CC BY
19
УДК 621.928.3
ДИНАМИКА ДВУХФАЗНОГО ТЕЧЕНИЯ В ВИХРЕВЫХ АППАРАТАХ, ПРЕДНАЗНАЧЕННЫХ ДЛЯ КОМПЛЕКСНОЙ ОЧИСТКИ ГАЗОВЫХ ВЫБРОСОВ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК, РАБОТАЮЩИХ НА ТВЕРДОМ ТОПЛИВЕ. ЧАСТЬ I
Д.Н. ЛАТЫПОВ, А.Н. НИКОЛАЕВ
Представлены результаты экспериментального изучения динамики газового потока в условиях однофазного и двухфазного течения в вихревых аппаратах в широком диапазоне изменения нагрузок и характерных размеров аппаратов.
Изменение коньюктуры на рынке топливных ресурсов, вызванное, в частности, отказом экономически развитых стран от дальнейшего развития атомной энергетики, определило тенденцию перевода ряда крупных энергетических установок вновь на использование в качестве топлива каменного угля. Однако при переводе энергетических установок, ранее работавших на природном газе, на твердое топливо возникают серьезные проблемы, связанные с очисткой больших объемов газовых выбросов, содержащих как твердую взвесь, так и экологически опасные газообразные компоненты, такие как окислы серы, азота и высокотоксичные органические соединения.
Использование для целей комплексной очистки больших объемов газовых выбросов энергетических установок, как от тонкодисперсной твердой взвеси, так и от высокотоксичных газообразных компонентов, аппаратов, традиционно применяемых в различных отраслях промышленности, невозможно из-за их низкой пропускной способности. Поэтому представляется перспективным использование при очистке газовых выбросов энергетических установок, работающих на твердом топливе, вихревых аппаратов, пропускная способность которых на порядок превышает пропускную способность известных типов аппаратов.
Аппараты вихревого типа (рис. 1) состоят из полого цилиндрического корпуса с расположенным по оси оросителем, блоков ввода и вывода газа и завихрителя газового потока, придающего газу вращательно-поступательное движение в аппарате. При работе вихревого аппарата струи жидкости, вытекающие из отверстий оросителя, дробятся газовым потоком на капли, которые за счет центробежной силы перемещаются к стенке аппарата и оседают на ней, образуя пленку жидкости. По всей высоте аппарата организуется объемный факел диспергированной жидкости, взаимодействие которого с потоком газа обеспечивает эффективную его очистку как от твердых, так и от жидких примесей.
Конструктивная простота, низкая металлоемкость, высокие пропускная способность по газовой фазе и эффективность очистки газа делают вихревые аппараты весьма перспективными для целей комплексной очистки больших объемов газовых выбросов энергетических установок. Однако промышленному использованию вихревых аппаратов препятствует отсутствие необходимой научной информации об особенностях их работы и, в первую очередь, информации о динамике двухфазных потоков.
© Д.Н. Латыпов, А.Н. Николаев Проблемы энергетики, 2003, № 1-2
Рис. 1. Конструкции полых вихревых аппаратов:
1 - корпус; 2 - патрубок входа газа; 3 - завихритель; 4 - узел ввода жидкости;
5 - патрубок отвода жидкости; 6 - выход газа; 7 - коллектор
В настоящее время накоплены достаточно обширные сведения о динамике течения газа в вихревых аппаратах с сильным диафрагмированием на выходе (вихревые камеры, циклонные топки, центробежные форсунки). Однако эти результаты не могут быть непосредственно использованы для описания структуры газового потока в вихревых аппаратах без диафрагмирования, которая в настоящее время изучена слабо [1-7]. Несмотря на то, что авторы указанных работ использовали различные типы завихрителей потока газа, результаты, полученные во всех случаях, качественно совпадают. Исследования динамики потока газа при наличии в нем дисперсной фазы практически отсутствуют. Все это побудило авторов данной работы провести комплексное экспериментальное изучение динамики потока газа в вихревом аппарате без диафрагмирования.
Исследование закономерностей однофазного и двухфазного течения в вихревых аппаратах выполнялось на системе воздух-вода при температуре 20оС ±
0,5оС на моделях диаметром 100, 250 и 400 мм и длиной 1000 мм. Тангенциальнолопаточный завихритель состоял из 12 профилированных пластин. Коэффициент
крутки завихрителя А = Wвх|Жср =яЯ2/пЬН составлял 2,17; 1,35; 0,98. Скорость
воздуха в щелях завихрителя изменялась в пределах 15...40 м/с. Жидкость в аппараты подавалась из трубчатого оросителя диаметром 18 мм с отверстиями, расположенными равномерно по окружности и длине оросителя. Расход воздуха измерялся трубкой Пито-Прандтля и изменялся в интервале 200-750 м3/час, а расход воды измерялся ротаметром и изменялся в диапазоне 0.4 м3/час.
Измерение поля скоростей и статического давления по сечению и длине вихревого аппарата осуществлялось с помощью ориентируемого
цилиндрического зонда диаметром 4 мм. Тарировка и методика проведения измерений были стандартными [8-9]. Принятая методика не позволяет измерить радиальную составляющую скорости газа, однако экспериментальные данные по распределению составляющих скорости газа в трубе после различного типа завихрителей [10] указывают, что радиальная составляющая скорости пренебрежимо мала по сравнению с осевой и тангенциальной. Результаты измерений представлялись в относительных величинах Wф = Жвх ;
Wz = Wz/Wвх ; р = 2р/pWв2х . В качестве масштаба скорости принята скорость газа в щелях завихрителя Weх, а в качестве масштаба давления - величина
скоростного напора на входе в завихритель.
Измерение составляющих скорости и избыточного статического давления проводилось на различных расстояниях по радиусу аппаратов и их длине: непосредственно после завихрителя; 0,8; 1,55; 2,85; 3,6; 5,6; 7,6 диаметра аппарата. На каждом из указанных расстояний от завихрителя измерения выявили полное совпадение профилей относительных осевой и окружной составляющих скорости газового потока при различных значениях Weх (рис.2). Аналогичные результаты получены в работе [11] для внутренней области тангенциально-лопаточного завихрителя.
w т
Ф вх
^™вх
0 0,2 0,4 0,6 0,8
г/Я
Рис. 2. Профили тангенциальной и осевой компонент скорости газа в условиях однофазного течения: и = 100 мм; 1М =5,6; А: 1 - 2,17; 2 - 1,35; 3 - 0,98;
^вх, м/с: а - 30; б - 25; в - 20; г - 15 Как показали результаты измерений, в вихревых аппаратах наблюдаются значительные радиальные градиенты статического давления, осевой и
тангенциальной составляющих скорости, а в приосевой области аппаратов имеют место обратное течение газа и разрежение. С увеличением степени крутки потока газа положение максимума тангенциальной скорости (радиус вихря гв)
смещается к периферии аппаратов.
Результаты показывают, что на небольшом удалении от завихрителя (до 8 диаметров аппарата) положение нулевого статического избыточного давления практически соответствует радиусу вихря, что наблюдалось и во внутренней области завихрителя [11]. Максимум осевой скорости газа смещен к периферии аппарата, что обусловлено действием центробежной силы. Установка в аппарате центральной трубы практически не влияет на вид профилей скорости. Наблюдается лишь незначительная их деформация в непосредственной близости от трубы.
Измерения скоростей газа на различных удалениях от завихрителя показали, что профиль осевой составляющей скорости однофазного потока остается неизменным, тогда как наблюдается существенное снижение тангенциальной составляющей скорости (рис. 3). Радиус вихря и положение нулевого статического давления на указанных расстояниях от завихрителя оставались постоянными.
W ^
^ вх
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0
О - а • - б А - в
1 С^2
N«3 Ч 5
6 5 ЯМУ/ ч
ъг/) 2%/1
0,2
0,4
0,6 0,8
г/Я
Рис. 3. Профили тангенциальной и осевой компонент скорости газа в условиях однофазного течения на различных расстояниях от завихрителя: а = 100 мм; А = 2,17; вх = 30 м/с ; 1/а : 1 - 0; 2 - 0,8; 3 - 1,55; 4 - 2,85; 5 - 3,6; 6 - 5,6; 7 - 7,6 Результаты измерения составляющих скорости двухфазного потока показали (рис. 4), что введение в поток газа дисперсной фазы оказывает на его структуру существенное влияние и приводит к значительному снижению © Проблемы энергетики, 2003, № 1-2
тангенциальной составляющей. С увеличением расхода дисперсной фазы радиус вихря смещается к периферии контактной зоны, и уже при сравнительно небольших отношениях массовых расходов жидкости и газа (Lm|Gm = 1,6) вращение газового потока вырождается в квазитвердое.
0,2
0,4
0,6 0,8
г/Я
Рис. 4. Профили тангенциальной и осевой компонент скорости газа в условиях двухфазного течения: а = 100 мм; 1М =2,85; А = 2,17; №ех, м/с: а - 30; б - 40; в - 15; Ьт^т , кг/кг: 1 - 0; 2 - 0,2; 3 - 0,4; 4 - 0,6; 5 - 0,8; 6 - 1,6
0
В двухфазном закрученном потоке не соблюдается соответствие радиуса вихря положению нулевого избыточного статического давления. В то время как радиус вихря с увеличением расхода жидкости смещается к периферии аппарата, точка нулевого статического давления занимает положение ближе к оси аппарата. Профиль осевой скорости газа при увеличении расхода дисперсной фазы постепенно изменяется и приближается к форме, характерной для осевого течения в кольцевом канале. Установлено, что профили относительной осевой, тангенциальной составляющих скорости газа и статического давления совпадают при одинаковых отношениях массовых расходов жидкости и газа (Lm|Gm =еопз1), а изменение скорости истечения жидкости из отверстий оросителя практически не оказывает влияния на структуру газового потока.
С целью определения условий масштабирования вихревых аппаратов были проведены измерения осевой и тангенциальной составляющих скорости дополнительно в аппаратах диаметром 240 и 400 мм. Сопоставление результатов, полученных в аппаратах различного диаметра, показало полное совпадение относительных компонент скорости в сходственных геометрических точках
моделей как в случае однофазного течения, так и двухфазного при равенстве отношения Lm|Gm (рис. 5), что свидетельствует о возможности переноса
результатов исследования лабораторной модели на промышленный объект с достаточной степенью точности.
Wq/Wв
W т
ъ вх
0 0,2 0,4 0,6 0,8 Г/К 0 0,2 0,4 0,6 0,8 г/Я
Рис. 5. Профили тангенциальной и осевой компонент скорости газа в аппаратах различного диаметра: М = 2,85; А = 2,17; ^ех = 15 м/с; Ьт/От , кг/кг:
1 - 0; 2 - 0,4; 3 - 0,8; а, мм : а - 100; б - 250; в - 400
Для использования результатов экспериментального исследования при расчете конкретных аппаратов были получены универсальные эмпирические зависимости, описывающие профили тангенциальной и осевой составляющих скорости газа в интервале значений коэффициента крутки А = 1.0...2.2; соотношений массовых расходов жидкости и газа ^т/От = 0.1,8 кг/кг; относительного расстояния от завихрителя 1 /а = 0.8.
Для описания профилей тангенциальной составляющей скорости наиболее подходящей является зависимость, предложенная Вулисом и Устименко [12] и имеющая вид
__ __ 2гг
Г 9 = ™ , (1)
г + г в
где г = г/Я - относительный радиус; г в - относительный радиус вихря; W ртах -
относительная окружная составляющая скорости, соответствующая радиусу вихря.
Как было отмечено ранее, радиус вихря закрученного потока газа не изменяется по мере удаления от нижнего среза завихрителя и, следовательно, является функцией только А и Lm|Gm . В результате обработки данных для радиуса вихря и соответствующей ему тангенциальной составляющей скорости получены зависимости:
г9 = 0,42 • Л0’26 (1 + 0,56(Ьт / Gm )0’75),
ЖРтах = 2,5' А-0,8 (1 - 0,08(/ / й)0,6 )(1 - 0,37(Ьт / Gm )0,88 ).
(2)
(3)
Профиль осевой составляющей скорости меняется с изменением коэффициента крутки завихрителя и количества поступающей в аппарат жидкой фазы, но остается неизменным по мере удаления от завихрителя. Условно профили осевой составляющей скорости газа можно разделить на две зоны. Если в приосевой зоне вихревого аппарата осевая скорость изменяется практически линейно, то в периферийной зоне профиль скорости является нелинейным и
имеет максимум. Положение границы между двумя указанными зонами г гр зависит от коэффициента крутки завихрителя А и не зависит от соотношения массовых расходов жидкости и газа Lm|Gm (рис. 4), причем значение осевой
относительной скорости, соответствующее г гр, также не зависит от Lm|Gm . На
рисунке 4 граница между двумя зонами соответствует точке пересечения кривых профилей осевой скорости для различных отношений массовых расходов жидкости и газа.
При обработке экспериментальных данных были приняты характерные параметры потока, зависящие от коэффициента крутки потока А и отношения нагрузок Lm|Gm . В качестве таких параметров были выбраны радиус,
соответствующий границе двух зон ггр , радиус границы зоны обратного тока газа
г 0 и радиус, соответствующий максимуму осевой составляющей скорости г г.
В результате обработки опытных результатов для приосевой области (г < г гр ) было получено соотношение
Ж г = Ж г гр
г гр — го
(4)
Для периферийной зоны г > ггр выражение, описывающее осевую составляющую, имеет вид
Ж г = Ж
г гр
г - - > { ~ ~ Л п (~ — \ Г - - \
г — Го + Ж г тах г - г гр - гр гг - го г - г гр
Л о г 1 гр 1 Ч г м - г гр ч г г гр - г о гр г - 1
п
где n = 1
W_z_ max r гР -ro ; Wz р rz - r гр
z гр J rz - r гр
\ -
(6)
ro = 0,27 - 0,25
; r гр = 0,7; rz = 0,87 1 - 0,1
(7)
V
J
/
Wz гр = 0,95 • A-0,6 ; Wz max = 1,2 ■ A~0,6 1 - 0,18|
(8)
V
/
Полученные соотношения позволяют рассчитать составляющие скорости газа в любой точке рабочей зоны вихревого аппарата в указанных интервалах коэффициентов крутки потока и соотношения массовых расходов газа и жидкости. Максимальная погрешность вычислений не превышает 8%.
The results of an experimental research of gas motion dynamics under the conditions of single and two-phase flows in a wide range of phase discharges and characteristic device sizes are presented.
1. Лянэ Р.П., Иванов Ю.В. О развитие закрученного потока в цилиндрической камере с недиафрагмированным выходным сечением // Изв. АН ЭССР, сер. физика-математика, 1970.- Т. 19.- № 4.- С. 456-462.
2. Нурнсте Х.О., Иванов Ю.В., Луби Х.О. Исследование аэродинамики потока в закручивающих потоках // Теплоэнергетика, 1978.- № 1.- С. 37-39.
3. Собин В.Е., Ершов А.И. Исследование структуры и гидравлического сопротивления турбулентного закрученного потока в коротких трубах // Изв. АН БССР, сер. физико-энергетических наук, 1972.- № 3.- С. 56-81.
4. Халатов А.А., Щукин В.К., Летягин В.Г. Некоторые особенности гидродинамики турбулентных воздушных потоков, закрученных лопаточными завихрителями // Инж.-физ. журнал, 1973.- Т. 25.- № 5.-С. 899-906.
5. Щукин В.К., Шарафутдинов Ф.И., Миронов А.И. О структуре закрученного течения в непосредственной близости от завихрителя с прямыми лопатками // Изв. ВУЗов, Авиационная техника, 1980.- № 1.- С. 76-80.
6. Коротков Ю.Ф., Овчинников А.А., Николаев Н.А. Исследование аэродинамических характеристик массообменных аппаратов с вихревыми контактными ступенями // Изв. ВУЗов, Химия и хим. технология, 1973.- Т.16.-№ 7.- С. 1105-1108.
7. Николаев А.Н., Малюсов В.А. Аэродинамика двухфазного потока в вихревых массообменных аппаратах // Теор. основы хим. технологии, 1989.- Т.23.- № 2.-С. 216-222.
8. Пешехонов Н.Ф. Приборы для измерения давления, температуры и направления потока в компрессорах.- М.: Оборонгиз, 1962.- 184 с.
Summary
Литература
9. Петунин А.Н. Методы и техника измерений параметров газового потока.- М.: Машиностроение, 1982.- 332 с.
10. Щукин В.К., Халатов А.А. Теплообмен, массообмен и гидродинамика закрученных потоков в осесимметричных каналах.- М.: Машиностроение, 1982.- 200 с.
11. Овчинников А.А., Николаев Н.А. Аэродинамика двухфазного потока в массообменных аппаратах с вихревыми контактными устройствами // Изв. ВУЗов. Химия и хим. технология, 1976.- Т.19.- № 1.- С. 130.
12. Вулис Л.А., Устименко Б.П. Об аэродинамике циклонной топочной камеры // Теплоэнергетика, 1951.- № 9.- С. 19-22.
