CC BY
68
Оригинальная статья /Originalarticle УДК: 536.24
DOI: 10.21285/1814-3520-2016-9-95-102
МОДЕЛИРОВАНИЕ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ СЕПАРАТОРОВ ПЫЛЕСИСТЕМ КОТЛОВ ПК-24 И ТП-81
© С.Д. Иванов1, А.Н. Кудряшов2, В.В. Ощепков3
Иркутский национальный исследовательский технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск ул. Лермонтова, 83.
РЕЗЮМЕ. ЦЕЛЬ. Рассмотреть аэродинамику пылевоздушной смеси в центробежных сепараторах разных диаметров с целью определения зависимостей аэродинамического сопротивления от параметров потока. МЕТОДЫ. Проведено математическое моделирование сопротивления сепараторов на основе экспериментальных данных. При моделировании был использован пакет прикладных программ FlowVision HRC. РЕЗУЛЬТАТЫ. Получены критериальные уравнения, выражающие функциональные зависимости аэродинамического сопротивления от средней скорости витания и среднего диаметра частиц, которые показывают хорошую корреляцию с экспериментальными данными. ВЫВОДЫ. Установлено, что полное аэродинамическое сопротивление при восходящем пневмотранспорте складывается из сопротивления трения и сопротивления инжекции пылеугольных частиц. Ключевые слова: пылевоздушная смесь, центробежный сепаратор, аэродинамическое сопротивление, сопротивление трения, сопротивление инжекции, скорость витания.
Формат цитирования: Иванов С.Д., Кудряшов А.Н., Ощепков В.В. Моделирование аэродинамического сопротивления сепараторов пылесистем котлов ПК-24 и ТП-81 // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2016. Т. 20. № 9. С. 95-102. DOI: 10.21285/1814-3520-2016-9-95-102
MODELING DRAFT LOSS OF PK-24 AND TP-81 BOILERS PULVERIZED COAL SYSTEM SEPARATORS S.D. Ivanov, A.N. Kudryashov, V.V. Oshchepkov
Irkutsk National Research Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russia.
ABSTRACT. THE PURPOSE of the article is to consider the aerodynamics of the air-and-coal mixture in centrifugal separators of different diametersin order to determine the dependences of draft loss on flow parameters. METHODS. A mathematical modeling of separator frictional loss is carried out on the basis of experimental data. The software package FlowVision HRC is used in the simulation. RESULTS. Criterial equations expressing functional dependences of the draft loss on the average hovering velocity and average diameter of particles are obtained. They demonstrate good correlation with experimental data.CONCLUSIONS. It is found that the total draft loss under the pneumatic transport upflow is the sum of the resistance of coal dust particles to friction and injection.
Keywords: air-and-coal mixture,centrifugal separator, draft loss, frictional resistance, resistance to injection, hovering velocity
For citation: Ivanov S.D., Kudryashov A.N., Oshchepkov V.V. Modeling draft loss of PK-24 and TP-81 boilers pulverized coal system separators. Proceedings of Irkutsk State Technical University, 2016, vol. 20, no. 9, pp. 95-102. (In Russian) DOI: 10.21285/1814-3520-2016-9-95-102
Введение
Аэродинамика дисперсных потоков является одним из важнейших направлений современной науки. Определение за-
кономерностей транспорта газовзвесей имеет большое значение при расчете различных конструктивных элементов в объек-
1
Иванов Сергей Дмитриевич, кандидат физико-математических наук, доцент кафедры теплоэнергетики Института энергетики, e-mail: [email protected]
Ivanov Sergey, Candidate of Physical and Mathematical sciences, Associate Professor of the Department of Heat Power Engineering of the Institute of Power Engineering, e-mail: [email protected]
2Кудряшов Александр Николаевич, кандидат технических наук, доцент, заведующий кафедрой теплоэнергетики Института энергетики, e-mail: [email protected]
Kudryashov Alexander, Candidate of technical sciences, Associate Professor, Head of the Department of Heat Power Engineering of the Institute of Power Engineering, e-mail: [email protected]
3Ощепков Василий Владимирович, аспирант, e-mail: [email protected] Oshchepkov Vasiliy, Postgraduate, e-mail: [email protected]
тах энергетической промышленности.
Исследованию процессов переноса в газодисперсных потоках посвящено довольно большое количество работ (например, [1-5]), но практически все они носят
теоретический характер, обоснованный экспериментами на лабораторных установках малой производительности. Течение газодисперсных потоков в реальных объектах энергетики мало изучено.
Цель и методы исследования
В данной статье описывается моделирование аэродинамического сопротивления сепараторов пылесистем котлов ПК-24 ТЭЦ-10 и ТП-81 ТЭЦ-9 ПАО «Иркутскэнерго» диаметром 3,3 и 4,25 м, соответственно, с целью получения критериальных уравнений сопротивления. Схема центробежного сепаратора пыли ТКЗ-ВТИ представлена на рис. 1. Конструктивным размером, определяющим типоразмер сепаратора, является его диаметр Осе [6].
Моделирование производилось на
основе экспериментальных данных тепловых испытаний этих пылесистем, представленных в работах [7, 8]. При этом авторами работы [7] давление измерялось на отметках после шаровой барабанной мельницы и после сепаратора, то есть показания включают перепад давления на сепаратор и на вертикальный пылепровод от мельницы до сепаратора. Чтобы выделить перепад давления пылепровода, воспользуемся формулой для восходящего пневмотранспорта частиц [2]:
Рис. 1. Схема центробежного сепаратора ТКЗ-ВТИ Fig. 1. Diagram of the TKZ-VTI centrifugal separator
f = 1 +1,7-10-
f0 VPt
ReBfRe-0,81!^ I + f-^Fr
где 4 - коэффициент гидравлического сопротивления пылевоздушной смеси; 4 = 0,316/Яе1/4 - коэффициент гидравлического сопротивления воздуха; Яе = 40 /(жЩ) - критерий Рейнольдса для воздуха; о - массовый расход воздуха, кг/с;0 - диаметр пылепровода, м; П - динамическая вязкость воздуха, Па с; р
о
- плотность воздуха, кг/м3; рт - плотность
о
угольных частиц, кг/м3; Яеви = /у -
критерий Рейнольдса для частицы с характерной скоростью витания ; ^ - средний диаметр частиц угольной пыли, м; у -
о
кинематическая вязкость воздуха, м2/с; / -массовая концентрация пыли после шаровой барабанной мельницы, кг/кг;
Бг = gD / м2 - число Фруда; g - ускорение свободного падения, м/с2; м - скорость воздуха, м/с.
Перепад давления на пылепровод был вычислен по формуле I рм! 2
АР =Е
^^ пп
D 2
(1)
где / - длина пылепровода, м (в данном случае равна 30 м).
Чтобы найти сопротивление сепаратора АРсе, из экспериментальных данных о перепаде давления на участке «после мельницы - после сепаратора» Арп_се
вычли найденный по формуле (1) перепад давления на пылепровод Ар,:
АР =АР —АР .
се пп-се пп
В работе [8] приведены данные измерений сопротивления отдельного сепаратора.
Для исследования аэродинамического сопротивления сепаратора был использован пакет прикладных программ FlowVision HRC.
Трехмерная модель расчетной области, представляющей собой проточную часть сепаратора пыли, была построена в системе автоматизированного моделирования Компас 3D (рис. 2).
В программе FlowVision HRC для данной области была задана стандартная k-£-модель турбулентной несжимаемой жидкости.
Для задания плотности и динамической вязкости использовалась модель гомогенной смеси угольной пыли и воздуха (приближение несжимаемой гидродинамики).
Рис. 2. Трехмерная модель сепаратора с векторным полем скоростей Fig. 2. Three-dimensional model of the6 separator with the vector field of velocities
0,33
т
Плотность смеси описывалась следующим уравнением:
Рсм =(1 - а)Р + аРт.
где а - объемная доля угольной пыли.
Динамическая вязкость пылевоз-душной смеси определялась по формуле
Эйнштейна:
Псм =(1 + 5,5а)П-
Скорость смеси в данной модели равна скорости воздуха:
w = w.
см
Результаты исследования и их обсуждение
В результате расчетов были получены данные по перепаду давлений от входа до выхода сепаратора (потери сопротивления на трение частиц ДРтр).
Полученные данные ДPтP были обработаны так, чтобы выявить их зависимость от критерия Рейнольдса Ресм. Данная зависимость показана на рис. 3.
Критерий Рейнольдса для смеси вычислен по формуле:
Кесм = 4G см /(П Dк Псм),
где Gcм - массовый расход пылевоздушной смеси, кг/с; Dк = 0,25Dcе - диаметр кольцевого канала в сепараторе, м.
Аппроксимация полученных точек линейной зависимостью дает следующее критериальное уравнение:
ln
ЛР
тр
и ЛР
"се с
= 0,657 InRecM -7, (2)
см У
где - массовая концентрация пыли по-
о
сле сепаратора, кг/кг; ДPcм = Рсм^см2/2 - динамическое давление смеси, Па.
Потери сопротивления трения пылевоздушной смеси в сепараторе, определяемые из уравнения (2), рассчитываются как
ЛРтр = 9,12-10-4 и
АЛ
тр
■'см" см ^^0,657
2
Вторая составляющая общего сопротивления складывается из потерь сопротивления на инжекцию частиц в поток ДPИн. Частицы угольной пыли при движении ударяются о стенки сепаратора, теряют свою скорость и выпадают из основного потока. Для возврата (инжекции) частиц обратно в поток нужно затратить дополнительную энергию (сопротивление на ин-жекцию).
Рис. 3. Зависимость потерь давления на трение АРтр от критерия Рейнольдса ReCM:
▲ - для сепаратора 4,25 м; ■ - для сепаратора 3,3 м Fig. 3. Dependence of pressure losses due to friction APfr on the Reynolds criterion Remixure: ▲ - for 4,25 m separator; ■ - for 3,3 m separator
Полагаем, что перепад давления ДPИн, связанный с инжекцией в поток частиц пыли, заторможенных в результате взаимодействия со стенками канала, функционально зависит от массовой концентрации пыли плотности частиц рт и скорости витания частиц wви:
^ин = /Рт, ^ви )-
Скорость, необходимая для инжектирования частицы в поток, равна скорости витания и определяется по формуле [3]:
4 dT Рт-р w„„ = .l-g- т т
^ £
Р
(4)
где - коэффициент сопротивления одиночной сферической частицы.
Коэффициент сопротивления £т зависит от числа Рейнольдса Реви [3]:
£ = 24/ReBH при ReBH < 0,2
(5)
4 = 21/Re,, + 6 / Re0H5 + 0,28
при 0,1 < ReBH < 4000. (6)
Подставив (5) в (4), получили скорость витания в первой области (при Кеви < 0,2):
Wu = ^ gdT —.
18 pv
Чтобы найти скорость витания во второй областимви2 (при 0,1 < Кеви < 4103), было составлено уравнение:
21Re_+6Re3U2 + 0,28Re^ = Re2uo, (7) где ReBu0 = wBu0 dT/v - число Рейнольдса по скорости витания
W„o =1,155 VgdT (—, -—)/—.
Аппроксимация решения уравнения (7) имеет следующий вид:
ReBu2 = (0,568 + 0,133Re2uo+0,00045 Re^)2.
Скорость витания во второй области
М- -Reви2 ^ ^ви2 --•
v
Поскольку угольная пыль является полидисперсной средой, необходимо найти средний диаметр частиц и среднюю скорость витания частиц. Для этого необходимо знать плотность распределения частиц по размерам. Анализ многочисленных зерновых характеристик размола различных видов топлив показал, что кривые распределения хорошо описываются следующим уравнением [4, 6]:
R = е
-bx"
(8)
где Rx - остаток на каком-либо сите; Ь и п- опытные коэффициенты, характеризующие соответственно тонкость помола и равномерность зернового состава (показатель полидисперсности), постоянные для данного топлива и данного метода размола величины (определяются рассевом навесок пыли на двух ситах, чаще используют сита с размером ячеек 90 и 200 мкм); x- размер частиц, м.
Экспериментальные значения Rдo и R200 после сепаратора представлены в отчетах [7, 8], по ним определяли соответствующие значения параметров Ь и п.
Продифференцировав уравнение (8) по размерам частиц x, получили функцию плотности распределения частиц пыли по размерам:
"-1 - b x "
F(b, n, x) = -dR/dx = nbxn-1e Тогда средняя скорость витания
равна
<Wbh > = j Wbh (x) F (b, ", x)dx +
о
j Wb„ (x)F(b, ", x)dx,
X|
+ I w
где х1 = (0,2• l8pv2/(pтg))0•33 - граничное
значение диаметра частиц при Ре5 = 0,2, м; xmax - максимальный диаметр частиц, м (в рассматриваемом случае 0,0005 м). Средний диаметр частиц
хтах
)- { х F(Ь, п, х)ёх.
равна
x
x1
0
Потери сопротивления на инжекцию частиц пылиДРин были получены путем вычитания из экспериментальных данных полного сопротивления сепаратора ДРэк, представленных в отчетах [7, 8], потерь сопротивления на трение ДРтр:
ДРин = ДРэк - ДРтр.
Полученные данные обрабатывались таким образом, чтобы выявить функциональные зависимости от средней скорости витания частиц <-мви) и среднего
диаметра частиц пыли ):
ДРин = Я (мви ) ), ДРин = /( «) ).
Найденные зависимости показаны на рис. 4.
Аппроксимация точек линейной зависимостью дает следующие критериальные уравнения:
ln
' АР >
_ин
ч^1;5АРсм у
= 2,816 + 0,317 ln
V{W>* у
; (9)
ln
f АР >
_ин
ч^1;5АРСм у
= 2,816 + 0,317ln
vd >* у
. (10)
где (м)* = у / ^ - характерная средняя скорость витания частиц при Reв = 1, м/с; (йт)* =у/мш - характерный средний диаметр частиц при Reв = 1, м.
Потери давления на инжекцию заторможенных частиц в основной поток, определяемые уравнениями (9) и (10), равны:
а б
Рис. 4. Зависимость сопротивления инжекции частиц пыли APum: а - от средней скорости витания частиц (wBH }; б - от среднего диаметра частиц угольной
пыли {dT >: ▲ - для сепаратора 4,25 м; ■ - для сепаратора 3,3 м Fig. 4. Dependence of APinj dust particle injection resistance: а - on the average hovering velocity of particles < wBH }; b - on the average diameter of coal
dust particles {d >: ▲ - for 4,25 m separator; ■ - for 3,3 m separator
400 800 1200 1000 2000
Рис. 5. Сравнение экспериментальных и расчетных данных по потерям давления: ▲ - для сепаратора 4,25 м; ■ - для сепаратора 3,3 м Fig. 5. Comparison of experimental and calculated data on pressure losses: ▲ - for 4,25 m separator; ■ - for 3,3 m separator
АРИН = 16,7д
1,5 PcmW
ДРШ =16,7д
2
1,5 PcmW
2
)
(wbu /
(d ) d )*
Y
V \ ви / J
\0,317
(11) (12) Заключение
Как видно из рис. 5, полученные критериальные уравнения (2), (11) и (12) показывают хорошую точность (в пределах ±20%).
Сформулируем основные результаты:
- разработана модель аэродинамического сопротивления сепараторов пылесистем котлов ПК-24 и ТП-81;
- найдена экспериментальная зависимость потерь давления трения ДРтр от числа Рейнольдса Re™ (3);
- получены экспериментальные зависимости потерь давления на инжекцию частиц пыли ДРин от средней скорости витания (11) и среднего диаметра частиц (12) для сепараторов диаметрами 4,25 и 3,3 м;
- погрешность вычислений по данным уравнениям составляет порядка 20%.
1. Дзядзио А.М., Кеммер А.С. Пневматический транспорт на зерноперерабатывающих предприятиях. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Колос, 1967. 295 с.
2. Сукомел А.С., Цветков Ф.Ф., Керимов Р.В. Теплообмен и гидравлическое сопротивление при движении газовзвеси в трубах. М.: Энергия, 1977. 192 с.
3. Stegmaier W. Zur Berechnung der horizontalen pneumatischen Förderung feinkörniger Feststoffe, fördern und heben Fördertechnik und Materialfluß // Systeme für Produktion, Lager und Transport, 1978. Vol. 28. No. 5-6. P. 363-366.
4. Левит Г.Т. Пылеприготовление на тепловых электростанциях. М.: Энергоатомиздат, 1990. 384 с.
5. Зайчик Л.И., Алипченков В.И. Статистические мо-
кии список
дели движения частиц в турбулентной жидкости. М.: Физматлит, 2012. 312 с.
6. Кисельгоф М.Л., Соколов Н.В. Расчет и проектирование пылеприготовительных установок котельных агрегатов (нормативные материалы). Л.: ОНТИ ЦКТИ, 1971. 312 с.
7. Елизаров В.В., Александров Б.А., Александров В.Б. Отчет по тепловым испытаниям котла ПК-24 ст. № 7 Иркутской ТЭЦ-10 при сжигании азейского угля. Иркутск: РЭУ «Иркутскэнерго», 1975. 112 с.
8. Елизаров В.В., Сеннов В.П. Отчет по тепловым испытаниям котла ТП-81 и пылесистемы 5А Иркутской ТЭЦ 9. Иркутск: РЭУ «Иркутскэнерго», 1970. 234 с.
Rereferences
1. Dzyadzio A.M., Kemmer A.S. Pnevmaticheskii transport na zernopererabatyvayushchikh predpriyati-yakh [Pneumatic conveying at grain processing enterprises]. Moscow, Kolos Publ., 1967, 295 p. (In Russian)
2. Sukomel A.S., Tsvetkov F.F., Kerimov R.V. Teploo-bmen i gidravlicheskoe soprotivlenie pri dvizhenii gazovzvesi v trubakh [Heattransferandhydraulic frictio-nunder gassuspension flow inpipes]. Moscow, Energiya Publ., 1977, 192 p. (In Russian)
3. Stegmaier W. Zur Berechnung der horizontalen pneumatischen Förderung feinkörniger Feststoffe, fördern und heben Fördertechnik und Materialfluß // Systeme für Produktion, Lager und Transport, 1978, vol. 28, no. 5-6, pp. 363-366.
4. Levit G.T. Pyleprigotovlenie na teplovykh el-ektrostantsiyakh [Dust preparation at thermal power plants].Moscow, Energoatomizdat Publ., 1990, 384 p. (In Russian)
5. Zaichik L.I., Alipchenkov V.I. Statisticheskie modeli dvizheniya chastits v turbulentnoi zhidkosti [Statistic
Критерии авторства
Авторы заявляют о равном участии в получении и оформлении научных результатов, а также в равной мере несут ответственность за плагиат.
Конфликт интересов
Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
Статья поступила 04.07.2016 г.
models of particle motion in turbulent fluid].Moscow, Fizmatlit Publ., 2012, 312 p. (In Russian)
6. Kisel'gof M.L., Sokolov N.V. Raschet i proektirovanie pyleprigotovitel'nykh ustanovok kotel'nykh agregatov (normativnye materialy) [Calculation and design of boiler dust preparation plants (standards)].Leningrad: ONTI TsKTI Publ., 1971, 312 p. (In Russian)
7. Elizarov V.V., Aleksandrov B.A., Aleksandrov V.B. Otchet po teplovym ispytaniyam kotla PK-24 st. N 7 Irkutskoi TETs-10 pri szhiganii azeiskogo uglya [Report on the thermal tests of PK-24 boiler at the station no. 7 of Irkutsk CHP-10 under Azeisky coal combustion]. Irkutsk, REU "Irkutskenergo" Publ., 1975, 112 p. (In Russian)
8. Elizarov V.V., Sennov V.P. Otchet po teplovym ispytaniyam kotla TP-81 i pylesistemy 5A Irkutskoi TETs 9 [Report on the thermal tests of TP-81 boiler and 5A dust system at the Irkutsk CHP-9]. Irkutsk, REU "Irkutskenergo" Publ., 1970, 234 p. (InRussian)
Authorship criteria
Authors declare equal participation in receiving and registration of scientific results and also equally bear responsibility for plagiarism.
Conflictofinterest
Authors declare no conflict of interest.
The article was received on 07 July 2016
