Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя

Предложена упрощенная методика расчета эффективности пылеотделения вихревого пылеуловителя в зависимости от геометрических параметров аппарата, соотношений первичного и вторичного потоков, крупности и плотности пылевых частиц....

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2008
Автори:	Кнышенко, Ю.В., Дешко, А.Е.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	Інститут технічної механіки НАН України і НКА України 2008
Назва видання:	Техническая механика
Онлайн доступ:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/88041
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя / Ю.В. Кнышенко, А.Е. Дешко // Техническая механика. — 2008. — № 1. — С. 64-72. — Бібліогр.: 13 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-88041
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-880412015-11-08T03:01:53Z Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя Кнышенко, Ю.В. Дешко, А.Е. Предложена упрощенная методика расчета эффективности пылеотделения вихревого пылеуловителя в зависимости от геометрических параметров аппарата, соотношений первичного и вторичного потоков, крупности и плотности пылевых частиц. A simplified design procedure to calculate vortex deduster dust separation efficiency in dependence on the device geometrical parameters, the ratio of primary and secondary streams, dust particles size and density is proposed. 2008 Article Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя / Ю.В. Кнышенко, А.Е. Дешко // Техническая механика. — 2008. — № 1. — С. 64-72. — Бібліогр.: 13 назв. — рос. 1561-9184 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/88041 621.928.9 ru Техническая механика Інститут технічної механіки НАН України і НКА України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
description	Предложена упрощенная методика расчета эффективности пылеотделения вихревого пылеуловителя в зависимости от геометрических параметров аппарата, соотношений первичного и вторичного потоков, крупности и плотности пылевых частиц.
format	Article
author	Кнышенко, Ю.В. Дешко, А.Е.
spellingShingle	Кнышенко, Ю.В. Дешко, А.Е. Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя Техническая механика
author_facet	Кнышенко, Ю.В. Дешко, А.Е.
author_sort	Кнышенко, Ю.В.
title	Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя
title_short	Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя
title_full	Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя
title_fullStr	Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя
title_full_unstemmed	Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя
title_sort	методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя
publisher	Інститут технічної механіки НАН України і НКА України
publishDate	2008
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/88041
citation_txt	Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя / Ю.В. Кнышенко, А.Е. Дешко // Техническая механика. — 2008. — № 1. — С. 64-72. — Бібліогр.: 13 назв. — рос.
series	Техническая механика
work_keys_str_mv	AT knyšenkoûv metodikarasčetnojocenkiéffektivnostivihrevogopyleulovitelâ AT deškoae metodikarasčetnojocenkiéffektivnostivihrevogopyleulovitelâ
first_indexed	2025-07-06T15:44:33Z
last_indexed	2025-07-06T15:44:33Z
_version_	1836912921028853760
fulltext	64 УДК 621.928.9 Ю.В. КНЫШЕНКО, А.Е. ДЕШКО МЕТОДИКА РАСЧЕТНОЙ ОЦЕНКИ ЭФФЕКТИВНОСТИ ВИХРЕВОГО ПЫЛЕУЛОВИТЕЛЯ Предложена упрощенная методика расчета эффективности пылеотделения вихревого пылеуловителя в зависимости от геометрических параметров аппарата, соотношений первичного и вторичного потоков, крупности и плотности пылевых частиц. A simplified design procedure to calculate vortex deduster dust separation efficiency in dependence on the de- vice geometrical parameters, the ratio of primary and secondary streams, dust particles size and density is proposed. Разработка эффективных пылеулавливающих систем, предназначенных для использования в различных отраслях промышленности, представляет со- бой актуальную задачу. Наибольший интерес вызывают системы инерцион- ного типа сухой очистки. Одними из наиболее распространенных пылеулавливающих аппаратов такого типа являются циклоны, работа которых основана на использовании центробежных сил, возникающих при вращении газового потока внутри кор- пуса циклона. Однако аппараты циклонного типа имеют ряд существенных недостатков, в числе которых резкое падение эффективности улавливания пыли микронных размеров, представляющей наибольшую экологическую опасность. В связи с этим перспективной представляется разработка и совершен- ствование появившихся в последние годы вихревых пылеулавливающих ап- паратов, конструктивное выполнение которых позволяет повысить эффек- тивность инерционного отделения пылевых частиц из газового потока [1 – 7]. Для сокращения времени отработки этих аппаратов необходимо создание эффективных инженерных расчетных методов, базирующихся на математи- ческих моделях, описывающих течение пылевых примесей в сложных про- странственных вихревых потоках. Целью данной работы является формулировка упрощенной расчетной методики оценки эффективности вихревого пылеотделителя на этапах разра- ботки и проектирования в зависимости от геометрических и расходных ха- рактеристик аппарата и свойств сепарируемой мелкодисперсной пыли. На рис. 1 представлена схема течений в вих- ревом пылеуловителе с лопаточным вводом в аппарат вторичного газового потока. Отличительная особенность вихревого аппарата состоит в том, что, во-первых, за- кручивание первичного запыленного потока 1 осуществляется снизу аппарата через за- вихритель 2, а во-вторых, уже закрученный газ подвергается дополнительному закручи- ванию с помощью вторичного газового пото- ка 3, подаваемого в аппарат сверху через тан- генциальный лопаточный завихритель 4. Данная схема течений в аппарате опреде- ляет следующий процесс сепарации пылевых частиц из газовых потоков. Пылевые частицы, поступающие в аппарат с первичным враща- Рис. 1 Техн. механика. – 2008. – № 1.  Ю.В.Кнышенко, А.Е.Дешко, 2008 65 ющимся газовым потоком, под действием центробежных сил устремляются к его периферии, а оттуда – во вторичный закрученный в том же направлении поток, осевая составляющая скорости которого направлена вниз, в сторону пылесборника. Этот поток в нижней части аппарата разворачивается на 180о и, освободившись от пылевых частиц, смешивается с первичным потоком и направляется к выходному отверстию вверху аппарата. В качестве вторично- го газового потока может быть использован запыленный поток, подлежащий очистке. Аппараты данного типа обеспечивают эффективность сепарации тон- чайшей пыли, существенно превышающую эффективность циклонов при примерно одинаковой геометрии аппарата. Удельные энергозатраты на пылеотделение в циклонных аппаратах, рас- считанные по методике работы 8 для циклона типа ЦН-15 диаметром 200 мм для частиц с эквивалентным диаметром 6 – 8 мкм при фракционной эффективности порядка 92-96%, находятся в пределах =2 – 5 Вт·ч/м3. С уменьшением диаметра частиц удельные энергозатраты на пылеотделение существенно возрастают. Для вихревых пылеуловителей подобные зависимости для определения эффективности пылеотделения и необходимых для этого энергозатрат в настоящее время отсутствуют. В работе [1] предложен общий подход к оцен- ке энергозатрат на пылеотделение в вихревом аппарате. Показано, что опти- мальным с точки зрения минимума энергозатрат является вариант подачи запыленного газа по первичному и вторичному входам в аппарат, причем этот минимум достигается при соотношении расходов первичного первQ и вторичного втQ потоков перввт QQ = 1 – 1,5. Анализ экспериментальных дан- ных по вихревым аппаратам различного исполнения показывает, что удельные энергозатраты на пылеотделение находятся в пределах 0,5 – 1,0 Вт·ч/м3 для частиц размером от 1 – 2 до 7 – 10 мкм при эффективности 95 – 99 % [5]. Это свидетельствует о том, что и по данному параметру вихревые аппараты пре- восходят традиционные циклонные пылеотделители. Анализ ситуации с разработкой и созданием аппаратов вихревого пылео- тделения показывает, что в настоящее время отсутствует широкое промыш- ленное внедрение этих устройств. Единичные образцы таких аппаратов, ис- пользуемые в различных отраслях промышленности России, являются скорее опытно-промышленными образцами. Серийно выпускаемые в ФРГ аппараты типа DSE также пока не получили широкого применения. Это связано с тем, что нет единого мнения по влиянию различных конструктивных и режимных параметров этих устройств на эффективность их работы в условиях очень большого разнообразия подлежащих сепарации из газовых потоков пыле- видных материалов по их физическим свойствам (плотности и размерам ча- стиц пыли, их гранулометрическому составу, взаимодействию частиц друг с другом и с ограничивающими поверхностями и др.). Известные математические модели гидродинамики встречных закручен- ных потоков можно разделить на два класса: упрощенные модели и модели, вытекающие из общих уравнений гидродинамики [1, 2, 9]. Для получения инженерной расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя в данной работе предлагается использование упрощенных од- ночастичных моделей течения запыленного потока в вихревом аппарате. Как показано в [10], применение упрощенных одномерных моделей закрученных 66 газовых потоков к расчету параметров инерционного пылеуловителя (циклона) дает результаты, хорошо согласующиеся с данными экспериментов. При построении упрощенной расчетной модели сложную простран- ственную картину течений в вихревом аппарате можно представить в виде двух независимых потоков: в осевом и тангенциальном направлениях. Предполагается, что вторичный поток, подаваемый сверху, движется вниз в области апRRR * , не смешиваясь с первичным, а на уровне по- дачи первичного потока соединяется с ним и поднимается вверх вместе с первичным потоком в области RR  , где апR – радиус аппарата, а R – «жесткая» цилиндрическая граница раздела первичного и вторичного пото- ков. На этой поверхности осевая скорость газа 0zW . Осевая zW и тангенциальная W скорости суммарного потока, движу- щегося вверх, могут быть найдены из соотношений 2 * втперв R QQ Wz    , (1)     ctg R QQ W 2 * âòïåðâ , (2) где  – результирующий угол закрутки суммарного потока, принимаемый равным углу установки лопаток завихрителя  . Аналогично, для вторичного потока )( 2 * 2 RR Q Wz   ап втвт ,    ctg RR Q W )( 2 * 2 ап втвт , где  – угол установки лопаток завихрителя вторичного потока. Границу раздела потоков определим при рассмотрении течения в плос- кости, перпендикулярной оси пылеуловителя. Если рассматривать движение газового потока как установившееся дви- жение вокруг бесконечно длинной прямолинейной оси, то во всех плоско- стях, перпендикулярных этой оси, движение можно считать плоским. Такое допущение оправдано для вихревых аппаратов, высо- та которых существенно превышает диаметр. Газовый поток в дан- ной плоскости разобьем на 3 области: I – ядро вихря, II – первичный поток и III – вторичный поток (см. рис. 2). В ядре вихря частицы Рис. 2 67 потока вращаются относительно оси аппарата с приблизительно одинаковой угловой скоростью. Изменение тангенциальной скорости в ядре ядW задает- ся формулой RW ядяд  , где яд = const – угловая скорость вращения ядра вихря. В области первичного потока движение происходит как в плоском вихре и распределение скоростей подчиняется закону площадей [11, 12]: constkWR , (3) где W – скорость газа в данной точке. Для области вторичного потока (зона ІІІ) рассмотрено несколько моделей для описания движения газового потока: 1) газовый поток движется как плоский вихрь (так же как и в первичном потоке) и распределение скоростей подчиняется закону площадей (3), при этом на границе потоков   RR выполняется условие равенства скоростей первичного и вторичного потоков ** втперв WW  . 2) тангенциальная составляющая скорости газа во вторичном потоке по- стоянна и равна скорости газа первичного потока на границе раздела * перввт WW  . 3) распределение скоростей во вторичном потоке описывается как в ядре вихря RW втвт  , (4) где вт = const – угловая скорость вращения частиц в ядре вихря. Сопоставление расчетов поля скоростей по приведенным моделям с экс- периментальными данными [3] показало, что лучшее согласование с экспе- риментом имеет место для третьей модели. Значение R определяется из условия равенства скоростей первичного и вторичного потоков ( ïåðâW и * âòW ) на границе раздела: * âò * ïåðâ WW  . (5) В области первичного потока в соответствии с (3) * перв* перв R k W  , Для случая рассматриваемой плоской задачи расход газа Q через кольцо единичной высоты определяется по формуле 1 2ln 2 1 2 1 R R kdR R k WdRQ R R R R   , (6) где 1R и 2R – радиусы внутренней и наружной границы потока соответ- ственно. 68 Из зависимости (6) находится значение первk для рассматриваемого по- тока в зоне II: яд втперв перв R R H ctgQQ k ln )(   , (7) где H – высота рабочей части аппарата, ядR – радиус ядра потока. В области вторичного потока в соответствии с (4) )( 2 * 2 * 2 ап вт вт вт апап RRRdRWdRctg H Q R R R R     . (8) Отсюда )( 2 2 * 2 ап вт вт RRH ctgQ    . (9) Из выражений (4), (5), (7) и (9) следует уравнение для определения R 2 1 * ln 1 21              ядвт вт R R tg tg Q Q R , (10) где апR R R * *  ; ап яд яд R R R  ; перв вт вт Q Q Q  . Сопоставление результатов определения R по зависимости (10) с экспе- риментальными и расчетными данными работы [1] ( первQ = 330 м3/ч, апR = 0,1 м, вхR = 0,05 м, H = 0,64 м) при втQ = 0,63 , ядR = 0,5,  = 30о показало, что в правую часть формулы (10) должен быть введен поправочный коэффициент  0,746, найденный из условия согласования расчетных и эксперименталь- ных значений R . Результаты расчета R методом простой итерации по формуле (10) с учетом  0,746 приведены на рис. 3 (кривая 1). Там же нанесены экспе- риментальные данные (▲ , ■ ) из работ [1, 3] соответственно. В работе [1], основы- ваясь на данных различ- ных источников, реко- мендованы постоянные значения R = 0,63 (▲ ) или R = ядR (кривая 2), не зависящие от втQ . Формула (10) учитыва- 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0 0,5 1 1,5 1 2 втQ R Рис. 3 69 ет соотношение первичного и вторичного потоков, влияние геометри- ческих параметров проточной части аппарата, особенно в области не- больших значений вторичного расхода. В области расходов вторичного по- тока втQ > 0,7 значения R асимптотически приближаются к значению ядR . В области 2,00  втQ зависимость )(* втQRR  аппроксимируется пря- мой линией (пунктирная часть кривой 1). Базируясь на описании полей скорости газа в вихревом аппарате и счи- тая, что наличие пылевых частиц не влияет на структуру несущего газового потока, можно провести оценку эффективности сепарации пыли в вихревом пылеотделителе. В этом случае достаточно рассматривать движение одиноч- ной твердой частицы в однородном потоке газа. Уравнение движения части- цы имеет вид [13]  ,F dt Vd m   где m – масса частицы; V  – абсолютная скорость частицы; F  – сумма сил, действующих на частицу. В общем случае можно записать   прАа FFFFFF pG  , где аF  – сила аэродинамического сопротивления; GF  – сила тяжести; АF  – Архимедова сила; pF  – сила, обусловленная нахождением частицы в нерав- номерном поле давлений; прF  – равнодействующая прочих сил. Сила аэродинамического сопротивления вычисляется по следующей формуле 250 )(, га VWсF d   , где г – плотность газа; dc – коэффициент аэродинамического сопротив- ления. Аэродинамическое сопротивление вычисляется по закону Стокса )1Re0(  )(3, Re 24 VWdFcd   а , (11) где d – диаметр частицы;  – коэффициент динамической вязкости газа. Предполагая, что все другие силы, указанные в формуле (11), малы по сравнению с силой аэродинамического сопротивления [13], уравнение дви- жения частицы будет иметь вид ),( 1 VW dt Vd      (12) где    18 2 тd – время релаксации частицы; т – плотность материала частицы. 70 Уравнение движения (12) в проекциях на оси Ox , Oy декартовой си- стемы координат с учетом dt dy V dt dx V yx  и может быть представлено следующими соотношениями                     . ; );( 1 );( 1 y x yy y xx x V dt dy V dt dx VW dt dV VW dt dV (13) В уравнениях (13) выражения для xW и yW имеют вид: – в первичном потоке , ;coscos ;sinsin 22 22 22 yxR yx kx R k WW yx ky R k WW y x      – во вторичном потоке ,coscos ;sinsin * * * * * * * * R xW R R W WW R yW R R W WW y x   где  – угол между радиус-вектором частицы и осью Ox (см. рис.2); W – скорость газа на границе раздела потоков. Система уравнений (13) решается методом Рунге-Кутта с начальными условиями: яд перв яд ;;;; R k VVyRxt yx  000 . При решении этой системы предполагается, что движение частицы начи- нается с внутренней границы первичного потока ядRR  (движение частицы в ядре вихря не рассматривается). При достижении частицей границы раздела потоков R интегрирование системы (13) продолжается с начальными услови- ями: tt  ; xx  ; yy  ; xx VV  ; * yy VV  , полученными на послед- нем шаге интегрирования (13) на участке первичного потока, и зависимостями xW и yW для вторичного потока. Прекращение счета происходит, когда ча- стица достигает внешней границы области вторичного потока апRR  . 71 80 85 90 95 100 105 0 1 2 3 4 5d, мкм , % Рис. 4 В результате интегрирования получаем траекторию движения, распреде- ление скорости частиц в плоскости, перпендикулярной оси пылеуловителя, время движения частиц до границы раздела потоков t и время движения частиц до стенки аппарата стt . Осевая скорость потока перв zW определяется согласно (1). Время пребы- вания частиц в аппарате zt можно найти по формуле перв z z W H t  . Анализ величин t и zt позволяет сделать вывод об эффективности ра- боты пылеуловителя. Если t для любой частицы не превышает zt , то все частицы попадают во вторичный поток и могут считаться уловленными (эф- фективность пылеулавливания 100 %). Если для конкретной частицы, нахо- дящейся на внешней границе ядра вихря ( ядRR  ), t > zt , то частица пыли не успевает долететь до границы раздела потоков и выносится первичным потоком из аппарата. Если считать, что частицы равномерно распределены в поперечном сечении первичного потока, то чем дальше частица находится от оси пылеуловителя в начальный момент времени, тем меньшее расстояние ей необходимо преодолеть до границы раздела потоков. Поэтому время 't , не- обходимое частице для достижения границы раздела потоков, зависит от ее местоположения (радиальной координаты R ) в начальный момент времени. Те частицы, для которых 't < zt , улавливаются в пылеуловителе, остальные уносятся первичным потоком. Таким образом, эффективность пылеулавлива- ния можно определить отношением * ул S S  , где )( улул 22 RRS  – площадь поперечного сечения пылеуловителя, с кото- рой частицы достигают вторичного потока ( у лR – расстояние, начиная с кото- рого частицы достигают вторичного потока); )( 22 * ядRRS  – площадь поперечного сечения пылеуловителя, на которой распределены частицы. Данный подход к оценке эффективности вихревого пылеуловителя пред- полагает, что первичный поток газа является запыленным, а вторичный – ли- бо чистым, либо эффективность пылеотделения для него составляет 100 %. На рис. 4 приведены результаты расчета фракционной эффективности пылеулавливания (сплошная линия) для различных размеров улавливаемых частиц, полученные по изложенной выше методике применительно к па- раметрам вихревого пылеуловителя типа DSE-33 [3] (при  40). Там же показаны результаты эксперимен- 72 тов для данного аппарата ( ■ ) при следующих параметрах: апR = 0,1 м, ядR = 0,045 м, H = 0,64 м, первQ = 310 – 350 м3/ч, втQ = 195 – 210 м3/ч, т = 2650 кг/м3 [3]. Удовлетворительное согласование расчетных и экспериментальных дан- ных свидетельствует о возможности использования предлагаемой упрощен- ной расчетной методики для оценки эффективности вихревого пылеотдели- теля на этапах разработки и проектирования аппаратов данного типа. 1. Сажин Б.С., Гудим Л.И. Пылеуловители со встречными закрученными потоками. Выпуск 1(38). – М.: НИИТЭХИМ, 1982. – 45 с. 2. Сажин Б.С. Основы техники сушки. – М.: Химия, 1984. – 320 c. 3. Медников Е.П. Вихревые пылеуловители. – М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1975. – 45 с. 4. Сажин Б.С., Гудим Л.И. Вихревые пылеуловители. – М.: Химия, 1995. – 144 с. 5. Лазарев В.А. Циклоны и вихревые пылеуловители: Справочник. – Н. Новгород: Фирма ОЗОН НН, 2006. – 320 с. 6. Тимошенко В.І., Книшенко Ю.В., Ляшенко Ю.Г. Вихровий пиловловлювач. Патент на винахід України. – № 71057. Бюл. № 11, 15.11.2004. 7. Старк С.Б. Газоочистные аппараты и установки в металлургическом производстве. – М.: Металлургия, 1990. – 400 с. 8. Ужов В.Н., Вальдберг А.Ю. Подготовка промышленных газов к очистке. – М.: Химия, 1975. – 216 с. 9. Успенский В.А., Соловьев В.И. К расчету вихревого пылеулавливающего аппарата // Инженерно- физический журнал. – 1970. – Т. VIII, №3. – С.459 – 466. 10. Смульский И.И. Одномерная модель сепарации // Инженерно-физический журнал. – 1993. – Т.65, №1. – С.57 – 61. 11. Пирумов А.И. Обеспыливание воздуха. – 2-е изд. Перераб. и доп. – М.: Стройиздат, 1981. – 296 с. 12. Фабрикант Н.Я. Аэродинамика. – М.: Наука, 1964. – 814 c. 13. Степанов Г.Ю., Зицер И.М. Инерционные воздухоочистители. – М.: Машиностроение, 1986. – 181с. Институт технической механики Получено 14.03.08, НАН Украины и НКА Украины, в окончательном варианте 28.03.08 Днепропетровск

Методика расчетной оценки эффективности вихревого пылеуловителя

Репозитарії

Схожі ресурси