CC BY
22
получаемого в увлажнителе, перегреваемого в нагревателе и конденсируемого пара. Такая увязка должна быть сделана при выборе и ра-
счете конструкций всех аппаратов, участвующих в цикле установки. Она является задачей наших дальнейших исследований и разработок.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Govindan, P.N. Status of humidification dehumid-ification desalination technology [Текст] / Govindan P.N., McGovern R.K., Thiel G.P. [et al.] // Proc. of World Intern. Desalination Association (IDA) Congress.— Perth, Western Australia.— September 4-9, 2011.— 20 p.
2. Арефьев, К.М. Определение коэффициента диффузии паров кадмия и магния в газах методом Стефана [Текст] / К.М. Арефьев, М.А. Гусева, Б.М. Хомченков // Теплофизика высоких температур.— 1987. Т. 25. № 2.— С. 250-255.
3. Теоретические основы теплотехники. Теплотехнический эксперимент [ Текст]: Справочник / Под общ. ред. чл.-корр. АН СССР В.А. Григорьева, В.М. Зорина.—2-е изд., перераб.— М: Энергоатомиз-дат, 1988.— 560 с.
4. Александров, А.А. Таблицы теплофизических свойств воды и водяного пара [Текст ]: Справочник / А.А. Александров, Б.А. Григорьев.— М.: Изд-во
МЭИ, 1999.- 168 с.
5. Sharqawy, M. H. The thermophysical properties of seawater: A review of existing correlations and data [Текст] / M.H. Sharqawy, J.H. Lienhard, S.M. Zubair // Desalination and Water Treatment.— 2010. Vol. 16.— P.354—380.
6. Бурцев ,С.Н. Влажный воздух. Состав и свойства [Текст ]: Учеб. пособие / С.Н. Бурцев, Ю.Н. Цветков.— СПб.: Изд-во СПбГАХПТ, 1998.— 146 с.
7. Бакластов, А.М. Тепло- и массоотдача при конденсации пара из влажного воздуха [Текст] / А.М. Бакластов, Ж.Ф. Сергазин // Известия вузов. Энергетика. 1965. № 2.— С. 59-64.
8. Смольский, Б.М. Тепло- и массообмен при конденсации водяного пара из влажного воздуха в узких каналах [Текст] / Б.М. Смольский, П.А. Новиков, Л.А. Щербаков // Инженерно-физический журнал.— 1971. Т. XXI. № 1.— С. 71-74.
УДК 532.527
Р.Р. Усманова
РАЗРАБОТКА НАУЧНЫХ ОСНОВ РАЦИОНАЛЬНОГО КОНСТРУИРОВАНИЯ АППАРАТОВ ГАЗООЧИСТКИ
Проблема очистки газовых выбросов от мелкодисперсной примеси — одна из актуальных в газоочистке и давно выдвинута на первый план экспериментальных и теоретических исследований.
Один из наиболее перспективных методов повышения эффективности пылеулавливания мелкодисперсных частиц — мокрая очистка. Для этого метода характерны сложные массообмен-ные процессы в ходе взаимодействия газодисперсного потока с каплями орошающей жидкости, в результате чего изменяются скорость и концентрация фаз, определяющие газоочистку.
Имеющиеся исследования в данной области показывают сильную чувствительность выходных характеристик к режиму и конструкции аппарата, что свидетельствует о качественно различной ги-
дродинамике потоков при разных значениях ре-жимно-конструктивных параметров.
Таким образом, систематизированное рассмотрение гидродинамики и эффективности работы вихревых аппаратов, получение и обобщение зависимостей между режимно-конструк-тивными параметрами аппарата, создание эффективных и технологичных конструкций, освоение их серийного выпуска для широкого внедрения в промышленную практику — весьма актуальны.
Разработка конструкции барботажно-вихревого аппарата с регулируемыми лопастями
Для оптимизации барботажно-вихревого аппарта были проведены экспериментальные исследования. Эксперименты проводились по
единой методике [2] сравнительных испытаний пылеуловителей на барботажно-вихревом аппарате с цилиндрической камерой длиной 0,6 м и диаметром 0,2 и 0,4 м. Барботажно-вихревой аппарат с регулируемыми лопастями (рис. 1) содержит цилиндрическую камеру 1 с входной трубой 2. В цилиндрической камере 1 установлен завихритель 3 газового потока, представляющий собой четыре лопасти, изогнутые по синусоидальной кривой. Регулировка положения лопастей 2 выполняется путем поворота эксцентриков, скрепленных с цилиндрической камерой 1 посредством пружинных шайб и контргаек [1].
Перед завихрителем газового потока установлена центральная форсунка 4, а после за-вихрителя расположены периферийные форсунки 5, в которые подается орошающая жидкость. Отвод дисперсных частиц производится по трубе перетока шлама 6 в шламосборник 7.
Барботажно-вихревой аппарат с регулируемыми лопастями работает следующим образом: запыленный газ подается в цилиндрическую камеру 1, где завихритель 3 при помощи лопастей, закрепленных в радиальных пазах стержня, отклоняет поток и придает ему вращательное движение. Под действием возникающей при этом центробежной силы дисперсные частицы перемещаются к стенкам аппарата. Для регули-
рования положения лопастей на входе и выходе каждой лопасти 3 предусмотрены два выступа, посредством которых лопасть находится в контакте с парой эксцентриков. Эксцентрики осуществляют поворот лопастей на входном и выходном участках цилиндрической камеры 1 в различных направлениях, благодаря чему лопасти 3 устанавливаются в положение, соответствующее наибольшей эффективности газоочистки.
Исследование эффективности очистки воздуха
Исследования проводились на барботажно-вихревом аппарате с цилиндрической камерой диаметрами 0,2 и 0,4 м. В качестве модельной системы были исследованы воздух и порошок талька с размером частиц й = 2—30 мкм. При этом определялись общая и фракционная эффективности очистки. Исследовалось влияние на показатель эффективности очистки режимных параметров, в качестве которых служили общий расход воздуха через барботажно-вихре-вой аппарат, расход воды, коэффициент закрутки К.
Установлено, что с увеличением расхода воздуха происходит возрастание коэффициента очистки (рис. 2).
Определены оптимальные с энергетической точки зрения границы пропускной способности
<ъ
Рис.1. Схема экспериментальной установки: 1 — цилиндрическая камера; 2 — входная труба; 3 — завихритель; 4 — центральная форсунка; 5 — периферийные форсунки; 6 — труба перетока шлама; 7 — шламосборник; 8 — циклон
л, %
D = 0,2 м
D = 0,4 м
10 12
v, м/с
Рис. 2. Зависимости эффективности очистки от скорости газового потока. Пыль: порошок талька й = 10 мкм; а = 3,64; р = 2650 кг/м3; 2 = 5 г/м3
аппарата: нижнии предел соответствует условной скорости в сечении 5 м/с, максимальный расход — скорости 15 м/с.
При работе барботажно-вихревого аппарата со скоростью ниже минимальной происходит снижение степени очистки, выше максимальной — резкий рост гидравлического сопротивления.
Установлено также влияние коэффициента закрутки завихрителя К на величину эффектив-
л, %
90
70
60
50
40
1- n = 0,7
2- n = 0,6
3- n = 0,5
10"
10- 10- 10-
10 с-у
Рис. 3. Эффективность очистки газов в зависимости от произведения параметров су при п равном 0,7 (7), 0,6 (2) и 0,5 (3)
ности пылеулавливания: с ростом K степень очистки возрастает. Определен диапазон величин K, при котором обеспечивается относительно высокая эффективность улавливания частиц: K . = 5, K = 8. При K = 1 наблюдается значи-
min ' max ^ ^
тельное снижение эффективности очистки; при K > 10 эффективность остается практически на постоянном уровне, но потери давления в аппарате существенно возрастают. Исследовано влияние диаметра аппарата на эффективность очистки: с увеличением диаметра эффективность улавливания снижается, причем, чем меньше медианный диаметр частиц, тем больше величина падения эффективности очистки. Предложена методика расчета, единая с методикой расчета циклонов [3], по которой общая и фракционная эффективность пылеулавливания может быть определена аналитически:
(1)
Л = 50 [1 + Ф(х')],
где
lg
x =-
d5o
d5ok103
D &
a2 +1
50 di6;
Лф
2 [i+Ф(х )],
где
lg
x = -
d4 k103
D ^&
a
й50 — медиана распределения частиц пыли на входе в аппарат, м; й50 — диаметр частиц, улавливаемых с эффективностью 50 %, м; — условная скорость газа в аппарате, м/с; цг — динамическая вязкость газа, Па-м/с2; рч — плотность частиц, кг/м3; й16 — диаметр частиц на входе в аппарат, при котором масса всех частиц, имеющих размер меньше й16, составляет 16 % от общей массы пыли, м; а — величина, характеризующая дисперсию частиц; к — коэффицент (для данного аппарата получено к = 34,76. При предварительных расчетах общий коэффициент очистки может быть определен графическим методом (рис. 3): используются с — функция только геометрических параметров аппарата, которая
2
может быть рассчитана для проектируемых аппаратов по известной методике [4], и Ф — модифицированный инерционный параметр, характеризующий состояние пылегазовой смеси.
й Чр ч »г
(п + 1).
18цг В
Здесь коэффициент п определяется по формуле
г т \0,3
' г
! = 1 -(1 - 0,0165В0>15)
г
283
где Тг — абсолютная температура газа, К; В — диаметр аппарата, м.
Исследование гидродинамических характеристик
Исследовались потери давления в барботаж-но-вихревом аппарате в зависимости от его ре-жимно-конструктивных параметров.
Установлено, что наиболее эффективным и экономичным является режим работы при К = 5-8 [5].
Предложена методика расчета потери давления и удельных энергозатрат на пылеулавливание, которые определяются по формулам
р а2 д р
др = Па; Е = , кВт-ч/1000 м3.
2
3600
§ = I
Ьсух
П
V
Л Г
2п
-1
1
У
V»l)
и потерь напора на транспорт жидкости
ч 0,6
зтр
.414Г .1+Л
§ = 1
Ьор
к2
'1 + рж
V Рг )
V»! )
+ 4
1 + -
к2
где Я — радиус аппарата, м; г — радиус вихря, м; Ь, С — объемные расходы жидкости и газа, м3/ч.; »1, »2 — скорость газа на входе и выходе из аппарата, м/с; в — коэффициент потери закрутки потока; К — коэффициент закрутки за-вихрителя; п — показатель вихревого движения.
Полученная формула учитывает наличие дисперсной фазы и частичную потерю закрутки потока. Учет потерь на транспорт жидкости выполнен путем формального применения принципа аддитивности §.
Интенсивность закручивания газового потока оценивалась геометрическим коэффициентом закрутки Кг,
к = 32 г л2 »ГВ'
Поскольку значение Кг не совпадает с истинным коэффициентом закрутки, то принимается следующее соотношение:
Экспериментально установлена зависимость коэффициента гидравлического сопротивления от режимных и конструктивных параметров аппарата, которая складывается из коэффициента гидравлического сопротивления «сухого» аппарата
К = 1,4 Кг0,72.
Результаты опытов представлялись графическими зависимостями гидравлического сопротивления от режимно-конструктивных параметров (рис. 4 и 5).
§
20 17 14 11
Окончательная зависимость для расчета орошаемого барботажно-вихревого аппарата выглядит так:
0,06
0,08
0,10
ОД 2 Ь/С, м3/м3
Рис. 4. Зависимость § от удельного орошения аппарата
Е ,-
АР, кПа
1000 м3 0,83 3.0 при К = 10 у
/при К = 9/
0,66 2,4 / /
0,43 1,5 / / при К = 8
0,27 1,0 ^—
0,16 0.6 при К = 6
0,08 0.3 / у у
1 1 1 1 1 1 1
15 20 0, м/с
Рис. 5. Зависимость энергозатрат на пылеулавливание и гидравлического сопротивления от скорости газа в аппарате
квт • ч
£
Расчет стоимости пылеулавливания
С помощью полученных ранее соотношений, связывающих эффективность пылеулавливания и гидравлическое сопротивление с режимно-конструктивными параметрами барботажно-вихревого аппарата, разработана методика расчета, позволяющая выбрать аппарат с такими режимными и конструктивными параметрами, при которых он бы обеспечивал требуемые технологические параметры при минимальной стоимости очистки.
Основными компонентами стоимости очистки являются стоимость пыли, не уловленной барботажно-вихревым аппаратом, (Сп) и стоимость энергозатрат на пропускание через аппарат газового потока (Сэ).
Стоимость очистки определяется по формуле С0 = С + С .
0 п э
Стоимость неуловленной пыли Сп уменьшается с ростом эффективности ц работы аппарата, с уменьшением начальной концентрации пыли и с уменьшением стоимости уловленной
пыли С :
у
сп =(1 -фсу.
Стоимость электроэнергии, затрачиваемой на пылеулавливание, возрастает с увеличением гидравлического сопротивления аппарата и рассчитывается по формуле
Сэ =АР0гСтэ.
Полное выражение для расчета стоимости очистки одного кубометра газа можно получить с учетом формулы (1) для расчета эффективности и формулы (2) для расчета гидравлического сопротивления.
Разработан метод расчета общей и фракционной эффективности пылеулавливания, учитывающий геометрические параметры аппарата.
Разработан метод расчета гидравлического сопротивления барботажно-вихревого аппарата, учитывающий конструктивные параметры за-вихрителя и наличие дисперсной фазы.
Полученные формулы послужили основой для разработки методики расчета барботажно-вихревого аппарата. Разработанная методика позволяет рассчитывать аппараты оптимальной геометрии, работающие в оптимальном режиме. Критерием оптимизации принята минимальная стоимость очистки единичного объема газа при обеспечении требуемой эффективности пылеулавливания.
Разработанный метод может быть использован при расчете и конструировании аппаратов газоочистки, так как составляющие его соотношения определяют связь между технологическими характеристиками пылеуловителей и их геометрическими и режимными параметрами.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Патент 2234358 РФ. Барботажно-вихревой аппарат с регулируемыми лопастями [Текст] / Р. Р. Усманова, А.К. Панов [и др.]— 0публ.21.02. 2004.— Бюл. № 23.
2. Адлер, Ю.П. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий [Текст] / Ю.П. Адлер, Е.В. Марков, Ю.В. Грановский // М.: Наука, 1986.— 279 с.
3. Ужов, В.Н. Подготовка промышленных газов
к очистке [Текст] / В.Н.Ужов, А.Ю. Вальдберг.— М.: Химия, 1975.— 216 с.
4. Leith, D. Aiche, symposium series [Текст ] / D. Leith, W. Licht // Air.— 1971.— 12 p.
5. Usmanova, R.R. Complex aerohydrodynamic research and the efficiency of arresting particles for barbo-tage — rotation [Текст] / R.R. Usmanova, A.K. Panov, G.E. Zaikov // Journal of the Balkan tribological association.— 2006. № 3.— P. 368-373.
УДК 66.017
А.А. Попович, Ван Цин Шен
ИССЛЕДОВАНИЯ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ АНОДНЫХ МАТЕРИАЛОВ ЛИТИЙ-ИОННЫХ ПОЛИМЕРНЫХ АККУМУЛЯТОРОВ, ПОЛУЧЕННЫХ ИЗ РАСТИТЕЛЬНОГО СЫРЬЯ
Традиционным сырьем для получения материала анода литий-ионных полимерных ак-кумулятроров является пиролитический углерод — продукт разложения углеродсодержащих соединений. Но в настоящее время стоит актуальная задача: заменить углеводородное сырье на органическое сырье природного происхождения. Это обусловлено следующими факторами:
высокой стоимостью углеводородного сырья и сложной технологией его переработки.
повышенной токсичностью при переработке углеводородного сырья;
истощением мировых запасов традиционных энергетических ресурсов: нефти, природного газа, каменного и бурого угля;
высоким содержанием вредных и нежелательных примесей.
В середине ХХ века азиатскими исследователями, в частности учеными Китая и Японии, активно делались попытки заменить углеводородное сырье на органическое, то есть традиционный пиролиз углеводородов стали заменять пиролизом некоторых органических соединений: фенолформальдегидной смолы, новолачной эпоксидной смолы. Попытки по замене принесли позитивные результаты в области электрохимических свойств анодного материала, в частности увеличили реальную интеркаляционную
емкость до 600-700 мА-ч/г. Вскоре китайскими и японскими исследователями было предложено использовать органическое сырье природного происхождения, а именно растительное сырье (сахарный тростник, бамбук, скорлупа кокосовых орехов, косточки фруктовых деревьев, кофейные зерна, отходы хлопка, шелуха риса, арахиса, сои [1-3]) и отходы его переработки
В работе [4] китайских исследователей было установлено, что анодный материал, полученный пиролизом рисовой шелухи, обладает ценным комплексом электрохимических свойств: имеет высокую интеркаляционную емкость, достигающую 1055 мА-ч/г, оптимальные для анодного материала степень графитизации, размер частиц, скорость интеркаляции-деинтеркаляции, коэффициент диффузии лития, обратимую и необратимую емкость, низкую скорость деградации, хорошую технологичность при изготовлении электродов. По мнению китайских исследователей, уникальный комплекс электрохимических свойств анодного материала обусловлен еще и тем, что в рисовой шелухе содержится кремний, который при пиролизе выступает своеобразным допантом и придает уникальные свойства анодному материалу.
Аналогичные эксперименты проводились японскими исследователями [5]. Для получения
