Исследование гидродинамики и процесса сепарации в барботажно-вихревом аппарате Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 532.527

Р. Р. Усманова, Г. Е. Заиков

ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ И ПРОЦЕССА СЕПАРАЦИИ

В БАРБОТАЖНО-ВИХРЕВОМ АППАРАТЕ

Ключевые слова: барботажно-вихревой аппарат; лопасти завихрителя; гидравлическое сопротивление; эффективность

газоочистки; закрутка потока.

Проведено исследование основных факторов, оказывающих влияние на гидродинамическую структуру потока. Рассмотрены конструктивные параметры интенсивности крутки, полученные для различных профилей лопастей завихрителя. Выполнено сравнение сепарационных возможностей различных видов завихрителей.

Keywords: bubble-vortex apparatus; of the swirler vanes; the hydraulic resistance; the effectiveness of gas cleaning; twist the flow.

Research of basic factors affecting the hydrodynamic flow pattern. Constructive of swirl flow intensity parameters obtained for the different the blades of the swirler. Are compared possibilities of various types of separation of swirlers.

1. Состояние вопроса, актуальность

Многоступенчатые вихревые аппараты (ВА) с общим противоточным движением взаимодействующих потоков по конструкции аналогичны колоннам барботажного типа, но имеют и некоторые отличия, обусловливающие их преимущества [1]. Во-первых, на тарелках фиксируются контактные устройства (КУ) прямоточного взаимодействия фаз. Газ с высокой скоростью входит в КУ, захватывает жидкость, поступающую через специальные каналы, и образует с ней совместное однонаправленное движение. На выходе из контактного устройства поток газа разделяется с жидкостью.

При условии прямоточного взаимодействия потоков, жидкость из области контакта выводится на большой скорости. Испытания показали, что наиболее эффективное отделение жидкости от газа достигается в поле центробежных сил. Во-вторых, вихревые аппараты характеризуются наличием вихревого, поступательно-вращательного движения в КУ. Значительная скорость легкой фазы, захватывающей жидкость в прямоточное движение, а также эффективная сепарация фаз при взаимодействии в вихревом потоке, позволяют в 5-8 раз усилить массоперенос и повысить пропускную способность аппарата.

В аппаратах с нисходящим прямотоком жидкость и пар (газ) в зоне контакта движутся сверху вниз, поэтому они могут работать в очень широком интервале нагрузок по жидкости и газу. Но в этом случае для сохранения общего противотока в аппарате требуются дополнительные каналы для подвода газа (пара) на вышележащие ступени. Поэтому такие аппараты рекомендуются для процессов с большим удельным расходом жидкости, а также для процессов газоочистки с одной ступенью контакта [2].

В аппаратах с перекрестным прямотоком происходит локальное однонаправленное движение потоков, как правило, с последующей центробежно-гравитационной сепарацией. Предельная скорость легкой фазы в аппаратах этого типа составляет от 6 до 10 м/с. Такие аппараты целесообразно использовать, например, в процессах со значительными тепловыми

эффектами [2,3]. Наиболее высокой производительностью обладают ВА с восходящим прямотоком.

В зоне контакта таких аппаратов скорость легкой фазы составляет при средних давлениях от 15 до 40 м/с. Они широко применяются в промышленности и являются наиболее перспективными.

2. Закономерности движения газа и жидкости в вихревом потоке

Исследования показывают [4], что профили скоростей газового потока для геометрически подобных завихрителей автомодельны по диаметру контактного устройства и расходу газа. В установившемся потоке выделяют приосевую зону квазитвердого вращения и периферийную зону потенциального вращения с соответствующими приближенными профилями:

Wv = WL

Wr =W'7

= W"

(1)

W

v

(4/ = \/\/т-^--

V V г '

где и - максимальные значения окружной (тангенциальной) и осевой скоростей газа соответственно; гь - радиус зоны квазитвердого вращения.

Профили скоростей непосредственно над осевым завихрителем, где формируется вихревой поток, предложено описывать приближенными уравнениями:

6 (1 -г\г -е) . В

7 (1 % 51 пВ (1 -е) (2)

\Нг 6 (1 -Т)г-е) В

^ f (1 -е)2 Р

где - среднерасходная скорость; г = 2гО -относительный радиус; е = С/О - относительный диаметр втулки.

Наличие окружной скорости обусловливает появление радиального градиента давления: д_Р_ РГЩ дг Г где р„ - плотность газа.

(3)

Используя уравнение (1) и учитывая, что f=cosв, можно найти разность давлений AP между периферийной (г=1) и приосевой (г=0) зонами:

АРГ = 6/7

2

(4)

Под действием радиального градиента давления у завихрителя возможно образование зоны обратного течения. Жидкость в КУ с периферийной подачей движется в виде пленки по винтовой линии, средняя толщина этой пленки а находится по уравнению [5]:

= 16,46 -10"

= 16,6 -10"

Я

СОЭ Р

Я

Я

СОЭ Р

СОЭ Р

я

СОЭ Р

-< 11

(5)

> 1,1

где ц - динамическая вязкость жидкости, Н/см2; q -плотность орошения,м3/м-ч.

В литературе приводятся подробные сведения по гидродинамике пленочного течения [1, 2, 5].

При вводе жидкости в центральную часть КУ она дробится на капли, средний диаметр которых d определяется по уравнению:

<7/2

С/

— = 005 -,—Ч О \pgWiD)

(6)

где с - поверхностное натяжение.

Под действием центробежных сил капли движутся к периферии и образуют на стенке контактного цилиндра пленку, параметры которой определяются из уравнения (5).

Высота, на которую поднимаются капли, рассчитывается по соотношению:

0,2501 п (7)

Время пребывания капель в вихревом потоке зависит от радиальной скорости уг, изменение которой может быть найдено по приближенной зависимости:

( У

Л;

Ра

Р/С/

■■ П

+ п2 г

(8)

где р/ - плотность жидкости; £ - коэффициент сопротивления капли.

Для характеристики интенсивности крутки воздушного потока, создаваемой различными завихрителями, обычно используются

среднерасходные значения скорости потока, определяемые по геометрическим характеристикам аппаратов. Описание закручивающей способности завихрителя в зависимости от его геометрических элементов дал в своей работе Д. А. Абрамович [6].

Для расчета центробежных форсунок предложен геометрический безразмерный параметр А:

А =

(9)

где и Ша - средерасходные значения тангенциальной и аксиальной компонент скорости; Я, I -геометрические размеры завихрителя.

Параметр А оценивает закрутку в устройствах с камерным завихрителем, когда воздух вводится в камеру строго тангенциально.

Необходимо учитывать реальную крутку струи, выражаемую параметром:

к = — (10)

/С-/?

где М - момент количества движения; К - количество движения; Я - радиус на выходе из завихрителя.

Кроме конструктивных параметров закрученный поток в пылеуловителе характеризуется: 1. степенью неравномерности распределения скоростей

¥ =

т

(11)

ср

2. наличием зоны обратных токов;

3. углом подъема потока по спирали в, который дает косвенную характеристику степени закрученности потока;

4. соотношением аксиальной и тангенциальной составляющих скорости в пристенном слое на границе раздела фаз (газожидкостная пленка), определяющим критические режимы работы аппарата.

3. Экспериментальные исследования и методика проведения эксперимента

Большинство известных методов расчета и проектирования вихревых аппаратов для проведения процессов сепарации основываются на методах лабораторного моделирования и теории подобия. Структура потоков в вихревых аппаратах, их показатели работы (эффективность тепло и массообменных процессов, гидравлическое сопротивление и др.) определяются конструкцией и размерами вихревых аппаратов, и режимами их работы.

Методы расчета, основывающиеся на математических моделях, ускоряют процесс разработки и проектирования вихревых аппаратов, выбора их рациональной конструкции для решения заданной технологической задачи.

В любых вихревых аппаратах потери давления считаются одной из основных характеристик, знание которой необходимо для выбора тягодутьевых устройств, оценки эффективности энергозатрат, сравнения различных способов проведения тепло и массообменных процессов, конструирования аппаратов, их элементов и систем.

Потери давления в вихревых аппаратах складываются из потерь: во входных патрубках; в завихрителях; на трение в сепарационной камере и бункере аппарата; при входе газа в выхлопной патрубок и в нем; дополнительных потерь на трение в газоходе. При этом преобладающими будут потери в завихрителе и на выходе. Этот факт подтверждается результатами испытаний вихревых аппаратов [7] с различной относительной высотой вихревой камеры. Потери давления в завихрителе зависят от его геометрических характеристик и степени закрутки газа. Потери на выходе газа зависят от закрутки в вихревой зоне и степени пережима потока на выходе из аппарата.

Разработана экспериментальная установка

(рис.1).

Рис. 1 - Схема экспериментальной установки: 1 -электродвигатель; 2 - вентилятор; 3 - калорифер; 4 - вихревая камера; 5 - центробежные форсунки; 6 - бункер пыли; 7 - диафрагмы; 9 - термометр; 8, 10, 11 - манометры; 12 - вентиль

Цель экспериментальных исследований заключалась в определении влияния конструктивных параметров завихрителя, удельного орошения, режимов работы аппарата на гидравлическое сопротивление и аэродинамику газожидкостного потока.

Были выполнены исследования по определению расхода и запыленности газового потока, замеры потерь давления и отбор проб для расчета дисперсного состава пыли. Запыленность газодисперсной смеси определялась методом внешней фильтрации. Для соблюдения условий изокинетичности отбора проб посредством пневмометрической трубки МИОТ делали предварительные замеры скорости движения газа в газоходе. При этом учитывалось, чтобы зонд отбора проб был правильно установлен по отношению к току взвеси, что предотвращает забивание отверстия частицами пыли.

В процессе эксперимента каждый фильтр взвешивали до и после замера с помощью аналитических весов. Запыленность газа 2, г/м3 определяли по увеличению веса фильтра Ат по формуле:

2 = 1000(Ат + т ^ где 0> - расход газа, м3/с; т - масса пыли, осевшей за время отбора в пробозаборной трубке, г; t - время отбора, с.

Расход газа Q (в м3/с) вычисляли по формуле:

Я=» Б,

где и - скорость газового потока в месте отбора проб, м/с; Б - площадь поперечного сечения газохода, м2.

Скорость газового потока рассчитывалась по динамическому давлению:

р

где Рд - динамическое давление, Па; р - плотность газа, кг/м3.

Измерение гидравлического сопротивления проводилось с помощью пневмометрических трубок. На входе в трубку измеряемое давление Рд

РД =

ри

Р + ЛР

где Р - величина статического давления газа, АР -величина давления в передней части зонда, обусловленное замедлением частиц в зоне

торможения. Эта величина может быть пренебрежимо малой, если наружный диаметр зонда также мал. Следовательно, при соответствующем расположении зонда для измерения давления на входе в зонд возможно достаточно точно измерить давление торможения газовой фазы. Отверстие для отбора давления допускается достаточно большим и может быть расположено вблизи среза трубки.

3. Обсуждение результатов экспериментальных исследований

В результате экспериментальных исследований определялось влияние угла наклона лопастей завихрителя на эффективность очистки газа. Эксперимент проводился при скорости газодисперсного потока от 15 до 40 м/с, количество лопаток завихрителя - 4 шт. с наклоном в диапазоне 25°.. .65° (Рис.2).

Прямой

Синусоидальный

Гиперболический

Рис. 2 - Исследуемые профили лопастей завихрителя

Наибольшее значение эффективности очистки газа (до 80%) достигается при наклоне лопаток завихрителя на угол 40° .45° и скорости пылевоздушного потока 25 м/с. С точки зрения расхода энергии, за оптимальное значение угла наклона лопаток можно принять 45°, несмотря на относительно высокую степень очистки при значении угла в 35°. Это объясняется ростом величины гидравлического сопротивления, которое опережает рост эффективность очистки газа и составляет 800 Па при значении угла в 35° и 550 Па для угла наклона лопаток 45°.

V, м/с "

Рис. 3 - Зависимость степени очистки газа (тт) от угла наклона лопастей завихрителя и скорости газа (3 профиля)

и =

В результате исследований была установлена зависимость гидравлического сопротивления БВА от скорости газодисперсного потока. С ростом скорости газодисперсного потока до 27 м/с степень очистки повышается до 78 %. Последующее увеличение скорости в диапазоне от 30 м/с до 40 м/с сопровождается понижением эффективности сепарации до 63%. Одновременно с увеличением скорости газодисперсного потока повышается и гидравлическое сопротивление аппарата от 578 до 1425 Па. Оптимальный результат можно видеть при скорости 25 м/с, в этом случае эффективность очистки составляет 78%, при потерях напора не более 1200 Па.

ä? 1® S 3«

р 70

В

в #

Л

cd -

М tu Я К

1,0 tu И в Н н о

Он

0,5 g

и

40

Скорость газового потока, м/с

Рис. 4 - Зависимость эффективности газоочистки П и потерь давления (АР) от входной скорости газового потока

Экспериментальное определение

коэффициента гидравлического сопротивления £ с учетом различных конструктивных вариантов завихрителя и параметра закрутки К подтвердило предположение, что наиболее оптимальным по энергозатратам и эффективности сепарации является завихритель параболического профиля. При коэффициенте закрутки К=0,6 он обеспечивает потери напора до 500Па и эффективность очистки 77%.

Выводы

1. Анализ известных конструкций вихревых контактных устройств позволил выявить основные факторы (нагрузка по жидкой фазе, пережим и отрыв потока, размеры выходного патрубка), оказывающие влияние на аэродинамическую структуру потока.

2. Экспериментально установлено, что угол наклона лопастей завихрителя оказывает сильное влияние на структуру потока. Общим для профилей скоростей в завихрителях различного вида является тот факт, что, с увеличением интенсивности крутки, возрастают значения тангенциальных составляющих скорости газа. Рассмотрены конструктивные параметры интенсивности крутки, полученные для различных типов завихрителей.

3. Сравнение сепарационных возможностей завихрителей различных типов выявило наиболее выгодный параболический профиль, обеспечивающий высокую производительность по очищенному газу и эффективность пылеулавливания.

Литература

1. Тарат Э.Я. Интенсивные колонные аппараты для обработки газов жидкостями. Л.: ЛГУ, 1986. - 240 с.

2. Идельчик И.Е. Аэрогидродинамика технологических аппаратов. М.: Машиностроение, 1983. - 351 с.

3. Васильев О.Ф. Основы механики винтовых и циркуляционных потоков. М.: Госэнергоиздат, 1978. - 144 с.

4. Зайцев В.И. О критериях подобия процессов в гидроциклонах. Изв. вузов. 1982. 10. С. 77-82.

5. Ужов В.М., Вальдберг В.Н. Очистка газов мокрыми фильтрами. М.: Химия, 1982. - 248 с.

6. Абрамович Г.Н. Прикладная газовая динамика. М.: изд-во технико-теор. литературы. 1953. - 493с.

7. Пазин Л. М., Либина В. Л. Промышленная и санитарная очистка газов. М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ. 1987. 5. -23 с.

© Р. Р. Усманова - канд. техн. наук, доц. каф. СМ Уфимского госуд. авиационного технич. ун-та, regina.uu2012@yandex.ru; Г. Е. Заиков - д-р хим. наук, проф. каф. ТПМ КНИТУ, chembio@sky.chph.ras.ru.

© R. R. Usmanova - She is currently Associate Professor of the Chair of Strength of Materials at the Ufa State Technical University of Aviation in Ufa, Bashkortostan, Russia, regina.uu2012@yandex.ru; G. E. Zaikov - DSc. Professor of the Chair Plastics Technology Kazan National Research Technological University, chembio@sky.chph.ras.ru.