Содержание к диссертации
Введение
1. Современный уровень развития вихревых устройств и методов их расчета 10
1.1. Аэродинамика воздушного потока в вихревой камере 16
1.2. Аэродинамические характеристики вихревых массообменных аппаратов
1.3. Потери входного момента количества движения в вихревых аппаратах 23
1.4. Характеристика пылей сталеплавильного производства и мокрое пылеулавливание
1.5. Анализ конструкций вихревых пылеуловителей с динамическим капельным слоем 40
Выводы по разделу 43
2. Аэродинамика рабочей полости аппарата 45
2.1. Поля скоростей и давления в рабочей полости вихревого аппарата 45
2.2. Расчет режима формирования динамического фильтрующего слоя
2.3. Расчет эффективности работы аппарата 56
Выводы по разделу 59
3. Планирование эксперимента и оценка погрешности измерений 60
3.1. Планирование эксперимента 60
3.2. Оценка погрешности измерений 62
4. Экспериментальные исследования вихревого пылеуловителя 69
4.1. Лабораторная экспериментальная установка и контрольно-измерительная аппаратура 69
4.1.1. Схема установки и компановка аппарата 69
4.1.2. Контрольно-измерительная аппаратура 73
4.2. Некоторые факторы, влияющие на формирование динамического слоя и гидродинамические режимы работы аппарата 75
4.2.1. Влияние диафрагмы камеры на формирование динамического слоя 75
4.2.2. Влияние высоты вихревой камеры на гидродинамические режимы работы аппарата
4.3. Измерение полей скоростей в рабочей полости аппарата 86
4.3.1. Измерение полей скоростей в полости вихревой камеры 87
4.4. Исследование движения капельного слоя и содержание влаги в нем 91
4.4.1. Исследование движения капельного слоя 91
4.4.2. Определение удельного содержания капельной влаги в динамическом слое 92
4.5. Исследование эффективности работы сепарационной зоны 95
4.6. Полупромышленные исследования работы аппарата на мартеновском газе 97
4.6.1. Схема установки 97
4.6.2. Контрольно-измерительная аппаратура 100
4.6.3. Влияние положения регулирующего элемента на гидродинамический режим работы аппарата 101
4.6.4. Исследование влияния конструктивных и режимных параметров на конечное пылесодержание в газе 105
4.7. Промышленные исследования вихревого пылеуловителя. ИЗ
4.7.1. Система газоотводящего тракта электросталеплавильных печей с использованием вихревых пылеуловителей ИЗ
4.7.2. Конструкция регулируемого вихревого пылеуловителя 116
4.7.3. Гидродинамическая характеристика аппарата 120
4.7.4. Эффективность работы аппарата в процессе пылеулавливания 126
Выводы по разделу 130
5. Методика расчета вихревого аппарата с динамическим капельным слоем и рекомендации по его проектированию .. 132
5.1. Исходные данные и методика расчета 132
5.2. Некоторые конструктивные и компановочные решения для проектирования вихревых аппаратов 136
Вы воды 145
Основные обозначения 148
- Аэродинамические характеристики вихревых массообменных аппаратов
- Расчет режима формирования динамического фильтрующего слоя
- Некоторые факторы, влияющие на формирование динамического слоя и гидродинамические режимы работы аппарата
- Влияние положения регулирующего элемента на гидродинамический режим работы аппарата
Введение к работе
В утвержденных ХШ съездом КПСС основных направлениях экономического и социального развития СССР на I98I-I985 годы и на период до 1990 года [і ] .наряду с поступательным движением всех звеньев народного хозяйства, предусматривается дальнейший рост металлургического производства с одновременным уменьшением вредного воздействия его отходов на окружащую среду. Охрана окружающей среды в условиях все возрастающего производства безотлагательно требует более рационального использования природных объектов и обеспечение таких технических параметров деятельности, при которых исключалось бы или сводилось к минимуму негативное воздействие общества на природу [2]
Охрана природы в нашей стране является важной государственной задачей и в последние годы в этой области достигнуты значительные успехи. В соответствии g постановлениями ЦК КПСС и Совета Министров СССР от 29 декабря 1972 г, и0б усилении охраны природы и улучшения использования природных ресурсов" и от I декабря 1978 г. "О дополнительных мерах по усилению охраны природы и улучшению использования природных ресурсов" [з] , идет интенсивное развитие стандартизации в области охраны природы и осуществляется эффективный контроль спецслужб за деятельностью производств.
Народнохозяйственное значение проблемы связано с необходимостью создания новых методов и средств защиты окружающей среды от промышленных выбросов в условиях повышения эффективности производства при постоянном росте объема его продукции. Обеспечение устойчивого динамического равновесия производственной деятель -ности человека с природными процессами зависит от надежности контроля как над материальным, так и над энергетическим балансом взаимодействия окружающей среды и производства Г 41
В металлургии, с учетом изложенных требований,перед исследователями и разработчиками газоочистного оборудования выдвигаются новые задачи по созданию эффективных аппаратов с более низкими капитальными и эксплуатационными затратами по сравнению с существующими.
До настоящего времени в конвертерном и доменном производствах тонкая очистка газов, из-за взрывоопасности, осуществляется только в орошаемых аппаратах, которыми как правило являются турбулентные промыватели различной модификации с установленными за ними сепараторами капельной влаги. Эти же аппараты, наряду с рукавными фильтрами и электрофильтрами, широко используются и проектируются вновь в электросталеплавильном производстве. Разработчиков и эксплуатационников они привлекают надежностью работы, простотой в изготовлении и обслуживании.
Однако, обособленное размещение нескольких аппаратов в схемах очистки газов повышает энергоемкость тракта и его металлоемкость. Кроме того, общим недостатком известных турбулентных про-мавателей является высокий удельный расход орошающей жидкости (ffl= І*іоГ8 м3/м3^ вызванный прямоточным характером ее движения в зоне массообмена. Увеличенная длина тракта за счет излишних поворотов и переходных устройств,- в местах соединения аппаратов,уже сама по себе, увеличивает сумму местных сопротивлений тракта и приводит к росту энергозатрат на транспортировку газа.
Насколько значительна доля капитальных и эксплуатационных затрат, связанных с газоочисткой, видно на примере конвертерного производства, где она по отношению к основному оборудованию составляет более 30$.
В связи с изложенным, актуальность проблемы экономии материальных и энергетических ресурсов неотъемлемо связана с созданием эффективных аппаратов очистки газов, совмещающих в себе про-
цессы пылеулавливания и сепарации, обеспечивающие требуемую очистку при более низких удельных расходах жидкости.
Решение этой проблемы, несомненно, актуально для всех производств, где работают или будут использоваться аппараты мокрой очистки газа, и в особенности там, где уже имеются дорогостоящие оборотные циклы водоснабжения.
На заводах с существующим оборотным циклом использование аппаратов совмещенной очистки газа с низким удельным расходом жидкости - ГГІ в 0,5 иногда более предпочтительно даже в сравнении с электрофильтрами и рукавными фильтрами, надежность работы которых ниже, а капитальные затраты выше* Замена существующих турбулентных промывателей на аппарат с более низким удельным расходом жидкости позволит нормализовать работу, как правило, перегруженных оборотных циклов или получить резерв по их загрузке, что также важно для постоянно развивающегося производства.
Одним из направлений в создании совмещенных аппаратов, отвечающих поставленной проблеме, т.е. обеспечивающим экономию материалов и энергоресурсов, является разработка новых вихревых про-мывателей, удачно совмещающих в себе процессы массообмена и сепарации. Однако их разработка задерживалась из-за отсутствия теоретических и экспериментальных исследований по формированию динамического капельного слоя с фильтрацией запыленных газов в нем и отсутствия методики расчета аппарата.
Вихревое движение фаз в зоне контакта может быть осуществлено такими способами:
осевыми радиально расположенными лопастями, установленными под углом к горизонту и образующими каналы для прохода газа;
тангенциальными лопастями, расположенными вертикально по окружности в ряд под углом друг к другу. В некоторых случаях контактные элементы располагают горизонтально по оси движе-
ния фаз. Учитывая большую сложность аэродинамической картины течения потока в устройствах подобного типа,настоящее исследование ограничено вихревыми устройствами, имеющими контактный элемент с тангенциальными лопастями, расположенными вертикально в ряд по окружности под углом друг к другу и увеличенные до размеров колонны. Направление движения рабочих потоков в этих устройствах наилучшим образом способствует формированию динамического капельного слоя.
Целью настоящей работы является:
Создание вихревого аппарата совмещенной очистки газа, эффективно работающего с удельным расходом орошающей жидкости -ffl в 0,5-0,6, обеспечивающего снижение металлоемкости и энергозатрат
Разработка методики расчета и проектирования вихревого аппарата совмещенной очистки газа с динамическим капельным слоем.
(Совмещенной очисткой - здесь и в дальнейшем условно будем называть очистку газа от пыли и капельной жидкости в одном и том же аппарате].
Задачи исследования.
Разработка лабораторной установки и проведение исследований гидродинамических характеристик работы модели с динамическим капельным слоем.
Теоретическое и экспериментальное определение факторов, влияющих на формирование динамического слоя и фильтрацию газа в нем.
Получение зависимостей эффективности пылеулавливания и сепарации капель от удельного расхода орошающей жидкости с изменением расхода несущей среды.
Получение исходных данных для раочета и проектирования
вихревого аппарата совмещенной очистки газа. На защиту выносится:
Решение задачи об определении полей скоростей и давлений в рабочей полости аппарата.
Решение задачи о расчете режима формирования динамического фильтрующего слоя.
Решение задачи о расчете эффективности работы аппарата.
Конструкция вихревого пылеуловителя - аппарата совмещенной очистки газа с динамическим капельным слоем.
Методика расчета и проектирования вихревого аппарата.
Для исследований применялись прозрачная и металлическая модели аппарата с использованием общепринятой методики пылегазовых замеров [б] . Данные экспериментальных замеров удовлетворительно совпадают с расчетными их значениями с допустимой для такого рода погрешностью.
Работа выполнена в лаборатории гидромеханической очистки газов института "ВНИПШерметэнергоочистка" и на кафедре теплофизики и теплоэнергетики металлургического производства МИСиС.
Экспериментальная часть работы проведена: холодная продувка на лабораторной установке института; полупромышленные замеры на металлургическом заводе "Запорожсталь" за мартеновской печью (МП) № 2; промышленные исследования в производственном объединении атомного турбостроения "Харьковский турбинный завод" им. С.М.Кирова на газоочистке за электросталеплавильными печами Ш I, 2.
Аэродинамические характеристики вихревых массообменных аппаратов
Применение в качестве массообменных аппаратов вихревых камер с тангенциальным лопаточным вводом газа [ 44 ] , который обеспечивает тонкое дробление жидкости и интенсивное развитие межфазовой поверхности, а также последующую сепарацию капель в центробежном поле, позволит на порядок увеличить скорость газа в сечении аппарата. По данным исследований [44-46] установлено, что эффективность массопередачи в двухфазном потоке при этом возрас -тает в 1,5-3 раза. Все эти факторы и явились основой для создания большого многообразия конструкций массообменных аппаратов [6-22 ] , использующих вихревое движение фаз в зоне контакта.
Вихревое движение фаз в зоне контакта может осуществляться несколькими способами: 1. Винтовыми лопастями, установленными в контактных элементах трубчатого типа. 2. Осевыми лопастями, представляющие собой радиально расположенные пластины, установленные под углом к горизонту. 3. Тангенциальными лопастями, выполненными в виде ряда вертикальных пластин, расположенных по окружности под углом друг к ДРУГУ» 4. Тангенциальными каналами, выполненными касательно к стен ке контактной зоны.
При расчете эффективности массопереноса, сепарирующей способности и ряда других показателей вихревых контактных аппаратов также как и при ведении рабочего процесса в циклонных камерах, необходимо знать распределение тангенциальной U/r , осевой U/z и радиальной U/2 компонент скорости по радиусу сплошной фазы в контактной зоне. Исследованию аэродинамики вихревых газовых потоков в контактных аппаратах, как и в камерах циклонного типа, уделено значительное количество работ. Предложенные исследователями [43, 44] теоретические зависимости распределений компонент скорости и статического давления в вихревых камерах являются пара -метрическими функциями некоторого радиуса вихря, который заключен границей перехода области квазитвердого вращения потока в потенциальное течение. Значение величины радиуса вихря необходимо и при расчете аэродинамических характеристик течения газового потока - в вихревых камерах массообменных аппаратов.
При определении радиуса вихря в циклонной камере чаще всего пользуются зависимостями [43 ] , полученными для центробежной жидкостной форсунки. Однако таких зависимостей несколько, а существенное отличие их объясняется введением целого ряда допущений. Так, теория [44, 60] получена для идеального случая форсунки с бесконечным соплом. К тому же при решении задачи в такой постановке необходимо дополнительное условие, в качестве которого обычно используют принципы (т.е. максимума расхода, минимума кинетической энергии на выходе из камеры, минимума сопротивления вихревой камеры и др.).
Значения радиуса вихря, рассчитанные по теоретическим зависимостям, существенно отличаются друг от друга (рис. 1.2).
Экспериментальные значения радиуса вихря (рис.1.2) обработаны в виде зависимости приведенного радиуса вихря 1 8-1 о/0 от приведенного коэффициента крутки потока А = А« , такая зависимость по мнению авторов позволяет учесть влияние диафрагмы, установленной на выходе вихревой камеры. Экспериментальные значения радиуса хорошо согласуются с расчетными его значениями, по - 18 І
Определение возможностей использования указанных теоретических исследований при создании высокопроизводительных и эффективных массообменных аппаратов (с тангенциально расположенными по окружности лопастями) выполнено в ходе экспериментальных исследований [45, 46] , где коэффициент крутки А - %%/% изменялся от 0,2 до 2t0, а выходной торец камеры диафрагмировался, так что коэффициент механического пережима к s R0/R составляет I; 0,75; 0,5. Установлено, что профили относительных скоростей газа в вихревых камерах находятся в явной зависимости от расхода газа, а неравномерность крутки потока по высоте камеры незначительна (5-7$), вследствие чего положение радиуса вихря и величина максимума окружной компоненты скорости остаются практически постоянными (рис. 1.3).
Теоретическое решение задачи для определения радиуса вихря основано на гипотезе о потенциальности течения газового потока. Принимая это во внимание исследователи [45, 61] дают объяснение величине радиуса вихря. Входящие в камеру струи газа обладают определенным количеством движения в радиальном направлении и создают своеобразный аэродинамический пережим для газа, покидающего камеру. Радиальная составляющая количества движения газовых струй на входе в камеру полностью определяется суммарной площадью входных сопел камеры.
Расчет режима формирования динамического фильтрующего слоя
Рассмотрим стационарное движение шаровой частицы в вихревом потоке при воздействии на нее только центробежных сил и сил аэро - 52 динамического сопротивления.
Условие (2.18) желательно выдерживать на всех режимах работы аппарата, поскольку капельно-зернистый слой у лопаток будет в этом случае самый плотный, удельное содержание дисперсной среды (жидкости) максимальное, относительная скорость газ-дисперсная фаза наибольшая, следовательно, наилучшими будут сохраняться условия массообмена. Однако, входящий в (2.18) диаметр частички не сохраняется постоянным в дисперсном потоке и расчет следует выполнять по характеристическому диаметру, т.е. такому, при котором расчетные и экспериментальные значения искомых параметров совпадают.
Фактически уравнение (2.20) представляет характеристику аппарата Q-f(A ) при условии наилучшего массообмена, причем эта функция обладает экстремумом. Дело в том, что с ростом расхода газа через аппарат увеличивается радиальная составляющая скорости, сносящая капельно-зерниетый слой к центру и в каплеулови-тель, но вместе с тем растут и тангенциальная составляющая ско -рости газового потока и центробежные силы, выбрасывающие дисперсную фазу к периферии, т.е. от центра. Следовательно, есть такой перепад давления, срабатываемый на лопаточном завихрителе, когда условие наилучшего массообмена удовлетворяется при максимально возможном расходе газа.
Уравнение (2.23) может быть использовано при расчете вихревого массообменного аппарата как дополнительное условие, позволяющее определить необходимую для осуществления процесса массообмена с нужной эффективностью величину удельного орошения и связать ее с такими важными конструктивными параметрами аппарата, как углом установки лопаток завихрителя и его диаметром. При соблюдении условия (2.23) заданный процесс массообмена будет осуществлен наиболее экономично.
Расчет вихревого сепаратора, который включен в рассматриваемую конструкцию, может быть выполнен по известной методике [129, 136 ] , если задана эпюра тангенциальной составляющей скорости вихревого несущего потока в начальном сечении (в нашем случае формула (2.8)) и дисперсный состав аэрозоля [135 ] t поэтому на нем останавливаться не будем.
Процесс массообмена в рассматриваемом вихревом аппарате осуществляется, в основном, при фильтрации дисперсного потока через капельно-зернистый слой, о котором речь шла выше (см,рис.2.2) область, покрытая точками).
Уравнение массообмена при фильтрации дисперсного потока через капельный слой при допущении преобладания конвективного диффузионного переноса частиц на капельки жидкости, что характерно для мелкодисперсной пыли возгонного происхождения, в цилиндрической системе координат запишется так.
Поскольку фильтровальная перегородка, как показали экспериментальные исследования (см.ниже), по толщине существенно меньше радиуса, то естественно, можно предположить, что изменение давления по толщине будет линейным, а характер вихревого течения сильно не изменится и будет соответствовать потенциальному вихрю (см. 2.8).
Теоретически получена формула для определения эффективности вихревого пылеулавливающего аппарата,по структуре совпадающая с теми формулами, которые широко используются в практических расчетах, но получены в результате обработки экспериментальных данных.
В результате теоретических исследований, необходимых для бо-ч лее детального представления происходящих в вихревом аппарате процессов, решены ряд задач, позволяющих выполнять необходимые расчеты для определения конструктивных и режимных параметров работы аппарата,
1. Расчет аэродинамики вихревой полости аппарата позволил получить выражения для определения значения составляющих скорости движения газового потока и давления в нем.
2. Расчет режима формирования динамического фильтрующего слоя, в результате которого впервые получено выражение, представляющее собой характеристику аппарата, функция которого обладает экстремумом. Определение его дает требуемый перепад давления на лопаточном завихрителе, который удовлетворяет условию оптимального процесса массообмена.
3. Расчет эффективности работы аппарата. Теоретически впервые получено общее математическое выражение эффективности, из которого, как частные выражения, вытекают применяемые в практических расчетах эмпирические формулы.
4. Таким образом, результатом теоретических исследований, охватывающим комплекс происходящих в аппарате процессов, явилась возможность прогнозирования структуры потока и формирование зоны массообмена, которые при изменении конструктивных и режимных параметров аппарата оказывают непосредственное влияние на эффективность его работы.
Некоторые факторы, влияющие на формирование динамического слоя и гидродинамические режимы работы аппарата
Исследование режимов работы, проводимых на прозрачной модели вихревого пылеулавливающего аппарата намного упростило направление поиска по выбору формы диафрагмы камер,наиболее способствующей удержанию орошаемой жидкости в динамическом капельном слое, увеличивая его плотность и толщину, что является, как уже отмечалось, непременным условием дальнейшего повышения коэффициента массообмена в зоне контакта фаз.
Для определения области применения аппарата диапазон режимных параметров его работы изменяли в следующих пределах: - расход несущей среды (воздух) составлял 0,15-0,35 м3/с; - температура 289-291К; - удельный расход дисперсной фазы (вода) изменяли от О до 1,5 м3/м3»10" 3 (объемное соотношение фаз); - температура воды - 287К; - сопротивление модели аппарата находилось в пределах 2,0-7,9 кПа. Учитывая малую разность температур несущей и дисперсной фаз во время проведения опытов, будем считать, что теплообмен между несущей средой и дисперсной фазой на гидравлические режимы работы аппарата не влияет, Во время проведения опытов параметры вихревой камеры модели диаметром 0,225 м изменялись в следующих пределах: - высота камеры - Нк » 0,018; 0,025; 0,030; 0,036 м; - диаметр пережима диафрагмы - dn - 0,220; 0,210; 0,190; 0,175 M. Форма диафрагмы - плоский диск с указанными диаметрами выходных отверстий и двухконусная поверхность (рис.4.2). Угол сужения - оС , конусной поверхности диафрагмы в ходе опытов принимали 0, 30, 45, 60.
Количество лопаток тангенциального завихрителя во время опытов осталось неизменным и составляло 24 шт. Поперечное сечение образованных ими сопел имело прямоугольную форму, ширина сопел -0 « 6-6,5 мм. Высота сопел во всех опытах равнялась высоте камеры - / и изменялась в том же диапазоне, что и последняя,т.е. от 0,018 до 0,036 м.
Дисперсная фаза в аппарат подавалась несколькими способами, один из них с помощью водяного сопла, проходящего между лопатками завихрителя и второй - подвод воды на крышку завихрителя, что обеспечивало орошение всех газовых сопел вихревой камеры. Была опробована также подача орошающей жидкости в рабочую зону аппара -та с помощью центральной форсунки, расположенной по оси вихревой камеры. Необходимо отметить, что последний способ подвода воды себя не оправдал, основная часть орошающей воды из-за высокой встречной скорости несущей среды, не достигнув рабочей зоны аппарата, отбрасывалась газовым потоком в сепарационную зону.
Установлено, что, при прочих равных условиях, способ подачи жидкости в слой не оказывает заметного влияния на гидравлическое сопротивление аппарата, которое зависит от суммы моментов количества движений материальных потоков на входе и выходе. На первый взгляд, подвод жидкости через одно сопло кажется предпочтительным, потому что направление движения потоков совпадает. Однако, визуальные наблюдения показали, что в межлопаточном канале энергии газа недостаточно для дробления всей сконцентрированной там жидкости и на входе в слой жесткая струя воды искажает симметрич ность его вихревого движения.
Другой способ подачи жидкости, переливом с верху на крышку вихревой камеры, характерен тем, что жидкость в слой поступает по всем межлопаточным каналам и уже в раздробленном состоянии. При этом получается полная симметрия слоя и вихревого движения потока. В рассматриваемых способах потери энергии, вызванные искажением вихревого потока, сопоставимы с идущими на разгон жидкости поданой переливом, к тому же дробление последней в обоих случаях всеравно происходит за счет энергии газового потока.
Изменение угла конусности диафрагмы, как замечено визуально, оказывает некоторое влияние на толщину капельного слоя, чем больше УГОЛ аС , ТЄМ ТОЛЩе КШвЛЬНЫЙ СЛОЙ.
Объясняется это тем, что при высокой окружной скорости движения потока Ц: « 60-100 м/с на жидкость (эмульсию), осевшую на конусную поверхность, со стороны последней, действует выталкивающая сила, направленная вдоль ее образующей, т.е. навстречу движения газа. Эта сила зависит от окружной скорости движения по ней жидкости и от угла наклона поверхности оС . При срыве с диафрагмы жидкость дробится на капли, из которых наиболее мелкие уносятся газом в сепарадионную зону, а крупные остаются в слое, где повторно дробятся, приобретая характеристический диаметр.
На рис. 4.3 представлены результаты исследования изменения толщины капельного слоя в зависимости от изменения диаметра диафрагмы.
Влияние положения регулирующего элемента на гидродинамический режим работы аппарата
Во время этих исследований на сухом режиме проводили измерение параметров поступающего газа: перепада давления срабатываемого в аппарате, расход и температуру при различных положениях регулирующего элемента, т.е. изменяли конструктивный параметр Нк .
При гидродинамическом расчете труб Вентури обычно пользуются величиной скорости газа в горловине по условию выхода из аппарата [ I08J . Такая методика удобна при изучении труб Вентури с нерегулируемым сечением, т.к. позволяет легко произвести анализ гидравлики работы аппарата и степени очистки газов. Однако при анализе регулируемых аппаратов по такой методике закон изменения коэффициента $с от / и от степени открытия вихревой камеры - Fi/f-n принимает необычный характер, на первый взгляд даже противоречивый. Под степенью открытия вихревой камеры (название условное) подразумеваем отнощение кольцевой поверхности FL , расположенной между глухим торцом камеры и кромкой выступа диафрагмы на исследуемом режиме к максимальной поверхности этого кольца Ffl при полностью открытой камере.
Особенностью изменения i?c является тот факт, что с уменьшением значения FL/fn уменьшается и , и, наоборот, $с растет с увеличением Fri/Fn . Это было отмечено исследователями и ранее, проводившими обработку экспериментальных данных, относя их к регулируемой зоне аппарата [142] , что ничуть не противоречит энергетической теории пылеулавливания [ПО, III] . Происходит же это потому, что в случае уменьшения степени открытия регулируемого сечения аппарата, для того чтобы сохранить скорость движения газа в этом сече;-нии, являющейся мерилом гидродинамического сопротивления, необходимо будет в целом на аппарате уменьшить расход газа, В свою очередь снижение расхода газа приводит к уменьшению местных сопротивлений нерегулируемых элементов и звеньев аппарата, из которых складывается общее (более низкое) гидродинамическое сопротивление пылеуловителя. Таким образом, при анализе известной формулы гидродинамического сопротивления с = Z&P/fUf видно, что с уменьшением значения Fi/fn при условии сохранения скорости газа, т.е. значения знаменателя дроби, числитель уменьшится, это-то и приводит к уменьшению значения 2 с . При увеличении произойдет обратное, значение ?с возрастет. Однако при расчете отнесенное к нерегулируемому сечению аппарата уменьшение значения i/Fn приведет уже к росту значения ?с из-за того, что теперь уже рассматриваются режимы при постоянном расходе газа на аппарате (значение знаменателя условно считается постоянным). В данном случае уменьшение площади регулируемого сечения; приведет к росту скорости газа в нем, с увеличением которой произойдет повышение значения числителя, т.е. сопротивления, а это в свою очередь, однозначно приводит к увеличению значения с Из всего сказанного видно, что никаких противоречий ни в том, ни в другом случае нет.
Таким образом, учитывая вышеизложенное и условия работы лабораторной модели (см.раздел 4.2.2). При расчетах коэффициентов ус ив дальнейшем скорость несущей среды относили к нерегулируемому выходному сечению аппарата.
Зависимость изменения перепада давления, срабатываемого на аппарате от расхода, называется его характеристикой. Выше была представлена характеристика лабораторной модели (см.рис. 4.6), а на рис. 4.13 изображена характеристика полупромышленного аппарата. В то же время в главе второй характеристика вихревого аппарата была получена теоретически (см.формулу 2.2о) из условия равенства нулю радиальной составляющей скорости капли под воздействием центробежных сил и сил гидродинамического сопротивления.
На рис. 4.13 сплошными линиями нанесены зависимости, определенные по формуле (2.20), а значками (кружочки, крестики, треугольники) представлены значения величин, определенных экспериментально. При расчетах были использованы следующие значения экспериментальных коэффициентов: А «= 4950, В = 27, &. я 0,7 (только здесь потери определены как отношение теоретического перепада давления, необходимого для проталкивания заданного расхода к действительному) G =0,88; Сх =0,41. Как видно из рисунков схо димость величин,найденных теоретически и экспериментально, удовлетворительная.
На рис, 4.14 представлена зависимость изменения коэффициента соответственно: от Ft/fn из которого видно, что, как мы и предполагали выше, коэффициент гидравлических потерь с увеличением степени открытия вихревой камеры уменьшается и наоборот значение коэффициента ус растет с уменьшением значения FLJFn Эта зависимость позволяет определить значение ус для любой степени открытия вихревой камеры (в исследованном диапазоне). Сравнивая значения коэффициентов gc обоих моделей видно, что при одной и той же высоте вихревой камеры значение с металлической модели на незначительную величину больше соответствующего коэффициента прозрачной модели. Это объясняется состоянием шероховатости поверхностей, сравниваемых моделей, т.е. прозрачная имела более технически гладкую поверхность.
Расчет значений коэффициента гидродинамических потерь, при различных степенях открытия вихревой камеры показал, что не зависит от значения критерия Рейнольдса, указывающее на то, что исследуемые режимы находились в условиях развитой турбулентности.
Похожие диссертации на Вихревой аппарат для обеспыливания газов с пониженным удельным расходом жидкости
