CC BY
17В однобарабанных печах волны сжатия и разрежения действуют последовательно. Величина разрежения значительно больше сжатия, высота слоя материала в зоне вспучивания больше, чем в предыдущей зоне химических реакций. Поэтому в печах с гладким профилем (эпюра 1) и переменного сечения (эпюра 2) происходит опрокидывание волны и соответственно образуются обратные потоки материала, снижая эффективность печи. Во всех зонах барабанно-конусной печи создаётся волна разрежения, т. к. скорость материального потока постоянно увеличивается. В печи этой конструкции образование обратного потока исключается, а, следовательно, полнее используется ресурс вспучивания, повышается качество готовой продукции и производительность печи.
Эпюры линейной скорости поступательно -го движения материального потока в двухбара-банных печах существенно отличаются от эпюр однобарабанных печей, так как они имеют большую производительность (200-300 тыс. м3/год) и в общем, более высокую частоту вращения барабанов. В материальных потоках этих печей действуют значительно большие поверхностные силы внутреннего взаимодействия.
В двухбарабанных печах (эпюры 4,5,6) волны сжатия и разрежения перемещаются отдельно, в индивидуальных барабанах гладкого и/или переменного сечения. В барабанах термоподготовки и химических реакций образуется и перемещается волна сжатия, а в барабанах обжига (вспучивания) - волна разрежения. При пересыпании полуфабриката из барабана термоподготовки в барабан обжига (вспучивания) образуется скачок скорости, который интенсифицирует действие поверхностных сил внут-
реннего взаимодействия в барабане обжига, усиливая образование обратного потока. Этот поток развивается сильнее, так как ему нет противодействия со стороны зоны химических реакций (она осталась вверху, в барабане термоподготовки). Расширение конца барабана термоподготовки (эпюра 5) или обжига (эпюра 6) не устраняет негативного потока, наоборот, его интенсифицирует, особенно в барабане обжига вращающейся печи (эпюра 5).
Для того, чтобы достигнуть максимального вспучивания каждая гранула полуфабриката материального потока должна получить требуемое количество теплоты в минимальный промежуток времени. Это аксиоматическое условие требует равенства количества гранул, перемещающихся в различных зонах печи и оно должно выполняться по всей длине печи.
С учётом выявленных особенностей движения материального потока гранул полуфабриката из вспучивающихся шихт (глины, порошки строительного, шлакового или специально сваренных стёкол) - волновой характер, неустойчивость по направлению и величине вектора поверхностных сил внутреннего взаимодействия, скачок скорости и разрежения - при конструировании новых и модернизации действующих вращающихся печей необходимо принимать за основу вышеуказанное условие равенства гранул по сечениям печи, которое обеспечивает не только наибольшую эффективность по вспучиванию, но и по объему вращающейся печи.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ландау Л. Д., Лифшиц Е.М. Теоретическая физика. Т. 6. Гидродинамика. М.: Наука. 1988. 736 с.
УДК 621.928.3
А.В. ДМИТРИЕВ, Д.Н. ЛАТЫПОВ, А.Н. НИКОЛАЕВ
ДИНАМИКА СПЛОШНОЙ ФАЗЫ В АППАРАТАХ ВИХРЕВОГО ТИПА, ПРЕДНАЗНАЧЕННЫХ ДЛЯ КОМПЛЕКСНОЙ ОЧИСТКИ ГАЗОВЫХ ВЫБРОСОВ ПРОМЫШЛЕННЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ
(Нижнекамский химико-технологический институт Казанского государственного технологического университета)
Рассмотрена динамика газового потока и гидравлического сопротивления в вихревых аппаратах при однофазном и двухфазном течении в зависимости от нагрузок и степени крутки потока.
В связи с ухудшающейся экологической примесей стала проблемой общенационального обстановкой проблема очистки промышленных характера. Решение этой проблемы осложнено газовых выбросов от газообразных и дисперсных тем, что традиционно применяющиеся для очист-
ки газов аппараты не могут быть использованы в случае больших объемов газовых выбросов из-за их низкой пропускной способности. Поэтому единственно возможным способом решения проблемы является использование аппаратов вихревого типа, обладающих высокой пропускной способностью, малыми габаритами и большой эффективностью. При работе вихревого аппарата (рис. 1) 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.
2
Рис. 1. Конструкции полых вихревых аппаратов: 1 - корпус;
2 - патрубок входа газа; 3 - завихритель; 4 - ороситель; 5 - патрубок отвода жидкости; 6 - вывод газа; 7 - коллектор.
Рис. 2. Профили тангенциальной и осевой скорости газа в условиях однофазного течения: ё = 100 мм; 1/ё = 5,6; А: 1 -2,17; 2 - 1,35; 3 - 0,98; м/с: а - 30; б - 25; в - 20; г - 15.
Структура закрученного газового потока, изученная некоторыми авторами при использовании различных типов завихрителей, во всех случаях качественно совпадает. В вихревых аппаратах наблюдаются значительные радиальные градиенты статического давления, осевой и тангенциаль-
ной составляющих скорости, а в приосевой области аппаратов имеют место обратное течение газа и разрежение (рис. 2). Радиальная составляющая скорости значительно меньше осевой и тангенциальной. С увеличением степени крутки потока газа положение максимума тангенциальной скорости (радиус вихря гв) смещается к периферии аппаратов. Радиальная составляющая скорости пренебрежимо мала по сравнению с осевой и тангенциальной [1].
На небольшом удалении от завихрителя (до 8 диаметров аппарата) положение нулевого статического избыточного давления практически соответствует радиусу вихря [2]. Профиль осевой составляющей скорости однофазного потока не меняется по длине аппарата, тогда как наблюдается существенное снижение тангенциальной составляющей скорости (рис. 3).
IV /И'-,.
0.75 г / К
Рис. 3. Профили тангенциальной и осевой скорости газа в условиях однофазного течения на различных расстояниях от завихрителя: ё = 100 мм; А = 2,17; =30 м/с; 1/ё: 1 - 0; 2 -0,8; 3 - 1,55; 4 - 2,85; 5 - 3,6; 6 - 5,6.
Рис. 4. Профили тангенциальной и осевой скорости газа в условиях двухфазного течения: ё = 100 мм; 1/ё = 2,85; А = 2,17; м/с: а - 40; б - 30; в - 15; Ь/О, кг/кг: 1 - 0; 2 - 0,4; 3 - 0,8; 4 - 1,8.
Введение в поток газа дисперсной фазы (рис. 4) приводит к значительному снижению тан-
генциальной составляющей. Профиль осевой скорости газа при увеличении расхода дисперсной фазы приближается к форме, характерной для осевого течения в кольцевом канале. Профили относительной осевой, тангенциальной составляющих скорости газа и статического давления совпадают при одинаковых отношениях массовых расходов жидкости и газа.
В аппаратах различного диаметра прослеживается полное совпадение относительных компонент скорости в сходственных геометрических точках моделей в случае однофазного и двухфазного течения при равенстве отношения ЬЮ, что дает возможность переноса результатов исследования лабораторной модели на промышленный объект с достаточной степенью точности. — — 2гг в
W ф = W фп
-2 -2 Г + Г в
(1)
чин А =
W
'W,
= nR2
ср
вихря и соответствующей ему тангенциальной составляющей скорости получены зависимости:
( /т \ 0,75 ^
г в = 0,42Л0'26 1 + 0,56|
L
G
W 2,5
W ф m
f
А
0,8
1 - 0,08| d
0.6\f , т \0,88 Л
1 - 0,37| G
(2)
(3)
Wz = Wz^ -Г Г°
Ггр - Г0
(4)
Wz = Wz
f - - \ Г - Г0
Г гр - Г0
+ Wz
Г-Г
гр
Гz Г гр у
f ■
- Wz
Гz - Г0
V
V Ггр - Г0 у
/ I
где n = 1/1 +
Г-Г
гр
W zmax 1--
V:
Wz
гр У
Г гр - Г 0
V Гz - Ггр у
Г0 = 0,27 - 0,25| G I; Г гр = 0,7;
L
rz = 0,87
I Л \0,91 Л
1 - ^ G
Wz„ =
0,95
A0
Wz
1,2
A0
I /т N0,2 Л
1 - 0,181 -G
V V G у
(6)
(7)
(8)
где Г = г/R - относительный радиус; Г в - относительный радиус вихря; Wфmax - относительная окружная составляющая скорости, соответствующая радиусу вихря; R - радиус аппарата.
Для описания профилей тангенциальной составляющей скорости наиболее подходит зависимость, предложенная Вулисом и Устименко
[3].
Радиус вихря закрученного потока газа не изменяется по мере удаления от нижнего среза завихрителя и является функцией только от вели-
<ПЬН и L/G. Для радиуса
Профиль осевой составляющей скорости меняется с изменением коэффициента крутки за-вихрителя и количества поступающей в аппарат жидкой фазы, но остается неизменным по мере удаления от завихрителя. Для приосевой области (г < г гр) существует соотношение:
Полученные соотношения позволяют рассчитать составляющие скорости газа в любой точке рабочей зоны вихревого аппарата в интервалах (А = 1-2,2; ЬЮ = 0-1,8 кг/кг; Ш = 0-8) с погрешностью менее 8%.
В аппаратах вихревого типа общая потеря давления складывается из потери давления в завих-рителе потока на формирование вращательного движения газа и потери давления в рабочей зоне аппарата. Использование для закрутки газового потока тангенциально-лопаточного завихрителя вызвано его преимуществом, заключающимся в возможности снижения гидравлического сопротивления при подаче в его внутреннюю область небольшого количества жидкости [4], ^ = 2Ар/рг, где Ар - перепад давления, р г - плотность газа. Максимальное снижение величины гидравлического сопротивления приходится на отношение массовых расходов жидкости и газа в диапазоне 0,5 - 1,0 кг/кг. Дальнейшее увеличение ЬЮ ведет к постоянному повышению гидравлического сопротивления, которое при некотором значении ЬЮ начинает превосходить величину гидравлического сопротивления неорошаемого завихрителя. Интервал значений, при котором наблюдается эффект снижения сопротивления, зависит от величины коэффициента крутки завихрителя.
Максимальное значение ЬЮ, при котором проявление эффекта снижения гидравлического сопротивления завихрителя становится незначительным, определяется соотношением:
Для периферийной зоны г > г гр выражение, описывающее осевую составляющую, имеет вид:
— I = 6,6exp| - 0,92
G J max V A
(9)
Продольное изменение статического давления в рабочей зоне аппарата может быть выра-
гр
n
Г z - Г гр у
max
жено через изменение величины среднего по сечению аппарата статического давления:
2п J pWzrdr
Р ср =-
nR2W,
(10)
ср
где р - локальное значение давления.
Потери давления при постоянных значениях соотношения нагрузок по фазам Ь/О увеличиваются линейно по всей длине рабочей зоны аппарата, а градиент статического давления по длине зависит от коэффициента крутки. При небольшой величине соотношения нагрузок по жидкости и газу Ь/0<0,5 (рис. 5) в рабочей зоне аппарата также проявляется, хотя, и в меньшей степени, чем в завихрителе, эффект снижения энергозатрат, что связано, по-видимому, с более низкой плотностью орошения, в единице объема аппарата. Относительный перепад давления в рабочей зоне аппарата при постоянном значении соотношения нагрузок по фазам не зависит от среднерасходной скорости газа.
П =
= Ы/
KR
(11)
К = 2п | г(р'^2 + р) - осевая составляющая пол-
0
ного потока количества движения.
В работе [1] указывается на возможность использования упрощенной модификации интегрального параметра крутки:
П = M
K * R
(12)
где K * = 2np J Wz2rdr.
Изменение интегрального параметра крутки по высоте аппарата, отнесенное к интегральному параметру крутки на входе в контактную зону ^,, может быть описано зависимостью:
П = 1 - 009Î 1
П н
(13)
где 1 - расстояние от завихрителя; d - диаметр аппарата.
Влияние орошения на снижение интегрального параметра крутки можно учитывать в виде величины А:
(14)
А L — = 0,18 — П G
L/G
Рис. 5. Зависимость коэффициента сопротивления рабочей зоны вихревого аппарата от соотношения нагрузок по жидкости и газу: ё =100 мм; А = 2,17; 1/ё =2,85; Швх, м/с: 1 - 20; 2 -25; 3 - 30; 4 - 35; 5 - 40.
Изменение степени крутки потока по длине вихревого аппарата оказывает влияние на его гидравлическое сопротивление и эффективность очистки газа. Для оценки степени крутки потока в произвольном сечении наиболее широкое распространение получил интегральный параметр крутки [5]:
где M = 2пр J r2WzW^ dr - осевая составляющая
момента количества движения;
Относительный интегральный параметр крутки в произвольном сечении аппарата может быть вычислен путем вычитания величины А / ß н
из отношения ß / ß н для однофазного потока.
Формулы (13) и (14) справедливы для значений l/d = 0...8 и L/G = 0...2 кг/кг.
ЛИТЕРАТУРА
1. Щукин В.К., Халатов А. А. Теплообмен, массооб-мен и гидродинамика закрученных потоков в осе-симетричных каналах. М.: Машиностроение. 1982. 200 с.
2. Овчинников А.А., Николаев Н.А. // Изв. вузов. Химия и хим. технология. 1976. Т. 19. Вып. 1. С. 130-134.
3. Вулис Л.А., Устименко Б.П. Теплоэнергетика. 1951. Вып. 9. С. 19-22.
4. Овчинников А.А., Николаев Н.А. Изв. вузов. Химия и хим. технология. 1976. Т. 19. Вып. 1. С. 130133.
5. Ахмедов Р.Б. Аэродинамика закрученной струи. М.: Энергия. 1977. 240 с.
0.6
Кафедра процессов и аппаратов химических производств
