54 м/с;

в=50% [154];

црп=19,4%.

Таким образом, наибольшей закручивающей способностью обладают лопаточные роторы, которые создают наибольший турбулентный обмен на границе, что приводит к увеличению пути смешения, турбулентной вязкости и эффективного напряжения трения.

Это обстоятельство, однако, ухудшает условия сепарации за счет интенсивной диффузии внутрь ротора. Роторы с сеткой и с каналами также способствуют созданию большого турбулентного обмена на границе со значительным градиентом скоростей, что также способствует диффузии частиц внутрь ротора. Кроме того, они обладают значительным сопротивлением.

Ротор с фильтром при наличии стока создает настолько низкий уровень поля скорости, что условия отвода частиц от ротора отсутствуют, а его сопротивление с увеличением радиального стока резко возрастает.

5.2. Сепарация частиц в пространстве бесконечно длинным ротором [41] Существующие методы расчта эффективности выделения частиц аэрозоля из потока, основанные на оценке граничного размера зерна, дают завышенные коэффициенты очистки. При этом предполагается, что минимальный размер задерживаемых частиц определяется из соотношения W12/R1 =2R1=rг, ( / )( 2 / 18 ), (5.15) где, R –угловая скорость и радиус ротора;

rг радиальная скорость (расход газа через единицу поверхности ротора);

, плотность и диаметр частицы;

v плотность и кинематическая вязкость газа.

Расчт эффективности очистки газа от аэрозольных частиц по (5.15) не учитывает влияние турбулентного перемешивания частиц на границе ротора, а также уровня поля вращательных скоростей газа вблизи ротора. Необходимо учитывать турбулентный перенос частиц, а также отставание вращения газа от ротора на границе.

Рассмотрим бесконечно длинный ротор, вращающийся в неограниченной среде, которая проходит сквозь поверхность ротора с периферии к центру. В этом случае течение можно считать осесимметричным, плоским, влиянием частиц на течение можно пренебречь. Уравнение движения газа без стока (rг=0) запишется rr2=A, где r компонента тензора напряжения (турбулентное трение), А – константа, rR. На границе ротора r=р=рUp2/2, скорость газа Uг=Up, Up=R;

коэффициент отставания газа от ротора. Для гладкого непроницаемого ротора =1, вне пограничного слоя окружная скорость газа =0,5UpR/r. Для лопаточного ротора масштаб вихрей на границе ротора определяется величиной 2R/Z, где Z, число лопаток;

для дискового ротора он определяется зазором между дисками S.

Коэффициент может быть определн через р – коэффициент трения лопаточного или дискового ротора и гл – коэффициент трения гладкого ротора, которые могут быть найдены из 31.

1. Скольжение газа на границе с ротором.

kp p / гл, гл 0,, (5.16) где kp – коэффициент, зависящий от интенсивности обмена моментами молей газа на границе ротора. Для дискового и лопаточного роторов kp =0,55 [31].

Уравнение движения газа со стоком (rг 0) имеет вид r r 2 r r 2 B, (5.17) Здесь B - константа при фиксированных Uг, rг. Хотя на границе лопаточного ротора условия осесимметричности нарушаются, мы будем пользоваться (5.17) для оценки Uг.

Учитывая, что характер переноса вихрей на границе ротора при стоке газа и без него идентичен, при r=r, B=0. В этом случае передаваемый момент вихревого трения от ротора к газу равен моменту импульса газа. Тогда:

U г r г pU 2 p / 2;

U г / U p pU p / 2 rг (5.18) Например, при р 0,004;

U p / rг 200;

U г /U p 0,4;

тогда как при rг 0, U г /U p 0,55 0,004 / 0,0018 0,82;

при U p / rг 10;

(U г /U p )100 2%.

2. Турбулентный перенос частиц. Он осуществляется вихрями на границе при передаче момента трения от ротора к газу. Динамическая скорость (скорость трения) V r / r и на границе г U г rг.

Скорость частицы в окружном направлении принимается равной окружной скорости газа, скорость частицы относительно газа U в радиальном направлении определится из равенства U г U R Размер частиц, условно задерживаемых ротором, определится из выражения U rг (5.19) Будем полагать, что как и циклонах, процесс переноса частиц носит вероятностный характер, а функция распределения фракционной эффективности является логарифмически нормальной. Если = размер частиц, масса которых в уносе составляет 50% от исходной, а lg стандартное отклонение величины lg в распределении (), то ( ) ( x), x g( / 50 ) / g, (5.20) x x exp dx, фх - интегральная функция нормального где ф(х) 2 распределения 179.

При х=1, должно быть ф(х)84% и lg lg(=84/=50) lg (=50/=16), таким образом ==50/=16, где =50, =16 диаметры частиц, сепарируемых с эффективностью 50% и 16% соответственно. При х=2, ф(х) 98%, следовательно 2lg(=84/=50) lg(=98/=50) = lg 1, и 1= 2. Таким образом, можно определить размер частиц, сепарируемых с эффективностью 98% или определить размер частиц, унос которых составляет 2%.

Поскольку фракционная эффективность это извлечение определенной массы фракции частиц из исходной и зависит от rг, г, U, то =ф[(U/ rг),( г/ rг)]= ф(х). Отношение г/rг есть отношение скорости турбулентного переноса («размазывания») частиц к детерминированной радиальной скорости газа, определяющий размер частиц, условно витающих на границе ротора. Поэтому в выражении (5.20) х=lg(U/ rг)/lg(г/ rг). (5.21) Чтобы привести выражение (5.21) в соответствие с (5.20), выразим U/ rг в виде U/ rг=(/=50)n, где n=2, если Re=U/ 1. Тогда (5.21) будет иметь вид х=lg(/=50)/lg(г/ rг)1/2, (5.22) 1/2 1/ т.е. lg = lg(г/ rг), =(г/ rг) Расчт по (5.15) и (5.21) проведм для цементной пыли с медианным диаметром весового распределения частиц по размерам m=23мкм и параметром дисперсии этого распределения = 1,510-5 м2/с, 300 1/с, R = 0,333м, rг=1м/с.

При, равном 1, 2, 4, 8, 16, 32, 64, 128 мкм, () соответственно равны 1, 7, 27, 40, 93, 97, 99, 99,7%, и суммарный коэффициент 02=83%.

Отношение (10002)/(10001)=17/0,8=21,2 показывает во сколько раз концентрация частиц в очищенном газе при расчте по (5.20) оказывается выше по сравнению с расчтом по (5.15). Поэтому реально эффективность такой схемы очистки газа сопоставима с обеспыливанием газа в циклонах средней эффективности.

5.3. Эффективность сепарации в циклонном прямоточном пылеконцентраторе с ротором [35] В прямоточных циклонных аппаратах концентрация пыли в потоке газа уменьшается от периферии к центру, причем на процесс разделения аэрозоля существенное влияние оказывает турбулентное перемешивание частиц [34]. Увеличение эффективности сепарации в подобных закрученных пылегазовых потоках представляется возможным путем создания условий для образования агломератов мелких частиц. Поэтому была исследована эффективность сепарации частиц в закрученных пылегазовых потоках, в которых происходит дополнительное осаждение на различных поверхностях, имеющих линейную скорость вращения, близкую к скорости вращения газа.

На рис. 5.6 показан исследуемый прямоточный центробежный ротационный сепаратор.

Рис. 5.6. Схема ротационного пылеотделитсля: пропеллерное колесо;

ротор;

3 отсасывающий вентилятор;

4 циклон;

спрямляющий аппарат;

6 направляющий аппарат;

7 герметизирующее устройство Пылегазовый поток закручивается пропеллерным колесом 1, направляется вдоль ротора 2. Основная часть газа проходит через ротор в отсасывающий вентилятор 3. Пыль с частью газа направляется в дополнительный циклон 4, из которого газ через фильтр поступает в атмосферу, либо возвращается в сепаратор. Пропеллерное колесо изготовлено путем среза обечайки и укорочения лопаток осевого колеса вентилятора ВМП-4, выпускаемого ТЭМЗом. Для создания равномерного стока кожух изготовлен с небольшой конусностью.

Вывод пыли вместе с частью газа осуществляется через кольцевую камеру с тангенциально расположенным патрубком. Для предотвращения перетекания пыли через уплотнение в область очищенного газа, установлено уплотнительное кольцо, а со стороны спрямляющего аппарата 5 герметизирующее устройство 7, в которое подавался воздух под давлением.

Расчет сепаратора проведен таким образом, чтобы в рабочем диапазоне пропеллерное колесо имело оптимальный режим работы, соответствующий характеристикам вентилятора с укороченными лопастями. Основные размеры сепаратора подобраны в соответствии с производительностью пропеллерного колеса и величиной скорости радиального стока. Конструкция сепаратора предусматривает максимальное количество унифицированных деталей вентиляторов, выпускаемых ТЭМЗом. Ротор изготовлен в виде беличьего колеса, на котором укреплены различные дополнительные, элементы, способствующие, улучшению разделения аэрозоля: сетки, фильтровальные ткани. Ротор вращался в самоустанавливающихся сферических шарикоподшипниках. Для уменьшения гидравлических потерь установлены направляющий 6 и спрямляющий 5 аппараты, изготовленные в соответствии с аэродинамической схемой вентиляторов СВМ. Конструктивные данные сепаратора: диаметр ротора 240 мм, длина 590 мм, диаметр корпуса па входе в сепаратор 286, на выходе запыленного потока 254 мм. Лопасти пропеллерного колеса имеют длину 23 мм, размеры пылеотводящего патрубка - 40 мм 2.

На рис. 5.7 показана схема стенда для испытания центробежного сепаратора.

Рис. 5.7 Схема испытательного стенда: пневмопитатель;

2 деагломератор;

3 сепаратор;

4 рециркуляционная линия;

5 выхлопная труба;

пылевыводящий патрубок;

фильтр;

8 центробежный вентилятор;

9 электродвигатель;

10 манометры Аэрозоль приготовляется путем подачи пылевидного материала из пневмопитателя 1 через спиральный деагломератор 2 на вход сепаратора 3, куда поступал воздух из атмосферы и из рециркуляционной линии 4, если последняя была включена. Расходы газов через ротор и отводимых с пылью фиксировались с помощью протарированных насадков, установленных в выхлопной трубе 5 после отсасывающего вентилятора, а также в патрубке 6, через который отводилась пыль с частью газа. Расходы газов регулировались заслонками. Эффективность разделения определялась по уносу, задерживаемому фильтром 7. Разрежение на всасывающей стороне вентилятора 8 с электродвигателем 9 замерялось с помощью манометра 10. Мощность, потребляемая электродвигателем типа A02-32-4/2C1, определялась с помощью измерительного комплекта К-50 по всем трем фазам. Коэффициент полезного действия электродвигателя при различных режимах его работы брался из данных СКБ завода «Сибэлектромотор».


Одновременно проводились испытания стандартного циклона ЦН 15 диаметром 200 мм, что дало возможность сравнивать разделительные способности пылеотделителей. Испытания велись па пылевидном кварце, полученном помолом кварцевого песка на вибромельнице ВМ 10 в течение 3 часов, а также на цементе, пропущенном через сито мкм.

Эффективность пылеотделителя определялась по уравнению G ун Q 1, (5.23) Gм где G ун — вес пыли, уловленной фильтром на выходе из сепаратора;

G м — вес пыли па входе в пылеотделитель.

При работе пылеотделителя без рециркуляции газа, отводящего пыль, вводилась корректировка коэффициента очистки газа, так как на вход сепаратора поступало дополнительное количество незапыленного воздуха из атмосферы и концентрация пыли па входе уменьшалась CQ G ун K 1 G ун Gм Q (5.24) Q 1 CQ,K.

, CQ q CQ q Gм K Q q Qq q — количество газов, отводимых с пылью в циклон.

На рис. 5.8, 5.9 представлены кривые эффективности разделения Q (пунктир) и Q для сепаратора, работающего как прямоточный циклон, и для сепаратора, у которого на роторе была закреплена капроновая сетка с ячейкой 0,22X0,22 мм2 с диаметром нити 0,06 мм. Для сравнения показаны эффективность улавливания кварцевой и цементной пыли стандартным циклоном ЦН-15 с диаметром 200 мм. Величина К в опытах находилась в пределах 0,66, концентрация пылименее 30 г/м3.

Рис. 5.8. Эффективность пылеотделителя с ротором «беличье колесо»

n=2850 об/ мин Как видно из графиков, эффективность разделения аэрозоля, содержащего кварцевую пыль, прямоточным циклоном «беличье колесо», а также сепаратором с закрепленной на роторе сеткой, оказалась выше, чем эффективность разделения в стандартном циклоне.

Рис. 5.9 Эффективность пылеотделителя с капроновой сеткой 0,22*0,22 мм2, dн=0,06 мм Если сравнивать эффективность улавливания в указанных пылеотделителях по выходной концентрации, то окажется, что отношение эффективностей для прямоточного циклона, 1 q 1 q а для ротора с сеткой 1.3 4, 4 10.

1 Q 1 Q Таким образом, оказывается, что исследуемый сепаратор имеет cpaвнительно высокую эффективность разделения при малых расходах через сепаратор, при этом значительное количество газов отводилось вместе с пылью через боковой патрубок в циклон с фильтром. Для цементной пыли эти отношения оказались равными 1,35 5 и 2 12.

На рис. 5.10 представлены зависимости эффективности разделения Q сепаратора капроновой сеткой для цементной пыли при различных количествах отведенного с пылью газа.

Рис. 5.10. Эффективность пылеотделителя с капроновой сеткой в зависимости от Q и q: q=135 165;

q = 95115;

q = 25 м3/ч;

q=110 140;

q =55- 60 м3/ч;

n=2850 об/мин;

q = 55 60;

n=1450 об/мин.

Кривые представленные сплошными линиями, соответствующие 2850 об/мин.

Как видно из графиков, с уменьшением отведенного с пылью газа эффективность Q уменьшается, однако Q остается значительно выше эффективности разделения аэрозоля в циклоне ЦН-15. Пунктиром показана кривая эффективности разделения при n = 1450 об/мин. Оказалось, что при n=1450 об/мин существует взаимосвязь расходов очищаемого и отводимого с пылью газа. Пропеллерное колесо при этих оборотах создает напор, который с увеличением общего расхода оказывается недостаточным для отвода запыленного потока в циклон с фильтром, а при больших расходах отвод пыли от ротора вообще прекращается.

Эффективность разделения резко уменьшается и становится значительно меньше, чем в циклоне ЦН-15. Однако при малых расходах, когда осуществляется нормальный процесс отвода пыли, эффективность разделения стремится к тем же значениям, что и при n = 2850 об/мин.

В ходе опытов отложения пыли па сетке не наблюдалось. Слой из частиц, образующийся с внутренней стороны сетки па нитях, прорывается через ячейки в сепарационную зону, увеличивая эффективность пылеотделения.

На рис. 5.11 представлены кривые эффективности разделения аэрозоля сепаратором с различными конструкциями роторов.

Рис. 5.11. Эффективность пылеотделителя с различной конструкцией роторов (n = об/мии) без рециркуляции: 1 фильтр плотный;

2 -бязь суровая;

3 сетка;

«беличье колесо»;

эффективность циклона при работе сепаратора с фильтром Испытание сепаратора проводилось на цементной пыли.

Одновременно проводились испытания циклона ЦН-15, в который отводилась пыль с частью газа, (кривая 5) из сепаратора.

Наибольшей эффективностью пылезадержания обладает ткань портьерная плотная. Однако, начиная с разрежения 40 мм водяного столба, эффективность резко начинает уменьшаться, что может быть объяснено просачиванием пыли через фильтр и уплотнением в зону чистого газа. Наружная поверхность по наблюдениям оставалась чистой, дополнительного фильтрующего слоя на внешней поверхности не образуется.

При испытании бязевого вращающегося фильтра оказалось, что эффективность разделения достаточно высока только для небольших расходов газа через фильтр. С увеличением расхода газа через ротор сопротивление резко возрастает (так же, как и у плотного фильтра), в то время как неподвижный чистый фильтр обладает незначительным сопротивлением. Как выяснилось, отложение пыли на фильтре происходит с внутренней стороны, тогда как наружная поверхность фильтра остается чистой. Формированию этого слоя способствуют большие центростремительные ускорения (1100 g). С увеличением расхода очищаемого газа фильтрующий слой на внутренней поверхности разрушается, и эффект сепарации резко падает.

Испытания циклона, и который отводилась пыль после сепаратора с фильтром, показали, что имеет место укрупнение пыли в сепараторе (кривая 5), так как эффективность разделения в циклоне оказалась несколько выше, чем при испытаниях аэрозолем, полученным с помощью спирального деагломератора.

На рис. 5.12 представлены кривые эффективности разделения аэрозоля Q при работе сепаратора с рециркуляцией. Количество рециркулирующих газов q=150 180 м3/час.

2, Рис. 5.12. 1, — кривые, соответствующие эффективности разделения для роторов с плотным фильтром, бязевым фильтром, без фильтра «беличье колесо».

Количество цементной пыли за каждый опыт пропускалось до 3 кг.

Концентрация пыли при небольших расходах (Q200 м3/ч) достигала г/м3.

На рис. 5.13 представлены кривые гидравлических сопротивлений сепаратора с различными фильтрами на роторе.

Рис. 5.13 Кривые сопротивления сепаратора с роторами: 1 «беличье, колесо», 2 сетка 0,22X0,22 мм2 (n= об/мин), 3та же сетка (n=2850 об/мин), 5 «бязь суровая», 6ткань портьерная плотная, 4ткань портьерная плотная n= 0 об/мин Сопротивления конструкций «беличье, колесо», сетка 0,22X0, мм (n=1450 об/мин), та же сетка (n=2850 об/мин), «бязь суровая», ткань портьерная плотная сняты при пылевых испытаниях. Зависимость сопротивления плотной ткани (кривая 4) от расхода чистого воздуха получена при неподвижном роторе. При очень малых расходах Q и отводе газа в боковой патрубок с расходом q= 100 м3/час сепаратор без фильтра обладает отрицательным сопротивлением, так как за счет напора, создаваемого пропеллерным колесом, возникает дополнительное давление на всасывающей стороне центробежного вентилятора. Сопротивление пылеотделителя с капроновой сеткой на роторе не зависит от концентрации пыли в газе. На рис. 5. представлены зависимости расхода электроэнергии, потребляемой электродвигателем, и кривые мощности па валу сепаратора N в N вдв.

Рис. 5.14. Зависимость расхода электроэнергии, потребляемой электродвигателем, и мощность на валу сепаратора 1 n=2850 об/мин, n=1450 об/мин.

Выяснилось, что основная мощность расходуется на вращение пропеллерного колеса. Причем мощность не зависит от расходов Q и q. Это явление свойственно пропеллерным нагнетательным машинам.

При пылевых испытаниях сепаратора обнаружилось следующее существенное обстоятельство. Эффективность разделения зависит от конструкции уплотнения. На рис. 5.6 показана конструкция уплотнения, которая была применена при испытаниях сепаратора. Для того, чтобы не допустить перетечки запыленного газа па отсасывающей стороне центробежного вентилятора, в уплотнительное устройство подавался воздух под давлением. Без этого мероприятия концентрация на выходе из сепаратора с фильтром увеличивалась в 24 раза, что понижало эффективность разделения. Однако если изготовить сепаратор с компенсационной секцией, т. е. посадить центробежное колесо на вал сепаратора, то в уплотнении автоматически должен установиться переток очищенного газа из области нагнетания в область разрежения запыленного потока.

В проведенных исследованиях скорость газа через вращающиеся фильтры изменялась в пределах 0,050,6 м/с, т. е. была значительно выше, чем скорость фильтрации газов в применяемых промышленных фильтрах (0,010,05 м/с) [2]. При таких удельных газовых нагрузках образования внешнего дополнительного слоя пыли не происходит.

Формированию этого слоя препятствуют большие центробежные силы на ободе ротора. Образование агломератов из мелких частиц происходит за счет центробежных сил с внутренней стороны фильтра в областях застойных зон. Регенерация фильтра в исследованном типе сепаратора возможна, если расстояние между нитями S больше диаметра нити d Н. Определяющим параметром для эффективности регенерации является отношение ( S d H )/ d н. Для капроновых сеток, используемых в опытах, это отношение равнялось 2,8;

для фильтра «бязь суровая» ( S d H )/ d н 0,5.

Таким образом, образующиеся агломераты частиц на внутренней стороне вращающихся фильтров могут сепарироваться, если толщина нитей в 2–3 раза меньше расстояния между ними. Видимо, эффективность отделения пыли увеличится с применением сеток с более тонкой нитью[( S d H )/ d H =2–3] и последовательным их расположением.


5.4. Эффективность аппаратов с дополнительной сепарацией частиц в каналах ротора [36].

Центробежные пылеотделители с дополнительной сепарацией частиц в каналах ротора исследованы в [154, 155, 73, 115] с противоречивыми выводами об эффективности процессов. Сепарация частиц исследована в каналах с относительной длиной, не превышающей 1/h = 56. В работе [36] приведены сведения, что на этой длине происходит интен сивное затухание «внешней» турбулентности и очевидно, что эффек тивная сепарация должна осуществляться в каналах с относительной длиной l/h7.

С целью исследования характеристик аппаратов с отношением l/h были проведены испытания центробежных аппаратов с различной производительностью и конструктивным исполнением. Применялась цементная пыль.

Эффективность модельного радиального пылеотделителя с улиточным корпусом На рис. 5.15 показан стенд для испытания пылеотделителя.

Рис. 5.15. Стенд для испытания пылеотделителя:

1 улиточный пылеотделитель;

2 выносные осадители;

эжекторный нагнетатель Пылегазовый поток поступает в улиточный пылеотделитель 1, из которого отсепарированная пыль от ротора и периферии улитки отводится в выносные цилиндрические осадители 2. Неуловленная в выносных осадителях пыль поступает во всасывающую камеру эжекторного нагнетателя 3 и попадает снова в пылеотделитель 1. Эжекторное устройство выполняет функцию нагнетателя, деагломератора пыли, циркуляционного насоса.

Расходы газа по участкам замерялись с помощью трубок динамического напора. Сопротивление аппарата измерялось как разность полных напоров во входном и выходном патрубках пылеотделителя. Эф фективность очистки газа определялась по привесу фильтра, присоеди ненного к нагнетательному патрубку. Регулирование расходов осуще ствлялось вентилем подачи сжатого воздуха в систему, шторкой во входном патрубке пылеотделителя, а также заслонками в патрубках тройника эжектора. Установка позволяла испытывать пылеотделители с широким' диапазоном расходнонапорных характеристик: Q = м3/ч, Р = 200104 Па. Разрежение на всасывающей стороне эжектора регулировалось в диапазоне 51025103 Па. Конструктивные данные сепаратора: диаметр ротора 130 мм, длина 70 мм, длина сепарационного корпуса 130 мм.

Предварительные опыты с фильтрующими приспособлениями на роторе показали их удовлетворительное влияние на качество очистки при небольших скоростях прохода очищаемого газа через ротор. На рис.

5.16 показаны кривые эффективности отделения пыли в улиточном аппарате с ротором, соответствующим различным конструкциям отделителя.

Рис. 5.16. Эффективность отде лителя с различной конструкцией роторов: 1 — улиточный аппарат без ротора;

2 —.аппарат с ротором «беличье» колесо»;

3 — аппарат с фильтрующим ротором в виде сетки (ячейки 0,5X0,5 мм2 с толщиной нити 0,05 мм) Как видно из рис. 5.16, отличие в эффективности незначительное.

Небольшое влияние на эффективность оказывает и сетчатый ротор, это, по-видимому, можно объяснить сильной турбулизацией потока при обтекании ребер «беличьего колеса» при его вращении двигателем и большой скорости переноса потоком турбулентных вихрей внутрь ротора, что препятствует отложению частиц на сетке с внутренней стороны.

На рис. 5.17 показаны кривые эффективности отделения пыли в сепараторе с пластинчатым ротором, в котором пластинки, образующие каналы, устанавливались под углом 45° к радиальному направлению.

Длина канала составляла 22 мм;

его средняя высота 2,5 мм, диаметр ротора 130 мм, его длина 70 мм, кривые 1, 2 относятся к эффективности пылеотделителя без ротора и с лопаточным ротором, вращаемым самим очищаемым газом (турбинный режим).

Рис. 5.17. Эффективность осадителя с пластинчатым ротором: 1— аппарат без ротора;

2 — турбинный режим;

3, 4— вращение ротора двигателем.

Кривые 3, 4 относятся к эффективности пылеотделителя с ротором, приводимым во вращение двигателем. Как видно из приведенных кривых, концентрация пыли на выходе из пылеотделителя снижается в 510 раз по сравнению с улиточным пылеотделителем при тех же производительностях, причем с уменьшением расхода и увеличением числа оборотов ротора эффективность возрастает, что свойственно ротационным пылеотделителям.

Пылеотделитель с продольным движением газа в каналах На рис. 5.18 показан пылеотделитель с продольным движением аэро золя в каналах ротора. Пыль поступает в цилиндрическую вставку по периферии, крупные частицы выделяются в циклонном движении в бункер 2, мелкие увлекаются в межлопаточные каналы ротора 3, где концентрируются вблизи их ограждающих поверхностей и осаждаются в бункере 2.

Рис. 5.18. Пылеотделитель с продольным движением аэрозоля в каналах ротора: 1—цилиндрическая вставка;

2 — бункер;

— каналы ротора Внешний диаметр ротора 160 мм, внутренний — 74 мм, высота — 35 мм. Число лопаток — 156, толщина лопатки — 0,3 мм. Угол между плоскостью лопатки и радиальным направлением— 15. На выходе из пылеотделителя установлен фильтр. На рис. 5. приведены результаты микроскопического анализа пыли, прошедшей через аппарат (окружная скорость ротора — 35 м/с, пыль— цемент, расход газа 210 м3/ч).

Рис. 5.19. Дисперсный состав пыли, про шедшей через аппарат Анализ.результатов опытных данных эффективности этого пылеотделителя показал, что процесс сепарации определяется периферийными явлениями. Так, например, ротор, имеющий на боковой поверхности непроницаемую оболочку, изолирующую периферийные части лопаток ротора от турбулентных вихрей газа в корпусе, позволяет уменьшить концентрацию частиц на выходе из пылеотделителя в 510 раз. Пыль при этом из ротора принудительно не выводится.

На рис. 5.20 показан стенд для испытания пылеотделителей на 20006000м3/ч. Вытяжной вентилятор (ВВД9) с числом оборотов п=1450 об/мин имеет диапазон расхода и напора соответственно Q = 100010000 м3/ч, Р = 46003200 Па. Разводка воздуховодов выполнена таким образом, что имеется возможность подсоединения различных по производительности пылеотделителей. Расход в системе замерялся после спрямляющей решетки непо средственно после пылеотделителей, трубкой Прандтля (1), либо по перепаду давления на диафрагме (2) со стороны нагнетания вытяжного вентилятора.

Рис. 5.20. Стенд для испытания пылеотделителей Определение эффективности пылеотделителей осуществляется по количеству пыли, осажденной в бункерах отделителей, а также по количеству вынесенной пыли после пылеотделителя. В последнем методе потребовалось определять концентрацию пыли в воздухе после пылеотделителя.

Для этой цели применялись прибор ИКП-1 (измеритель концент рации пыли) с записывающими и усиливающими приставками (Н-391, И-37), а также система отбора пыли с использованием фильтра АФА.

Необходимость двойного метода определения выноса пыли обус ловливалась положительными и отрицательными сторонами этих мето дов. С помощью прибора ИКП-1 можно проследить динамику во вре мени выбросов, провести измерение концентрации без изменения его сопротивления. Записывающее устройство позволяет проводить регист рацию выбросов автоматически без дополнительных затрат труда на измерения. К недостаткам этого метода следует отнести неточность из мерения при сильно изменяющейся дисперсности пыли в выходящем из системы воздуха. С помощью фильтра АФА можно точно измерить ко личество прошедшей пыли через аспирационную систему, однако метод обладает недостатками: изменяется сопротивление фильтра в процессе отбора, что приводит к необходимости применять специальные приспо собления для обеспечения изокинетичности отбора. Фильтры необходи мо выдерживать несколько суток в термостате для стабилизации веса в атмосфере с определенной влажностью. Последнее обстоятельство не позволяет получать оперативную информацию о процессе и приводит к необходимости расходовать большое количество времени на отработку и анализ эффективности варианта пылеотделителя. Поэтому фильтр АФА использовался как контроль в некотором диапазоне изменения эффективности пылеотделителя, исследуемом с помощью ИКП-1.

Методы тарировки ИКП-1, его применения, определения эффективности пылеотделителей приведены в [36].

Натурный радиальный пылеотделитель с улиточным корпусом Пылеотделитель рис. 5.21 изготовлен на базе вентилятора ЦП-7-40 № 6.

Рис. 5.21. Ротационный пылеуловитель. 1корпус;

2,3 патрубки вывода концентратов пыли;

4ротор;

5крыльчатка;

6 короб приема возвратного воздуха после циклонов;

7камера;

8 патрубок вывода очищенного воздуха К корпусу 1 привариваются патрубки 2 и 3, через которые концентрат пыли выводится в выносные циклоны ЦН-15 диаметром и СК-ЦН-34 диаметром 300 мм. Ротор 4 закреплен на валу консольно относительно корпуса подшипника, установленного на сварной раме.

На роторе установлена вентиляторная крыльчатка 5 для создания циркуляции некоторого количества газа через выносные пылеотделители. К коробу 6 подсоединяются воздуховоды после циклонов. Камера 7 через окна корпуса сообщается с всасывающей полостью крыльчатки 5. Ротор имеет 354 пластинки, установленные под углом 45° к радиальному направлению (рис. 5.22) [13]. Длина образованных каналов 45 мм, максимальное расстояние между пластинками 2,8 мм. Диаметр ротора 525 мм, длина 280 мм. Для предотвращения биения ротор собран в специальном- кондукторе.

Вентиляторная крыльчатка 5 на рис. 5.21 была выполнена с радиальными лопатками высотой 30 мм полуоткрытого типа с зазором к торцевой стенке корпуса 3 мм. На рис. 5.23а приведены кривые эффективности пылеотделителя в зависимости от расхода газа через ротор. Кривая 1 относится к режиму, когда ротор пылеотделителя приводился во вращение газом (турбинный режим), кривая 2 относится к скорости вращения (п =2000 об/мин), кривая 3 — к скорости вращения (п=1500 об/мин).

На рис. 5.23б приведены кривые зависимости числа оборотов ротора при вращении ротора газом, а также потери давления в пылеотделителе.

Нижняя шкала соответствует относительной величине площади входа в пылеотделитель при регулировании производительности путем дрос селирования на входе.

Рис. 5.22 Ротор со сменными пластинами, образующие каналы На рис. 5.23в приведены кривые зависимости числа оборотов, потерь давления от расхода газа через пылеотделитель при полностью открытом входном сечении. Видно, что потери давления и скорость вра щения быстро падают с уменьшением расхода..

На рис. 5.23г приведены кривые эффективности очистки газа от пыли, а также потерь давления в пылеотделителе при п=1450 об/мин в зависимости от степени дросселирования входного сечения. Расход газа составлял 3000— м3/ч.

Рис. 5.23. Характеристика ротационного пылеотделителя с ре циркуляционной а) крыльчаткой: эффективность пылеотде б) лителя;

число оборотов ротора и потери давления при дросселировании входного сечения;

в) число оборотов ротора и потери давления при постоянном входном сечении;

г) эффективность очистки газа при п=1450 об/мин и дросселировании входного сечения.

Ожидалось, что присутствие дополнительной крыльчатки увеличит циркуляцию воздуха через циклоны и, кроме того, поднимет уровень окружных скоростей в сепарационном пространстве улиточного корпуса, как это происходит в дымососе пылеуловителе [179].Однако экспериментальные данные свидетельствуют об обратных результатах. Во время опытов наблюдались помпажные явления, особенно в области малых производительностей, выбивание запыленных газов из неплотностей улитки (несмотря на то, что установка находилась под разрежением), а также перепады давления по образующей улитки.

Анализ кривых эффективностей в зависимости от расхода запыленного газа показал, что концентрация частиц в воздухе после пылеотделителя с ротором и циркуляционной крыльчаткой увеличивается 4 9 раз, причем характер кривых эффективности очистки при постоянных оборотах ротора противоположен поведению аналогичных кривых в модели.

Крыльчатка создает большой момент крутки, стремится выровнять общий расход газа по всей образующей улитки, поэтому возникают пе репады давления вдоль улитки и неравномерность стока газа в ротор.

По этой же причине происходит и сильная турбулизация потока на вхо де в ротор. Кроме того, сама вращающаяся крыльчатка является ис точником возмущений, т. к. образующиеся вихри в каналах крыльчатки поступают с потоком очищаемого газа в ротор. В такой ситуации с уменьшением расхода очищаемого газа влияние циркуляционной крыльчатки оказывается доминирующим. Этот факт и объясняет поведение кривых эффективностей.

Следующим этапом исследования было проведение испытаний улиточного пылеотделителя с ротором без рециркуляционного вентилятора.

На рис. 5.24 приведены аэродинамические схемы пылеотделителей с ротором и без него, а также различные конструкции пылевыводных ус тройств из зоны сепарации.

Рис. 5.24 Аэродинамические схемы пылеотделителей Схемы подсоединения выносных пылеотделителей показаны на рис. 5. Рис. 5.25. Схемы подсоединения выносных пылеотделителей Опыты показали, что подсоединение по схеме А) требует для необходимой циркуляции газа через выносные циклоны больших перепадов давления. Это объясняется тем обстоятельством, что эжектирующая способность вращающейся струи растет с увеличением скорости входа и расстояния (т.е. момента количества движения очищаемого газа). Кроме того, выяснилось, что присутствие ротора является экраном для эжектирующего взаимодействия потоков.

Вследствие этого, перепад давления на циклоне тонкой фракции оказался недостаточным.

На рис. 5.26 показаны кривые эффективности улиточного пылеотде-лителя, выполненного в соответствии со схемами, приведенными на рис. 5.24, и подсоединением, приведенным на рис.

5.25. Каждая кривая помечена буквой, которая соответствует аэродинамической схеме пылеотделителя, изображенной на рис. 5.24, а для улиточного пылеотделителя без ротора дополнительно указаны обозначения подсоединения, изображенного на рис. 5.25.

Пылеотделитель по схеме рис. 5.24а) использовался без отводящего от ротора пыль патрубка. Эффективность определялась по количеству выбросов пыли. Анализ показывает, что в этом случае влияние улитки на процесс сепарации в каналах незначительно, крупные частицы имеют возможность многократно циркулировать в околороторном пространстве и не попадают в каналы ротора. Процесс сепарации в каналах протекает наиболее эффективно. В пылеотделителе, выполненном по схеме рис. 5.24б), эффективность оказалась ниже, чем по схеме рис. 5.24 а). Это обстоятельство можно объяснить влиянием стенки улитки на распределение скоростей газа, а также проникновением в каналы ротора крупных частиц из-за большой турбулентности при спрямлении концентрированного потока и уменьшении воздействия центробежных сил в участке спрямления потока. При этом крупные частицы срывают уже осевшие мелкие частицы на поверхность канала и они снова переходят в поток. В пылеотделителе, выполненном по схеме рис. 5.24 в) отличительным элементом является профилированный участок, который способствует процессу отвода пыли до конца сепарационного канала улитки. В этом случае центробежный эффект проявляется во всей области течения аэрозоля, однако крупные частицы из-за близости стенки улитки все же попадают в каналы и даже могут дробиться при взаимодействии с лопатками пылеотделителя. Поэтому эффективность пылеотделителя, представленного на рис. 5.26 2) по схеме рис.5.24 в) выше, чем в схеме рис. 5.24 б), но ниже, чем по схеме рис. 5.24а). На этом же рисунке представлена эффективность пылеотделителя без ротора, выполненного по схеме рис.5.24 г), причем присоединение выполнено, как показано на рис.5.25Б).

Эффективность улиточного пылеотделителя без ротора проиллю стрирована на рис.

5.25 3 и 13 4, когда пыль осаждается соответственно в двух выносных циклонах и в одном.

Рис. 5.26.

Эффективность пылеотделителей с различными аэро динамическими схемами и подсоединением выносных осадителей.

При полностью открытом входном патрубке с частичной рециркуляцией газа через циклон, в который поступает пыль с периферии улитки, эффективность не превышает 85%. Причем с уменьшением расхода эжектирующий эффект уменьшается, отвод пыли в этот циклон уменьшается, центробежный эффект в улитке и общая эффективность падают. Иная картина получается при дросселировании входного патрубка специальной шторкой. При относительной площади входа менее 25% момент вращающейся струи оказывается значительным, поэтому процесс отвода пыли с периферии улитки интенсифицируется, центробежные эффекты растут, общая эффективность увеличивается. Однако при этом требуются большие перепады давления (свыше 4 КПа). Соединение выносных пылеотделителей в соответствии со схемой рис. 5.25В дает возможность получить постоянную эффективность улиточного пылеотделителя без ротора в зависимости от расхода очищенного газа.

Эффективность очистки резко уменьшается с уменьшением отводимых с пылью газов в выносные пылеотделители. Использование только одного циклона снижает эффективность установки до 67%.

Следует отметить, что во время опытов по исследованию ротационного улиточного пылеотделителя в турбинном режиме эффективность увеличивалась с расходом газа за счет роста числа оборотов, которые достигали 1800 об/мин. При этом отмечался факт опережения поверхностью ротора газа, который приводил его во вращение. Повидимому, силовое взаимодействие лопаток ротора с газом происходило в области, находящейся вне сепарационного пространства (т. е. газ взаимодействовал с несущими опорными лопастями, на которые крепится сепарационный венец из пластинок).

Это обстоятельство позволяет считать возможным применение улиточных ротационных пылеотделителей для очистки газа в турбинном режиме: с увеличением числа оборотов ротора увеличивается и гидравлическое сопротивление аппарата, причем интересным является обнаруженный в опытах факт, что при вращении ротора двигателем (п=1450 об/мин) сопротивление пылеотделителя меньше, чем при вращении ротора газом, что подтверждает пред положение о силовом взаимодействии газа с несущими лопастями, а не с сепарационными.

На рис. 5.27 б, представлены сравнительные кривые эффективности пылеотделителя. Нижняя кривая соответствует эффективности улиточ ного пылеотделителя с раскручивающим аппаратом, который в несколь ко раз снижает гидравлическое сопротивление улитки. Видно, что эф фективность в среднем составляет 65%. В таком варианте улиточные пылеотделители используются в промышленности [97]. Эффективность улитки без ротора (т. е. без спрямляющего аппарата) значительно выше, однако при этом и гидравлическое сопротивление в несколько раз выше. Как известно, сопротивление улиточных закручивателей зависит от относительных размеров входного и выходного патрубков. В малой модели отношение площадей выхода к площади ротора в плане состав ляло 0,75, в большом улиточном пылеотделителе 0,25, т. е. в 3 раза меньше. При. таких относительных размерах тангенциальные скорости в выходном сечении улитки возрастают в 2 раза, а центробежные эф фекты в 810 раз, что приводит к увеличению эффективности. Повы шение эффективности очистки улиткой со спрямляющим аппаратом при уменьшении расхода связано с уменьшением площади входного патруб ка и увеличением скорости потока. Сопротивление при этом остается неизменным. Вращающийся ротор повышает эффективность очистки (верхняя кривая и пунктир).

На рис. 5.27 а) представлена зависимость коэффициента гидравлического сопротивления от скорости вращения ротора в диапазоне расходов газа 2500—4000 м3/ч. Видно, что с увеличением Uр увеличивается коэффициент гидравлического сопротивления. При этом коэффициент гидравлического сопротивления «собственно» улитки имеет большое значение. Ротор при небольших скоростях вращения играет роль спрямляющего аппарата.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 7 |
 





 
© 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.