CC BY
30Теоретическое и экспериментальное исследование пространственной структуры газового потока в вихревых аппаратах с односопловым входом и пластинчатым
завихрителем
Хамидуллин Р.Н.(434@та11.ги ), Останин Л.М., Панарин Ю.И.
Казанский государственный технологический университет
В настоящее время для интенсификации различных физико-химических процессов применяют высокоэффективный современный способ взаимодействия фаз в вихревых контактных устройствах [1, 2, 3]. Для правильного понимания работы вихревых контактных устройств необходимо знания структуры потока. По структуре потока можно судить о способах интенсификации, как гомогенных, так и гетерогенных процессов.
В настоящее время известно много современных экспериментальных данных о структуре газового потока в аппаратах вихревого типа [1, 3, 4]. В известных работах, обычно, рассматривается течение газа лишь для осесимметричного потока. При несимметричном односопловом локальном подводе газа в аппарат и при наличии элементов конструкции со сложной геометрией по известным данным невозможно описать структуру газового потока, как до вихревого контактного устройства (ВКУ), так и в его щелях. Вихревое контактное устройство, представленное на рис. 1 рекомендуется нами для интенсификации, как гомогенных процессов смешения газов, так и для гетерогенных процессах в системах: газ - жидкость, газ - твердые частицы, газ - жидкость - твердые частицы. Реализация последних процессов обеспечивает на практике создание современных высокопроизводительных компактных и высокоэффективных энерго- ресурсосберегающих технологий на основе принципиально новых аппаратов.
Целью работы является исследование пространственной структуры газового потока однозаходного тангенциального завихрителя с вихревым контактным устройством.
Для составления математической модели и анализа полученных результатов нами использовался программный комплекс (ПК) «РНОЕМСБ» [5, 6]. Достоверность аналитически полученных результатов определялась на основе сравнения с нашими экспериментальными данными, экспериментальными данными других авторов.
Для расчета была выбрана декартова система координат. Попытки применения цилиндрической системы координат из-за сложности задания необходимой геометрии ВКУ, задания граничных условий и неудовлетворительной сходимости результатов были отложены. Тест на сеточную зависимость выявил оптимальную расчетную сетку, которая составила по высоте 20 ячеек, по ширине и длине 60 ячеек (60х60х20). Расчетная сетка равномерно распределена по всему объему.
Физико-химические параметры среды: поток однофазный, текущая среда -воздух с физико-химическими свойствами при температуре 20 °С (плотность, вязкость и др.). Искомыми величинами являются давление, скорость, кинетическая энергия турбулентности и ее диссипация. Сила тяжести направлена в противоположном направлении оси <«», рисунок 1.
К о рпус ап пар ата
В ихрев о е кон тактн о е устр о й ств о с глухи м верхним основанием и о тв ер сти ем в ни зу
Т ан г ен ц и аль н ы й п атруб ок вхо а газа
О тв ер сти е для вы хо да газа
Т а ре л ка
330
А
А
А- А Щель № 1
¿__ р 4
0
Рисунок 1 - Схема вихревого устройства с односопловым входом газа и
пластинчатым завихрителем.
Сравнение расчетов различных моделей турбулентности выявил наиболее оптимальную - К-Е модель турбулентности. Ее эмпирические константы получены путем обработки экспериментальных данных для различных условий [7, 8]. Некоторые источники указывают, что стандартная К-Е модель может давать завышенные значения параметров турбулентности для течений с обратными токами и зонами циркуляций [9]. Сравнивая расчеты по стандартной К-Е модели и ее модификации Кена и Чима, которая специально разработана для
расчета течений с зонами циркуляции, значительных отличий выявлено не было. В то время как время расчета по модели Кена и Чима увеличилось, по крайней мере, в два раза.
Граничные условия: Вход - скорость газа 15 м/с (по осям составляющие скорости газа: «х» - 15 м/с, «у», «z» - 0 м/с). Использованы встроенные в программный комплекс граничные условия на стенке для турбулентного потока с заданием пристеночных функций в виде логарифмического профиля скорости вблизи стенки. Интенсивность турбулентности на входе задавалась равной 5%. На выходе задано давление и использовались «мягкие» граничные условия на параметры турбулентности, то есть нулевой градиент по нормали к поверхности выхода.
Итерационный процесс заканчивался, если расхождение предыдущих итераций и последующих составляло 0,1 %. Количество итераций, при этом, составляло порядка 8000, время расчета одного варианта - 9 часов на ЭВМ (Pentium IV 2000 МГц).
На этом этап отладки программы закончен, встает вопрос о проверке адекватности полученных данных.
Для проверки адекватности математической модели необходимо сравнение с данными экспериментальных исследований. В литературе отсутствуют данные об условиях проведения эксперимента и места замера относительно тангенциального входа. Поэтому были проведены экспериментальные исследования структуры газового потока в вихревом аппарате с ВКУ пневмометрическим методом с помощью шарового зонда. Причем собственный эксперимент для сравнения ориентирован на работы других авторов. Наиболее широко исследована структура потока в аппаратах с восходящим потоком фаз [3], поэтому в данных исследованиях, также, выбран восходящий поток. Если подтвердится адекватность отображения математической модели экспериментальных данных (собственных и литературных источников), то можно будет с уверенностью полагать, что и для нисходящего потока фаз можно будет получить адекватную картину течения газа математическим путем, предполагая, что направление движение газовой фазы не будет существенно влиять на характеристики потока.
По аналогии с условиями эксперимента была построена математическая модель, подобно вышеописанной. Изменения коснулись геометрических размеров аппарата: высота = 0,5 м, внутренний диаметр = 0,15 м, внутренняя высота однозаходного тангенциального завихрителя = 0,091 м, диаметр патрубка входа газа = 0,038 м.
Поскольку интерес представляет течение газа в области между корпусом аппарата и завихрителем и в виду ограничения ресурсов ЭВМ и сложности создания необходимой расчетной сетки для подобного экспериментального ВКУ были приняты следующие допущения:
- толщина лопаток увеличена до 3 мм, не изменяя внутренний и наружный диаметры ВКУ, dEH = 60 мм (при толщине лопаток 1 мм расчетная сетка их не «видит»);
- лопатки ВКУ сферической формы были заменены прямыми пластинами, со средним значением наружного диаметра dнар = 85,2 мм (при данных параметрах расчетной сетки кривизна лопаток получается грубой). Для закрученных течений структура потока зависит от коэффициента пережима к (отношение максимального радиуса входа к радиусу выхода), с помощью которого можно обобщать структуру течения для ВКУ сферической и цилиндрической формы [10];
- количество лопаток с 16 уменьшено до 8 (при 16 лопатках получаются завышенные скорости газа в щелях завихрителя и «видимая» расчетной сеткой форма щелей получается несимметричной).
На рисунке 2 представлена зависимость относительной скорости (отношение тангенциальной скорости к скорости входа газа в ВКУ) от относительного радиуса (отношение текущего радиуса к радиусу контактного устройства) в области контактного устройства.
Из рисунка 2 видно, что экспериментальные данные согласуются с данными других авторов. Как уже отмечалось выше, в математической модели для упрощения расчета было взято ВКУ с прямыми пластинами, а при экспериментальном исследовании использовалось ВКУ с лопатками сферической формы с выпуклостью контактной зоны р = 15 мм (максимальная разность радиусов), поскольку задача воссоздания движения газового потока математическим путем в зоне ВКУ не ставилась. Тем не менее, в результате математического моделирования в зоне ВКУ получены данные, согласующиеся с литературными данными для ВКУ аналогичной конструкции (с прямыми лопатками).
Рисунок 2 - Зависимость относительной тангенциальной скорости внутри ВКУ от относительного радиуса г/гвх для ВКУ цилиндрической и
выпуклой формы.
1 - экспериментальная линия по данным [3] для цилиндрического завихрителя при выпуклости р = 0 мм, 2 - экспериментальная линия по данным [3] для сферического завихрителя р = 15 мм, 3 - наши расчетные данные для цилиндрического завихрителя р = 0 мм, 4 - наши экспериментальные данные для
сферического завихрителя р = 15 мм.
0 15 30 45 60 г мм 75
Рисунок 3 - Изменения тангенциальной скорости внутри вихревого устройства и по радиусу аппарата (см. рис. 1), 1 - математическая модель, 2 -
эксперимент
В зоне тангенциального входа газового потока получены значения скорости, количественно согласующиеся с собственными экспериментальными данными (см. рисунок 3), что подтверждает адекватность использованной математической модели.
Некоторое отличие математической модели от экспериментальных данных обусловлено влиянием возмущений, вносимых насадком шарового зонда.
При математическом моделировании были получены поля давления и скорости газового потока по всему объему. Можно отметить, что в результате моделирования с другими скоростями газа (от 5 до 25 м/с) качественно картина не меняется.
Картина течения газа на уровне средней части ВКУ представлена на рисунке 4. Цвета соответствуют определенным значениям скорости, значение высоты h дано от нижней части завихрителя.
2.522Е+01 2.356Е+01 2.19ВЕ+01 2.024Е+01
1.858Е+01
1.525Е+01 1.359Е+01 1.193Е+01 1.027Е+01 8.608Е+00 6.947Е+08 5.286Е+08 3.625Е+08 1.963Е+08 3.823Е-81
Рисунок 4 - Поле скорости, м/с, Ь = 50 мм.
Из рисунка 4 видно, что скорость газа между пластинами имеет разные значения, в зависимости от места входа (от угла) в ВКУ.
График распределения средней скорости по высоте щели (скорость газа в одной щели меняется по высоте завихрителя) в области выхода из щели лопатки завихрителя в зависимости от угловой координаты вращения газового потока данной конструкции завихрителя представлен на рисунке 5.
Из рисунка 5 видно, что в начальный момент (при ф = 0, щель № 1, рисунок 1) скорость входа газа в ВКУ имеет максимальное значение. Это объясняется тем, что лопатки находятся по ходу газового потока и часть газа сразу входит в ВКУ. Далее, поток по инерции отжимается к стенке аппарата, в результате чего скорость входа газа в последующие щели уменьшается. При дальнейшем движении оставшейся части газового потока снова приближается к лопаткам завихрителя, и скорость газа при этом снова повышается (при ф = 5п/4 - 3п/2). После чего происходит незначительное снижение скорости входа газа, объясняемое той же причиной. Затем скорость входа газа вновь начинает повышаться (при ф = 2п).
угол, ф, рад 0 п/4 п/2 3п/4
№ щели
Г
т
2
т
т
4
5п/4 3п/2 7п/4 2п ~1-1-1
т
6
1
0
71
1
3
Рисунок 5 - Скорость газа в щелях ВКУ, м/с
Отношение максимальной и минимальной скорости входа газа в щелях завихрителя составляет 2,5. Неравномерное распределение скорости газа по щелям завихрителя должно отражаться гидравлическом сопротивлении и эффективности его работы. Обычно стремятся равномерно распределить весь объем поступающего газа по щелям ВКУ. Для этой цели были рассмотрены несколько дополнительных конструкций, представленных на рис. 6.
Конструкции 2 отличается от базовой конструкции увеличенным диаметром корпуса, который составляет 350 мм. Конструкция 3 отличается от базовой спиральным корпусом. Площадь сечения с каждой четвертью оборота уменьшается на 20 %. Конструкция 4 отличается от конструкции 3 обратным направлением спиральности корпуса. Конструкция 5 отличается от базовой конструкции наличием клина, установленного под углом 45° к оси тангенциального патрубка входа газа. Клин перекрывает сечение патрубка входа на 50 %. Конструкция 6 отличается от базовой высотой расположения патрубка входа газа над завихрителем.
З5В
1
4 ^Ьу 5 ^ I 6
Рисунок 6 - Схема исследованных конструкций завихрителей
Распределение средней по высоте скорости газа в щелях завихрителя представлено на рис. 7.
Для конструкции 2 первая часть зависимости повторяет зависимость, характерную для базового аппарата, но второе падение и повышении скорости наблюдается раньше. Как видно из кривых рис. 8, для конструкций 3 и 4 характер поведения кривых совпадает с аналогичной зависимостью базового аппарата. Принципиальных изменений не наблюдается, то есть изменения формы живого сечения канала по ходу потока не приводят к существенному изменению. Характер поведения кривой для конструкции 5 повторяет зависимость для конструкции 2. Объясняется это тем, что основная часть струи входящего газового потока смещается к периферии, то есть изменение направления струи не снижает неравномерность распределения газа по щелям завихрителя.
16
12
V
ч /Л
V! * / / / /!/ г 1/
V \ \ / г 1
\ л \ \ » \ >> 1/ Ьгг
[Ч- ч сГ * А
п/4 п/2 3п/4
п
5п/4
1
3п/2 7п/4 Ф> рад
2п
«-
Рисунок 7 - Скорость газа в щелях завихрителя W для конструкций,
представленных на рис. 6
■ -» -конструкция № 2, «- ■ -» - конструкция № 3, «---» - конструкция № 4,
«— —» конструкция № 5, «-» конструкция № 6
Принципиально отличную картину течения однофазного потока имеет конструкция 6, здесь перепад скоростей равен 1,8. Зависимость скорости газа в щелях ВКУ от угла ф (рисунок 8) имеет более плавный характер. Это объясняется тем, что тангенциальный патрубок находится выше уровня лопаток ВКУ и по мере движения газовый поток распределяется по радиусу более равномерно. Однако, при этом, как видно из кривой в рис. 7, сохраняются экстремумы скоростей газа. Объясняется это тем, что ось вращения потока газа сместилась от геометрической оси аппарата. Величина смещения оси вращения газа от оси аппарата достигает 20 % величины радиуса аппарата.
На основе анализа вышеописанных конструкций наиболее оптимальной с точки зрения равномерного распределения скорости по щелям ВКУ, является конструкция 6, в которой для равномерного распределения газа создан дополнительный объем. При создании вихревых массообменных аппаратов с нисходящим потоком фаз эту область можно использовать как дополнительную зону контакта жидкости с газом, путем предварительного орошения. Такой же прием является целесообразным при создании аппаратов мокрой очистки газов от пыли.
На рисунке 8 Представлено поле давления в завихрителе базовой конструкции.
8
4
0
0
3.633Е+02 3.383Е+02 3.1 ЗЗЕ+02 2.883Е+02
2.632Е+02
2.132Е+02 1.882Е+02 1.632Е+02 1.381Е+02 1.131Е+02 8.811Е+01 6.309Е+01 3.807Е+01 1.305Е+01 -1.196Е+01
Рисунок 8 - Поле давления, Па, Ь = 50 мм.
Из рисунка 8 видно несимметричное распределение давления в полости завихрителя. Причем эта разность может достигать до 60 Па у стенок аппарата в горизонтальной плоскости.
Из вышеописанного теоретического и экспериментального исследования можно сделать следующие выводы:
1. Для расчета структуры газового потока в вихревых аппаратах можно использовать стандартную К-е модель турбулентности. Результаты аналитического исследования подтверждаются экспериментальными данными.
2. Аналитически и экспериментально получены поля давления и скорости газового потока по всему рабочему объему исследуемых вихревых аппаратов, и обнаружено неравномерное распределение скорости и давления газа по объему.
3. В результате сравнения различных конструкций однозаходных тангенциальных завихрителей, научно обоснована конструкция, обеспечивающая более равномерное распределение газа в щелях вихревого контактного устройства.
СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ЛИТЕРАТУРНЫХ ИСТОЧНИКОВ:
1 Хамидуллин Р.Н., Останин Л.М., Махоткин А.Ф., Махоткин И.А. Вихревой аппарат для проведения физико-химических процессов с нисходящим потоком фаз. Патент РФ № 2232625 от 20.07.04 Бюл. № 20
2 Николаев А.Н. Комплексная очистка промышленных газовых выбросов в аппаратах вихревого типа: Теоретические основы и методология расчета. 11.00.11 - Охрана окружающей среды, автореф. дисс...докт. техн. наук. Казань, 1999.
3 Махоткин А.Ф. Теоретические основы очистки газовых выбросов производства нитратов целлюлозы, изд-во Казанского гос. технол. ун-та, Казань 2003, 268 с.
4 Шамсутдинов А.М. Вихревая технология абсорбционной очистки газовых выбросов и математическое регулирование новых аппаратов: ССД-063-021.01 автореф. дисс.д.т.н. Казань 1999.
5 Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости: Пер. с англ. М.: Энергоатомиздат, 1984. - 152 с.
6 Тахавутдинов Р.Г. Теоретические основы и методы повышения эффективности промышленных полимеризаторов в производстве синтетического каучука. 05.17.08 Процессы и аппараты химических технологий, автореф. дисс... докт. техн. наук. Казань 2000.
7 B.E.Launder and D.B.Spalding, The numerical computation of turbulent flows, Comp. Meth. in Appl. Mech. & Eng., Vol. 3, pp 269, 1974.
8 W.Rodi, Examples of calculation methods for flow and mixing in stratified fluids, J.Geo.Res., Vol. 92, No. C5, p 5305, 1987.
9 Y.S.Chen and S.W.Kim, Computation of turbulent flows using an extended k-e turbulence closure model, NASA CR-179204, 1987.
10 Панарин Ю.И. Разработка абсорбера очистки отходящих газов, содержащих твердые частицы: ССК-063-021.01, автореф. дисс. к.т.н. Казань 1990.
