Содержание к диссертации
Введение
1 Анализ существующих конструкций пылеуловителей для реализации высокоэффективной сепарации твердых дисперсных частиц из газовых сред 12
1.1 Существующие методы и аппараты для очистки аэрозолей 12
1.2 Гравитационное осаждение 13
1.2.1 Пылеосадительные камеры 14
1.3 Инерционное осаждение 16
1.3.1 Циклонные осадители 16
1.3.2 Циклоны низкого давления 18
1.3.3 Вихревые пылеуловители со встречно-закрученными потоками
1.4 Фильтрование аэрозолей 23
1.5 Очистка газов мокрыми способами
1.5.1 Полые газопромыватели 25
1.5.2 Пенные газопромыватели 25
1.5.3 Орошаемые циклоны с водяной пленкой 26
1.5.4 Пылеуловители Вентури
1.6 Способ электрической очистки газов 29
1.7 Повышение эффективности улавливания дисперсных частиц путем предварительной подготовки газодисперсного потока 30
1.7.1 Кондиционирование 32
1.7.1.1 Охлаждение газов 32
1.7.1.2 Подогрев газов 33
1.7.1.3 Увлажнение газов 33
1.7.2 Укрупнение размеров частиц 35
1.7.2.1 Использование эффекта конденсации 36
1.7.2.2 Ионизация 37
1.7.2.3 Турбулизация потока 37
1.7.2.4 Акустическая коагуляция з
1.7.2.5 Источники мощных ультразвуковых колебаний для реализации акустической агломерации в газодисперсной среде 43
1.7.2.6 Варианты практических конструкций газоочистного оборудования, основанного на применении акустического воздействия 48
2 Выявление параметров газодисперсного потока и условий ультразвукового воздействия, обеспечивающие максимальную эффективность коагуляции дисперсных частиц 52
2.1 Описание теоретической модели процесса центробежной сепарации
частиц в закрученном потоке с одновременной УЗ-коагуляцией 53
2.1.1 Принятые допущения в математической модели движения дисперсных частиц в закрученном потоке с одновременным УЗ-воздействием 55
2.1.2 Математическое описание процесса центробежной сепарации высокодисперсных частиц 60
2.1.3 Математическое описание процесса УЗ коагуляции 2.2 Определение степени укрупнения частиц от времени У3-воздействия. 67
2.3 Определение оптимальной скорости газодисперсного потока 71
2.4 Определение степени укрупнения частиц при оптимальных ускорениях 75
2.5 Определение времени полной сепарации при различных значениях, уровня звукового давления, частоты воздействия скорости газового потока и начальной концентрации 2.5.1 Определение времени полной сепарации в зависимости от уровня звукового давления 79
2.5.2 Определение времени полной сепарации в зависимости от частоты УЗ-воздействия 81
2.5.3 Определение времени полной сепарации в зависимости от начальной концентрации дисперсных частиц 83
2.6 Выводы по разделу 2 86
3 Разработка оборудования для центробежно-акустического улавливания дисперсных примесей 88
3.1 Описание конструкции первой ступени очистки - агломератора 90
3.2 Описание конструкции аппарата со встречно-закрученными потоками, дополненного УЗ-излучателями 93
3.3 Определение режимов работы и конструктивных параметров разработанного оборудования, обеспечивающих максимальную эффективность улавливания дисперсных примесей 97
3.3.1 Определение режимов работы и конструктивных параметров агломератора 98
3.3.1.1 Определение оптимального диаметра вихревой трубы 99
3.3.1.2 Определение оптимальной тангенциальной скорости газодисперсного потока 101
3.3.1.3 Определение площади сечения входного и выходного патрубков 102
3.3.1.4 Определение времени УЗ-воздействия и длины вихревой трубы 103
3.3.2 Исследование функциональных возможностей агломератора 106
3.3.2.1 Расчет гидравлического сопротивления агломератора 107
3.3.2.2 Определения оптимального расположения УЗ-излучателей
3.3.3 Методика расчета первой ступени газоочистного оборудования 113
3.3.4 Определение режимов работы аппарата со встречными закрученными потоками
3.3.4.1 Исследование фракционной эффективности аппарата ВЗП 115
3.3.4.2 Анализ распределения звукового давления 117
3.4 Определение фракционной эффективности разработанного инерционно-акустического газоочистного оборудования 119
4 Экспериментальные исследования эффективности улавливания созданного центробежно-акустического газоочистного оборудования 121
4.1 Оборудование для проведения экспериментальных исследований 121
4.2 Описание стенда для экспериментальных исследований разделения газодисперсного потока 122
4.2.1 Технические характеристики УЗ-дисковых излучателей 122
4.3 Описание центробежно-акустического газоочистного оборудования. 124
4.4 Определение исходных размеров дисперсных частиц используемых материалов 129
4.5 Экспериментальные исследования УЗ-коагуляции частиц в закрученном потоке
4.5.1 Экспериментальное определение оптимальных тангенциальных скоростей газа 132
4.5.2 Исследование распределения размеров агломератов по длине коагуляционно-сепарационной камеры 135
4.6 Экспериментальное исследование функциональных возможностей разработанного центробежно-акустического газоочистного оборудования 136
4.6.1 Определение оптимального расхода газа 139
4.6.2 Исследование влияния массовой концентрации частиц на эффективность сепарации 140
4.6.3 Исследование влияния уровня звукового давления на эффективность сепарации 142
4.6.4 Определение фракционной эффективности улавливания центробежно акустическим оборудованием 144
Заключение 146
Список использованных источников
- Повышение эффективности улавливания дисперсных частиц путем предварительной подготовки газодисперсного потока
- Принятые допущения в математической модели движения дисперсных частиц в закрученном потоке с одновременным УЗ-воздействием
- Определение режимов работы и конструктивных параметров разработанного оборудования, обеспечивающих максимальную эффективность улавливания дисперсных примесей
- Экспериментальное определение оптимальных тангенциальных скоростей газа
Повышение эффективности улавливания дисперсных частиц путем предварительной подготовки газодисперсного потока
Данный способ очистки газодисперсных потоков основан на том, что дисперсные частицы и дисперсионная среда из-за значительной разности плотностей обладают различной инерцией. Дисперсные частицы, двигаясь по криволинейной траектории за счет инерции, отделяются от газа.
Циклонные газоочистители просты в изготовлении, обладают высокой надежностью при высоких давлениях и температурах.
Эффективность очистки газа в циклонных пылеуловителях в основном зависит от дисперсного состава и плотности частиц улавливаемых частиц, а также от вязкости газа, зависящей от температуры. При уменьшении диаметра циклонного пылеуловителя и повышения скорости газа до определенного предела эффективность очистки возрастает. Таким образом, диаметры серийно выпускаемых циклонов составляют не более 5 м. Циклоны высокой эффективности улавливают до 80 % и более дисперсных частиц размером более 10 мкм [3].
На сегодняшний день разработано и применяется большое число различных типов циклонных пылеуловителей, которые отличаются друг от друга формой, размерами и т. д. (рисунок 1.2). 1 - сепарационная камера; 2 - входной патрубок; 3 - выходной раскручиватель потока
В зависимости от способа подвода газа различают несколько типов закручивателей газового потока: с тангенциальным, винтовым и спиральным типами подвода газа. Циклонные пылеуловители с закручивателем спирального типа обладают более высокой эффективностью очистки. Поток запыленного газа входит в корпус циклона со скоростью 14-20 м/с. Скорость газа в свободном сечении цилиндрической части аппарата должна находиться в диапазоне 2,5 - 3,5 м/с. При сепарации неабразивных частиц оптимальной считается скорость 3,5 м/с, однако при очистке абразивной пыли скорость в свободном сечении аппарата не должна превышать 2,5 м/с [4].
Циклонные пылеуловители обычно используют для очистки газа от грубодисперсной и среднедисперсной, а также от сухой неслипающейся пыли. Промышленное применение циклонов показало, что они обладают сравнительно небольшой эффективностью для частиц с размером менее 10 мкм [5]. Главным образом, низкая эффективность улавливания высокодисперсных частиц обусловлена высокой степенью увлечения таких частиц газовым потоком.
Увеличение эффективности циклонного пылеуловителя за счет уменьшения диаметра и повышения тангенциальной скорости потока возможно до некоторых пределов, ограниченных техническими и экономическими факторами: рост гидравлического сопротивления, абразивный износ аппарата и возникновение турбулентных пульсаций за счет которых может происходить снижение эффективности очистки вследствие повторного уноса отсепарированных частиц и другими факторами.
Для повышения эффективности улавливания высокодисперсных частиц в инерционных пылеуловителях разработаны циклоны низкого давления [6-7], в которых для уменьшения степени увлечения частиц газовым потоком создается глубокий вакуум (не более 13 мм рт. ст.) с помощью специализированных вакуумных насосов. Так в работе исследователей Sheng-Chieh Chen, Chuen-Jinn Tsai [7] из США предложена конструкция циклона низкого давления (рисунок 1.3, а) с дополнительным завихрителем газового потока (рисунок 1.3, б). а) а - циклон низкого давления; б - завихритель газового потока Рисунок 1.3 - Конструкция циклона низкого давления Экспериментально полученные зависимости эффективности улавливания для этого циклона приведены на рисунке 1.4.
Как следует из представленных зависимостей, создание разрежения 4-5 мм рт. ст. в циклонах низкого давления позволяет достичь эффективности улавливания частиц с размерами 50 - 70 нм более 90 %.
Однако, для создания такого высокого разрежения необходимы сложные технические решения и большие энергетические затраты, что делает этот способ мало применимым на практике.
Вихревые пылеуловители со встречно-закрученными потоками (ВЗП) появились в промышленности в 50-х годах XX века и успели получить большое распространение. В аппарате ВЗП, как и в циклоне, сепарация пыли основана на использовании центробежных сил. Главным их отличием от циклонов является наличие дополнительного закрученного газового потока. Конструкция вихревого пылеуловителя показана на рисунке 1.5 [8-9]. 1 - корпус; 2 - бункер; 3 - закручиватель первичного потока; 4 -патрубок первичного потока; 5 - закручиватель вторичного потока; 6 - выходной патрубок
Пылеуловитель со встречно-закрученными потоками работает следующим образом: газодисперсный поток входит в аппарат через патрубок в нижний тангенциальный закручиватель первичного потока, закручивается и в его цилиндрической части происходит разделение на высоко- и низкоконцентрированные потоки. Первый, с повышенной концентрацией, вращается в периферийной зоне завихрителя, а второй, с пониженной концентрацией, - в центральной части. После выхода в сепарационную камеру низкоконцентрированный поток оттесняет высококонцентрированный поток к периферии аппарата, чем повышается эффективность улавливания.
Через тангенциальный закручиватель расположенный в верхней части уловителя сверху-вниз, вращаясь, движется вторичный газодисперсный поток. Этот поток перемещает оттесненные к периферии частицы уловленной пыли в бункер. Очищенный воздух по коаксиальному выходному патрубку в верхней части аппарата выносится из аппарата. Вращение потоков внутри аппарата имеет одно направление. Зависимости эффективности улавливания частиц с размерами 2-10 мкм от скорости газового потока для аппарата со встречно-закрученными потоками (ВЗП) и известных классических конструкций циклонов НИИОГАЗ приведены на рисунке 1.6 [8].
Принятые допущения в математической модели движения дисперсных частиц в закрученном потоке с одновременным УЗ-воздействием
Расчет процесса ультразвуковой коагуляции проводится в рамках отдельных условных групп частиц, на основании уравнения Смолуховского [66] (модифицированного Changdong Sheng, Xianglin Shen [67]). Однако для решения поставленной задачи уравнение Смолуховского было дополнено слагаемыми, учитывающими изменение концентрации дисперсных частиц за счет взаимного перемещения групп частиц и изменения расстояния между собой.
Сущность используемого подхода для построения модели коагуляции дисперсных частиц за счет УЗ-воздействия заключается в следующем. Предполагается, что масса каждой дисперсной частицы в границах условной модельной группы пропорциональна т0, таким образом, каждая дисперсная частица с массой кт0, где к- целое число (к 1). Далее используют функции nk(t), каждая из которых - концентрация частиц, с массой кто, или А-мер. Кинетика процесса коагуляции описывается на основании уравнения Смолуховского [53] для пространственно однородной коагуляции, модифицированного ШалуновойК.В. [38] и дополненного слагаемым, учитывающим изменение концентрации дисперсных частиц за счет взаимного перемещения групп частиц между собой: =2 ( 00-,(0 (0- -- . (2.17) где М- количество мер; к- натуральное число, изменяющееся от 1 до М(искомая система уравнений состоит из уравнений 2.17 при различных к); $ік - ядро коагуляции, которое характеризует вероятность столкновения і-мер и А-мер, м /с; nk(t)- концентрация Ж-мер в момент времени t, м"3; г0- расстояние от центра рассматриваемой группы частиц до оси вращения вихревой трубы в начальный момент времени, м; г- расстояние от центра рассматриваемой группы частиц до оси вращения вихревой трубы
Количество мер М выбирается из того, значение массы частиц пт0 было мало по сравнению с общей массой частиц, в расчетах Мбыло равно 1000. Первое слагаемое правой части уравнения определяет интенсивность повышения концентрации Ж-мер за счёт соударения і-мер и Ж-мер. Второе слагаемое правой части уравнения определяет интенсивность уменьшения концентрации Ж-мер из-за соударения Ж-мер с другими дисперсными частицами в условной группе. Третье слагаемое характеризует радиальное смещение группы частиц относительно других за счёт их движения к стенке вихревой трубы под действием центробежных сил Результирующее ядро коагуляции представлено в виде суммы двух составляющих: - компонента ядра коагуляции, описывает сближение частиц за счёт механизма ортокинетического взаимодействия, м3/с; /Зтл - компонента ядра коагуляции, описывает сближение частиц за счёт механизма гидродинамического взаимодействия, м /с. Ортокинетическая компонента ядра коагуляции вычисляется выражением: P0jJ =2( - + %2 U0H.j, (2.19) где db dj - диаметр i-меры и j-M&pu соответственно, м; U0 - амплитуда колебательной скорости газа, м/с; Н =\НГЩ - модуль разности коэффициентов увлечения і- и 7-меры, характеризующий амплитуду колебательной скорости относительного смещения і- и -меры.
Вероятность столкновения прямо пропорциональна этому модулю разности, т.е., с ростом амплитуды колебательной скорости частиц увеличивается вероятность их столкновения [74].
Для нахождения комплексных коэффициентов увлечения НІ и Hj используется уравнение Бассета-Буссинеска-Осеена с подстановкой следующих выражений для скорости частиц ир = ир0ешк среды и = иое ш (справедливо при допущении, что сфера значительно меньше по сравнению с длиной волны). Выражение для комплексного коэффициента увлечения каждой из частиц будет иметь следующий вид [38]:
Путем нахождения комплексного коэффициента увлечения і-мер и 7_меР подстановки полученного коэффициента в уравнение (2.19) была определения ортокинетическая компонента ядра коагуляции.
Для определения гидродинамической компоненты ядра коагуляции использовалось выражение [38]: [h( f2l) = 1, если f2l 0 где 0 - угол между волновым вектором акустической волны и линией центров частиц, (в выражении (2.21) при вычислении вероятности столкновения интеграл берётся по всем углам, т.е. суммируются вероятности столкновения -мер, линии центров которых с і-мерами расположены под различными углами к волновому вектору акустического поля); f21 - сила взаимодействия частиц, (Н). Схема взаимодействия частиц в условной группе представлена на рисунке 2.3.
Определение режимов работы и конструктивных параметров разработанного оборудования, обеспечивающих максимальную эффективность улавливания дисперсных примесей
Вторая ступень очистки работает следующим образом. Пылегазовый поток входит через патрубок закручивателя вторичного потока 2 и двигается вниз в камере сепарации 4. Через патрубок закручивателя первичного потока 1 подается запыленный газ, который закручивается в ту же сторону, что и вторичный поток, встречаясь в камере сепарации и взаимодействуя с ним, формирует общий поток. При этом первичный восходящий поток увеличивает скорость нисходящего вторичного потока и расширяет зону высоких скоростей в сепарационнои камере 4. Этим достигается большая эффективность сепарации высокодисперсных частиц. Общий поток выходит через раскручиватель 3. Для повышения эффективности работы аппарата ВЗП, путем совместного воздействия ультразвуковыми колебаниями и центробежными силами, на закручивателе первичного потока 1 и раскручивателе 3 через усеченные конусы 7 и 8 установлены два ультразвуковых дисковых излучателя 9.
Излучатели 9 устанавливаются таким образом, чтобы обеспечить резонансное усиление ультразвуковых колебаний. Для этого верхний излучатель имеет возможность регулировки положения по вертикали.
При работе аппарата ВЗП под действием центробежной силы частицы отбрасываются к стенке камеры сепарации 4 и в периферийном слое частицы нисходящим вторичным газовым потоком переносятся в бункер. Для исключения уноса частиц из бункера 6 обратно в камеру 4 установлена отбойная шайба 5.
Трехмерная модель инерционного пылеуловителя со встречными закрученными потоками дополненного УЗ-дисковыми излучателями, представлена на рисунке 3.5. 3.3 Определение режимов работы и конструктивных параметров разработанного оборудования, обеспечивающих максимальную эффективность улавливания дисперсных примесей
Известные и применяемые в инженерной практике методики определения конструктивных параметров и расчета инерционного газоочистного оборудования не подходят для проектирования разрабатываемого оборудования, основанного на центробежно-акустическом способе улавливания частиц. Это связано с тем, что созданные методики рассчитаны на обеспечение высокой эффективности сепарации, без учета коагуляции частиц и не принимается во внимание время пребывания частиц в зависимости от скорости газового потока на входе и размера частиц. В результате, время пребывания дисперсных частиц в инерционном газоочистном оборудовании, рассчитываемом по известным методикам, оказывается недостаточным для воздействия на них ультразвуковыми колебаниями с целью коагуляции.
Поэтому возникает необходимость в создании собственной методики расчета центробежно-акустического газоочистного оборудования для предварительной коагуляции дисперсных частиц.
Исходными данными для расчета являются: начальный диаметр дисперсных частиц, начальная концентрация, плотность материала частиц, расход газа и требуемый диаметр на выходе из агломератора.
В результате проведения расчетов будут установлены следующие основные конструктивные характеристики аппарата: диаметр вихревой трубы, диаметр вытеснителя, длина вихревой трубы, площадь входного и выходного патрубка, а также следующие параметры работы аппарата: тангенциальная скорость газа и время пребывания частиц в УЗ-поле.
При работе первой ступени очистки - устройства предварительной коагуляции требуется обеспечивать укрупнение высокодисперсных частиц до размера не менее 10 мкм, т.к. на таких частицах достигается высокая эффективность второй ступени очистки - аппарата ВЗП [8]. При этом концентрация частиц на выходе из агломератора должна быть ниже значения 50 г/м . Это необходимо, т.к. эффективность второй ступени очистки (аппарата ВЗП) падает с увеличением входной концентрации выше указанного значения [1]. Понижение концентрации дисперсных частиц в агломераторе обеспечивается за счет улавливающих элементов.
В связи с этим к агломератору предъявляются следующие требования. 1. Форма и размеры агломератора должны обеспечивать минимально необходимое и достаточное для эффективной коагуляции время пребывания частиц в ультразвуковом поле. 2. Ультразвуковые дисковые излучатели должны обеспечивать равномерное распределение ультразвуковых колебаний в объеме устройства. 3. При заданной входной скорости газодисперсного потока конструкция агломератора должна обеспечивать максимальное разделение газодисперсного потока для увеличения концентрации в периферийном слое. Это повысит эффективность ультразвуковой коагуляции частиц в периферийном слое, сконцентрированном у внутренних стенок аппарата. 4. Концентрация на выходе из агломератора не должна превышать 50 г/м . 5. Так как высокая эффективность сепарации в аппаратах ВЗП, принятого в качестве второй ступени очистки, достигается на частицах выше 10 мкм, таким образом, агломератор должен обеспечивать укрупнение частиц до таких же размеров. При проектировании газоочистного оборудования была определена последовательность действий, в результате выполнения которой будет рассчитан аппарат для предварительной обработки газодисперсного потока.
На первом этапе проектирования агломератора требуется определить диаметр вихревой трубы по расходу газа.
На втором этапе, на основании расчетов, сделанных во втором разделе, необходимо определить тангенциальную скорость газодисперсного потока в зависимости от начального диаметра дисперсных частиц и плотности. Для обеспечения оптимальной тангенциальной скорости с учетом расхода газодисперсного потока рассчитывается площадь сечения входного и выходного патрубков.
На третьем этапе, на основании расчетов, сделанных во втором разделе, в соответствии с уровнем звукового давления и начальной концентрацией выбирается требуемое значение времени УЗ-воздействия, по которому рассчитывается длина вихревой трубы.
При проектировании агломератора необходимо определить диаметр вихревой трубы по расходу газа. При этом из литературных источников [52, 60-61] было установлено, что для обеспечения поддержания заданной тангенциальной скорости закрученного потока в определенных пределах скорость потока в свободном сечении вихревой трубы должна составлять Vcc.=3,5 м/с.
Экспериментальное определение оптимальных тангенциальных скоростей газа
С целью подтверждения выявленных оптимальных режимов работы агломератора, при которых обеспечивается максимальное укрупнение дисперсных частиц, были проведены исследования направленные на экспериментальное установление оптимальных тангенциальных скоростей газа и определение степени укрупнения частиц в объеме агломератора.
Для нахождения оптимальных тангенциальных скоростей газа в зависимости от начального размера дисперсных частиц, при которых обеспечивается максимальная эффективность коагуляции, были проведены экспериментальные исследования, в результате которых проводился отбор проб агломератов частиц при различных тангенциальных скоростях газа [92]. Регулирование скорости осуществлялось изменением геометрии входного и выходного патрубков. В качестве критерия оптимальности была использована максимальная степень укрупнения частиц, отобранных на выходном патрубке агломератора.
Во время эксперимента были произведены отборы проб исследуемого материала. Для этого в верхней части агломератора через выполненные отверстия были установлены трубки, загнутые навстречу газовому потоку. На концах каждой из трубок были установлены шаровые заслонки. Отборы проб осуществлялись следующим образом: 1. Предварительно на предметные стекла наносился тонкий слой масла. 2. Устанавливалась определенная скорость газа во входном патрубке агломератора путем изменения геометрии патрубка. 3. Производилось распыление частиц перед входным патрубком. 4. Полностью открывается шаровая заслонка на необходимой трубке для отбора проб. 5. Перед патрубком шаровой заслонки перемещают предметное стекло, на которое прилипают частицы улавливаемого материала, шаровая заслонка закрывается. 6. Производилось микрофотографирование улавливаемых частиц с использованием микроскопа и фотоаппарата.
На рисунке 4.8 показана микрофотография отобранной пробы агломератов диоксида кремния на выходе из агломератора. Цена деления объект 133 микрометра 10 мкм. На основе анализа отобранных проб были построены зависимости степени укрупнения частиц на выходе из агломератора от начальной тангенциальной скорости газа при постоянном расходе (рисунок 4.9).
Анализ построенных графиков позволил подтвердить, что для каждого исследуемого порошка, имеющего определенный дисперсный состав, существует оптимальная тангенциальная скорость газового потока, при которой достигается максимальная степень укрупнения. Таким образом, для материала частиц с диаметром 3 мкм оптимальная скорость находится в диапазоне 22-24 м/с, для частиц 5 мкм - 14-16 м/с, для частиц 17 мкм - 8-10 м/с.
Для определения минимального времени воздействия УЗ-колебаниями на газодисперсную систему, в течение которого частицы укрупнятся до размеров не менее 10 мкм, при которых эффективность сепарации во второй ступени будет высокой, были проведены экспериментальные исследования, заключающиеся измерении дисперсного состава частиц по длине агломератора. Результаты показаны на рисунке 4.11.
На графиках точки, находящиеся в начале отчета (0 относительной длины агломератора) соответствуют исходным частицам, т.е. степень укрупнения равна 1. Точки, находящиеся на относительной длине агломератора равной 1, соответствуют степени укрупнения частиц отобранных на выходном патрубке агломератора. Промежуточные точки графиков соответствуют местам отбора проб через загнутые трубки.
Анализ отобранных образцов до УЗ-воздействия и после него позволил подтвердить: чем дольше УЗ-воздействие на газодисперсную систему, тем больше размер агломерата. В ходе проведения исследования установлено, что при малом начальном размере 3 мкм за время пребывания в объеме стенда исходные агломераты увеличиваются в 4,5 раза, что достаточно для эффективного улавливания во второй ступени - аппарате со встречно-закрученными потоками. Анализ зависимостей показал, что расчетные значения степени укрупнения выше экспериментальных в среднем на 20 %.
Однако при исследовании коагуляции агломератов частиц с начальным размером 17 мкм частицы увеличиваются всего в 1,7 раза. Это вызвано тем, что из-за малой прочности агломератов, они в процессе движения в агломераторе обратно распадаются на исходные частицы, вследствие чего не могут вырасти больше определенного размера. Таким образом, при размерах агломератов более 17 мкм эффективность УЗ-коагуляции в закрученном потоке на частоте 22 кГц невелика. Однако, несмотря на это, конечный размер агломератов достигает 30 мкм, что также существенно повышает эффективность сепарации во второй ступени очистки [98].
Для изучения функциональных возможностей разработанного газоочистного оборудования были проведены исследования, направленные на установление зависимостей эффективности улавливания дисперсных частиц от уровня звукового давления, расхода газа и параметров дисперсной фазы (начальный размер частиц и массовая концентрация). Экспериментальные исследования проводились в следующем порядке:
Установление требуемого расхода высокодисперсных частиц эжекционного распылителя. Установление распылителя происходило следующим образом: насыпалось определенное количество порошка для распыления в емкость, и производилось взвешивание. Из емкости порошок распылялся во входной патрубок агломератора в течение определенного времени. Производилось взвешивание остатка порошка, и вычислялось значение массовой концентрации дисперсных частиц по формуле:
На первом этапе экспериментов было определено оптимальное отношение расхода вторичного потока к общему расходу газа, поступающего на входные патрубки аппарата ВЗП, которое составило 0,62, согласованное с расчетами экспериментальных данных из литературных источников [9, 98]. Изменение соотношения потоков производилось наклоном заслонки делителя потоков.
Для определения оптимального расхода газа, при котором достигается максимальная эффективность улавливания дисперсных частиц, получена зависимость эффективности сепарации от расхода газа. Исследования проводились с использование материала Аэросил А-175 при концентрации 50 г/м и оптимальном отношении расхода вторичного потока к общему расходу газа (рисунок 4.12).
Регулирование расхода проводилось изменением сечения выходного патрубка вытяжного вентилятора. Подача дисперсных частиц осуществлялась распылителем эжекционного типа, установленным перед входным патрубком агломератора.
Похожие диссертации на Повышение эффективности инерционного газоочистного оборудования наложением ультразвуковых полей высокой интенсивности
