Учебное пособие 2017

Таким образом, в соответствии с представленной выше информацией, снижение потерь давления и энергозатрат в HL-циклоне достигается за счет изменения режима движения потока с турбулентного на ламинарный. Однако данные, приводимые авторами конструкции HL-циклона (табл. 1), показывают, что опыты проводились при нагрузках в 1,5…2 раза ниже оптимальных для классических стандартных циклонов такого типа. Следовательно, испытанные режимы могут не соответствовать условиям промышленной эксплуатации аппаратов, и эффективность, достигнутая в экспериментах, в реальных условиях может не подтвердиться.

Для обеспечения надежной эффективности очистки выбросов, содержащих частицы классов PM10, PM2,5 с приемлемыми энергозатратами и абразивным износом в реальных производственных условиях предложен циклонный аппарат с тангенциальным подводом воздуха, совмещающий две ступени очистки. Для эффективного осаждения мелкодисперсных частиц с минимальными энергетическими и материальными затратами циклон имеет дополнительное устройство – вставку из тканого фильтра.

Повышение эффективности осаждения при приемлемых энергозатратах достигается тем, что в циклоне-фильтре (рис. 4), содержащем цилиндрический корпус с коническим днищем и штуцер тангенциального ввода запыленного газового потока, вместо выхлопной трубы устанавливается металлический каркас с фильтровальным материалом (например, лавсаном), который выполняет функции штуцера для отвода очищенного газа. Одновременно он служит второй ступенью очистки. Для регенерации фильтровального материала, например, путем периодической обратной продувки, снаружи цилиндрической части корпуса установлены продувочные штуцера.

Рис. 4 – Схема конструкции циклона-фильтра: 1 – входной патрубок; 2 – цилиндрический корпус; 3 – коническое днище; 4 – выхлопная труба; 5 – фильтровальный материал; 6 – металлический каркас;

7 – подшипники; 8 – торец циклона; 9 – продувочные штуцера; 10 – детали крепежа; 11 – фильтр Петрянова; 12 – патрон с металлической сеткой; 13 – заслонка

Для предложенной модели проведено определение степени осаждения частиц различного размера. С этой целью использовалось относительное число Рейнольдса Rer.

- 21 -

Научный журнал ВГТУ. Жилищное хозяйство и коммунальная инфраструктура

Эта характеристика составлена посредством комбинации безразмерных параметров, выражающих соотношение энергий и действий частицы и вращающегося потока:

где Uо – начальная скорость, м/с, ρp – плотность частиц, кг/м3, Dp – диаметр микрочастиц, мкм; c – коэффициент, зависящий от конструкции завихряющего устройства; ρg – плотность газа, кг/м3; R2 – радиус циклона, м; η – коэффициент динамической вязкости, Па с.

Поэтому в криволинейных (вращающихся, вихревых) потоках численные значения критерия Rer по уравнению (1) должны соответствовать степени осаждения частиц пыли и могут использоваться для ее оценки в сходных условиях [6].

Это позволяет определить фракционную степень инерционной сепарации частиц из потока при существующих энергозатратах 7 . Для верификации численных значений Rer выполнена оценка степени осаждения частиц в циклоне 8 , результаты которой приведены на рис. 5, 6.

Рис. 5 – Зависимость относительного числа Рейнольдса Rer для опытного циклона от размера осаждаемых частиц Dр, м при установке фильтра на R = 0,05 м

Рис. 6 – Зависимость относительного числа Рейнольдса Rer для циклона от скорости потока на входе в циклон Uо, м/с при установке фильтра на R = 0,05 м

Результаты вычислений числа Рейнольдса Rer, соответствующих сепарации частиц из потока, вращающегося в кольцевом сечении модели циклона при установке фильтра на расстоянии R = 0,05 м при скорости потока на входе 3,5 м/с частицам диаметром

- 22 -

Dр = 50∙10-6 м соответствуют числа Rer = 2,27E-06, при скорости 10 м/с – Rer = 6,49E-06, при скорости 14 м/с – Rer = 9,08E-06.

В табл. 2 приведены сравнительные характеристики для трех моделей циклонов.

Заключение.

Внедрение предлагаемой конструкции циклона позволит достичь увеличения пропускной способности очистных аппаратов в 4 раза при повышении качества очистки газа, которое выражается в уменьшении размера частиц, улавливаемых на 50 % (диаметра отсекания), со средних для циклонов значений 5…10 мкм до 0,4 мкм.

Указанное улучшение качества очистки не требует дополнительных затрат энергии, что является одним из преимуществ перед аналогами: в существующих конструкциях циклонов уменьшение диаметра отсекания на 0,1 мкм после 1 мкм требует не менее чем 15 %-го увеличения затрат энергии.

Затраты энергии, связанные с увеличением оптимальной скорости обработки потока с 2…5 м/с до 20 м/с, сопутствуют в предлагаемом проекте пропорциональному росту производительности единицы оборудования.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1.Зиганшин, М. Г. Проектирование аппаратов пылегазоочистки: учебное пособие / М. Г. Зиганшин, А. А. Колесник, А. М. Зиганшин. – Санкт-Петербург: ЛАНЬ, 2014. – 544 с.

2.Brunnmair, E. Entwicklung und Modellierung eines neuen Hochleistungszyklons zur Trennung von Feststoff / Gas-Gemischen: Dissertation zur Erlangung des akademischen Gradeseines Doktors der montanistischen Wissenschaften, Montanuniversität Leoben. – Leoben, 2015. – 168 ss.

3.Bielefeldt, E. A. Wirbelkammern neurer Technologie: BE-Bericht 1/86; Neue Patentanmeldung Wirbeltrennverfahren, 2013. – 286 ss.

4.Muschelknautz, E. Theorie der Fliehkraftabscheider mit besonderer Berücksichtigung hoher Temperaturen und Drücke: VDI-Bericht Nr. 363, 1980. – S. 49-60.

5.Staudinger, G. Zyklone mit Zentralkörpern: Veröffentlichung in Chem.Ing. – Tech. 64; 1992. – S. 769-888.

6.Зиганшин, М. Г. Разработка системы комплексных критериальных оценок эффективности и способов усовершенствования пылегазоочистных агрегатов ТЭС: Автореф. дис. на соиск. учен. степ. док. тех. наук (05.14.14) / Зиганшин Малик Гарифович; Казанский государственный энергетический университет. – Казань, 2014. – 32 с.

7.Зиганшин, М. Г. Системы очистки выбросов ТЭС. Часть 2. Оценки эффективности, верификация критериев оценки: Монография / М. Г. Зиганшин. – Казань:

КГЭУ, 2013. – 212 с.

-23 -

Научный журнал ВГТУ. Жилищное хозяйство и коммунальная инфраструктура

Рис. 1 – Экспериментальная установка со сменными фасонными деталями: а – схема установки; б – тройник; в – отвод; г – среднее боковое отверстие; ИДП и ИДБ – измерительные диафрагмы на

прямом и боковом ответвлениях; 1…7 – точки измерения давлений

На прямом и боковом ответвлениях установлены измерительные ирисовые диафрагмы (ИДП – точка измерения №1 и ИДБ – № 3 соответственно), перед которыми имеются участки круглого воздуховода диаметром 160 мм и длиной 525 мм (3,3 калибра).

- 26 -

Для измерения статического давления на прямом и боковом ответвлениях и слиянии расположены штуцеры №№ 2, 4, 5, 6. Перед вентилятором имеется лючок для измерения давлений трубкой Пито (точка № 7).

Воздух удаляется при помощи круглого радиального канального вентилятора. Вместо тройника в систему могут быть установлены фасонные детали в виде отвода (рис. 1в) или участка прямого воздуховода с боковым средним отверстием (рис. 1г). Все детали снабжены смотровыми окнами, для возможности в дальнейшем визуализировать получающееся течение.

В работе приводятся результаты предварительных испытаний установки с установленным в ней тройником на вытяжку. Тройник имеет размеры (рис. 1б): длина прямого ответвления lПТР = 158 мм, длина бокового ответвления lБТР = 158 мм, длина на слиянии lСТР = 600 мм. Отвод (рис. 1в): длина до поворота l1ОТВ = 155 мм, длина после поворота l2ОТВ = 604 мм. Боковое отверстие (рис. 1г): длина до отверстия lВХ = 305 мм, длина после отверстия lПР = 650 мм, длина отверстия h = 300 мм.

Калибровка измерительных диафрагм

В установке использованы стандартные ирисовые диафрагмы IRD160, для которых имеются тарировочные графики. Тем не менее, поскольку ручка изменения положения диафрагмы имеет определенный люфт, было проведено экспериментальное определение зависимости перепада статического давления на диафрагме от расхода воздуха, протекающего через нее, при всех фиксированных положениях диафрагмы от № 1 до № 8. Здесь № 1 соответствует максимальному открытию (~89 % от проходного сечения канала), а № 8 – максимальному закрытию канала (~50 % от проходного сечения канала). Причем измерения проводились сначала при движении регулирующей ручки в одну сторону, т.е. от открытого состояния диафрагмы к закрытому (от 1 к 8), а затем в обратную, чтобы далее эти значения осреднить и устранить влияние люфта. Расход в системе менялся как при помощи потенциометра и регулятора скорости вращения рабочего колеса вентилятора, так и перекрытием диафрагмы на другой ветви системы. Перепад давления P (Па) на диафрагме измерялся при помощи электронного микроманометра TESTO 510, каждое измерение получено в результате осреднения показаний в течение 30 с. Такие замеры для каждого положения диафрагмы проводились три раза, после чего определялся предел повторяемости1 по формуле:

где f(n) = 3,3 – коэффициент критического диапазона при количестве замеров n=3; σr – среднеквадратическое отклонение показаний, полученное в условиях повторяемости.

Если разность получаемых значений не превышала r, то за окончательный результат принималось среднее арифметическое из трех показаний. В обратном случае, и в случае повторения значения замеров проводились дополнительные замеры. Далее, если при использовании результата четвертого замера диапазон давлений (ΔPmax - Pmin) равен или меньше критического диапазона, определяемого как CR0,95(4) = f(n)·σr = 3,6·σr, за окончательный результат принималось среднее арифметическое из 4 замеров. Согласно ГОСТ Р ИСО 5725-6-2002, если далее диапазон измеренных значений превышает критический, то за окончательный результат принимается не среднее арифметическое, а их медиана. В проводимых испытаниях такого не наблюдалось.

Расход воздуха L, м3/ч, определялся по измерениям скорости воздуха термоанемометром TESTO 425, чувствительный элемент которого помещался в плоскость сечения на входе в круглый воздуховод. Осреднение проводилось аналогично определению перепада давления.

1ГОСТ Р ИСО 5725-6-2002. Точность (правильность и прецизионность) методов и результатов измерений. Часть 6. Использование значений точности на практике – М.: Стандартинформ, 2009

- 27 -

Научный журнал ВГТУ. Жилищное хозяйство и коммунальная инфраструктура

Экспериментально полученные значения расхода воздуха при различных положениях диафрагм приведены на рис. 2. В результате аппроксимации получены формулы для расчета расхода воздуха, протекающего через диафрагму L, м3/ч, по измеренному перепаду давления P, Па, для каждого положения диафрагмы (табл. 1).

Кроме того, на рис. 2 соответствующими значками и сплошными линиями показаны зависимости L = f( P), приведенные в каталоге фирмы производителя измерительной диафрагмы. Видно, что удовлетворительное (< 25 %) согласие имеется для положений диафрагмы №№ 5…8, для положений №№ 1…4 различие превышает 25 %.

Рис. 2 – Зависимость расхода воздуха L, протекающего через измерительную диафрагму от потерь давления P в ней

Приведенные в табл. 1 зависимости используются во всех дальнейших экспериментах.

- 28 -

Измерение потерь давления на трение

Для определения коэффициента местного сопротивления (КМС) на боковом ответвлении системы (см. рис. 1) между штуцерами № 4 и № 5 измерялось падение давления на трение, с целью дальнейшего использования этого значения при расчете КМС и сравнения с известными данными о потерях давления на трение в воздуховодах. Измерения проводились для всего диапазона чисел Re (расходов), возможных при использовании этой установки. Для этого положение диафрагмы ИДБ менялось от «1» до «8», а ИДП оставалось в положении «8». При этом скорость в канале менялась от 3,8 м/с до 1,5 м/с (Re = 3,8·104 ÷ 1,5·104). По результатам измерения падения статического давления

PСТ определялось значение коэффициента потерь на трение λ по формуле:

где РСТ – разность статических давлений на участке воздуховода (между точками 4 и 5), Па; DГ – гидравлический диаметр воздуховода, м; lуч = 0,888 м – длина участка воздуховода,сдин – динамическое давление в воздуховоде на слияние («С»), Па, определяемое по формуле:

где ρ – плотность воздуха, кг/м3; FC – площадь воздуховода на участке «С», м2; 2с – расход воздуха на участке «С», м3/ч.

Значения коэффициента трения λ при различных числа Re приведены на рис. 3, где линей показаны значения коэффициента трения, вычисленные по формуле Блазиуса.

Рис. 3 – Зависимость коэффициента трения от числа Re

Полученные экспериментально значения λ отличаются от значений, полученных по закону Блазиуса, не более чем на 15 %, за исключением одной точки, где отличие составляет 32 %, что можно объяснить погрешностью измерений.

И далее при исследовании КМС удельные потери давления на трение R (Па/м) определяются как:

где λ – коэффициент трения, вычисляемый по формуле Блазиуса; PДИН – динамическое давление на соответствующем участке воздуховода, Па; DГ – гидравлический диаметр расчетного участка, м.

Проверка установки на герметичность

Для правильного определения коэффициента местного сопротивления фасонных деталей важно, чтобы расход воздуха по длине установки изменялся как можно меньше. Поэтому была проведена проверка установки на герметичность. Проверялось равенство

- 29 -

Научный журнал ВГТУ. Жилищное хозяйство и коммунальная инфраструктура

суммы расходов на входе в ответвления (LП + LБ) расходу воздуха в канале на слиянии перед вентилятором LС (точка 7, см. рис. 1). На входе в ответвления расход определялся на измерительных диафрагмах, а перед вентилятором – при помощи трубки Пито2. Поскольку сам фасонный элемент имеет смотровое окно из оргстекла, что повышает подсосы в систему, все соединения дополнительно к стандартным резиновым самоклеящимся уплотнителям были промазаны пластилином. Тем не менее, приемлемая герметичность, определяемая относительным увеличением расхода воздуха L = (LП + LБ - LС) /LС < 10 % , получилась только при разрежении в каналах системы не ниже – 15Па. Такое разрежение соответствовало закрытию диафрагмы на одном из ответвлений в положении №8 и открытию на другом ответвлении в положении № 1, при этом относительное увеличение расхода воздуха составило L ≈ 10 %. При открытии обеих диафрагм в положение № 1 в сети создавалось разрежение порядка -5 Па и L ≈ 4 %. В случае, если обе диафрагмы были максимально закрыты (положение № 8), в системе создавалось разрежение около -65 Па, при этом L ≈ 24 %. Поэтому в дальнейшем при определении КМС диапазон изменения отношения расходов LБ /LС = 0,2 ÷ 0,8 создавался сочетанием положений диафрагм, согласно указанным в табл. 2.

Определение коэффициентов местных сопротивлений

Коэффициенты местного сопротивления на проход ζП и боковое ответвление ζБ находились по формулам:

Па; RП, RБ и RС – удельное падение давления на трение, определяемое по формуле (5), соответственно на участках «П», «Б» и «С», Па/м; lП, lБ и lС – длины соответствующих участков воздуховода (см. рис. 1), м.

Результаты вычислений представлены в табл. 2, а также графически на рис. 4 (точками). Здесь же нанесены данные, полученные авторами ранее в численном исследовании [9], а также результаты эксперимента, представленные в известном справочнике [15].

Таблица 2

Результаты определения коэффициентов местных сопротивлений при различном положении диафрагм

2 ГОСТ 12.3.018-79. Система стандартов безопасности труда (ССБТ). Системы вентиляционные. Методы аэродинамических испытаний – М.: ИПК Издательство стандартов, 2001

- 30 -