Исследование гидравлического сопротивления аппарата вихревого типа комплексной очистки газов

Размещено на http://www.allbest.ru/

Исследование гидравлического сопротивления аппарата вихревого типа комплексной очистки газов

Введение

Для проведения процессов пылеулавливания, газоочистки и контактного теплообмена широкое применение находят аппараты с закруткой газового потока: циклоны, вихревые камеры, горелки, абсорберы и теплообменники вихревого типа [1-5].

Рис. 1. Схема аппарата комплексной очистки газов.

Циклоны прямоточные и более эффективные противоточные, разработанные в институтах охраны труда (Ленинградский институт охраны труда (ЛИОТ), Свердловский институт охраны труда (СИОТ), и Всероссийский центральный научно-исследовательский институт охраны труда (ВЦНИИОТ)), применяются для индивидуальных процессов сухого пылеулавливания твердых частиц с размерами более 10 мкм [1]. Из большого разнообразия противоточных циклонов наибольшее применение в отечественной практике пылеулавливания нашли циклоны конструкции Научно-исследовательского института по промышленной и санитарной очистки газа (НИИОГАЗ) (ЦН-11, ЦН-15, ЦН-15У и ЦН-24), а также разработанные позднее высокоэффективные спирально-конические циклоны типа СК-ЦН-34, СК-ЦН-34М и СК-ЦН-40 и спирально длинноконические, например типа СДК-ЦН-33. Область применения высокоэффективных циклонов ограничена сухим пылеулавливанием твердых частиц с размерами более 5 мкм при температурах пылегазовой смеси, не превышающей 400-500° С.

Вихревые камеры и горелки [2] используют начальную закрутку потока для интенсификации процессов горения газообразного и твердого топлива и с учетом специфики процесса имеют различные конструктивные модификации и ограниченное применение.

Вихревые пылеуловители отличаются от циклонов наличием устройств соплового и лопаточного типов, создающих вспомогательный закручивающий поток газа [8]. Наиболее выгодным является использование в качестве вторичного газа запыленных пылегазовых потоков с оптимальным расходом 30-35% от первичного. Основными достоинствами вихревых пылеуловителей по сравнению с циклонами являются более высокая эффективность улавливания мелкодисперсной пыли и возможность регулирования пылеулавливания за счет изменения подачи вторичного газа. К недостаткам вихревых пылеуловителей следует отнести применение вспомогательного вентилятора и сложность в эксплуатации аппарата.

Центробежные циклоны и скрубберы с водяной пленкой применяются для мокрого пылеулавливания и могут быть использованы для процессов абсорбции и контактного теплообмена [9]. Однако их применение ограничено условием существования противоточно-винтового взаимодействия очищаемого восходящего пылегазового потока с нисходящим движением пленки жидкости, из-за чего среднерасходная скорость движения газа по пустому сечению аппарата составляет 2.5-5.5 м/с.

В качестве других конструкций мокрых пылеуловителей, в которых может сочетаться пылеулавливание с теплообменом или пылеулавливание с абсорбцией, применяются полые газопромыватели, форсуночные скрубберы и скоростные газопромыватели (скрубберы Вентури) с центробежными сепараторами. Применение вихревых скрубберов с различными типами оросительных устройств повысило эффективность пылеулавливания за счет осаждения частиц пыли на каплях и их совместного движения, под действием центробежной силы, к стенке аппарата. Тонкость распыливания жидкости на капли с размерами от 100 до 10 мкм определяется конструкцией форсунок и режимом истечения жидкости. На крупных каплях наблюдалось осаждение твердых частиц, а мелкие капли с размерами менее 1 мкм почти без контакта с твердыми частицами уносились потоком закрученного газа из аппарата.

Существенным шагом в улучшении сепарации жидкостных пленок в закрученных потоках явились новые конструкции пленочных сепараторов, разработанные для массообменного оборудования. Применение двухступенчатой сепарации позволило обеспечить удаление пристенной пленки жидкости за область контактирования и обеспечить среднерасходные скорости движения закрученного потока газа до 15-20 м/с [10].

На кафедре машин и аппаратов химических производств Казанского государственного технологического университета (КГТУ) разработан и защищен авторским свидетельством [6] аппарат вихревого типа комплексной очистки газов (КОГ), предназначенный для проведения совместных процессов тонкого пылеулавливания и абсорбции или контактного теплообмена.

На рис. 1 представлена схема аппарата вихревого типа КОГ, состоящего из циклонной (нижней) и тепло-массообменной (верхней) частей. Циклонная часть, состоящая из входного тангенциального патрубка 4, циклона 3, тангенциально-лопаточного закручивающего устройства (ТЛЗУ) 15, горизонтальной перегородки 6 с кольцевым зазором 7, центральным отверстием 8 и бункера для сбора пыли, предназначена для сухого (предварительного) пылеулавливания.

Тепло-массообменная часть аппарата, состоящая из корпуса 2, перегородки 1, центральной трубы 5 с установленной на ней дырчатым сепаратором 9 с соплообразными отверстиями, центрально расположенного оросителя 10, емкости 13 для сбора шламовой жидкости и штуцера 14 для ее слива из аппарата, предназначена для тонкого (окончательного) пылеулавливания и газоочистки или контактного теплообмена.

Принцип работы аппарата вихревого типа КОГ описан в [6].

Результаты и дискуссия

В настоящем сообщении описывается исследование гидравлического сопротивления циклонной и тепло-массообменной камер, а также общего сопротивления аппарата при проведении комплексных процессов пылеулавливания и абсорбции или контактного теплообмена в зависимости от расходных параметров газа и жидкости.

Исследования гидравлического сопротивления аппарата вихревого типа КОГ проводились под небольшим избыточным давлением газа на системе "воздух - вода" в изотермических условиях, когда температуры газа t_г и жидкости t_ж были равны t_г? t_ж = 20±2° С, а избыточное давление не превышало гидравлического сопротивления аппарата и подводящей газовой линии, и составляло 5ч6 КПа. Расход газовой фазы G_v* в экспериментах изменялся от 100 до 500 м³/ч, а расход жидкости - L_v*- от 0.2 до 1.2 м³/ч.

Экспериментальная установка включала в себя аппарат КОГ, состоящий из циклонной камеры и устанавливаемой на нее при помощи болтового соединения разъемной герметичной тепло-массообменной камеры. Газовая линия состояла из вентилятора, задвижки для регулирования расхода газа, остроугольной диафрагмы и двух дифманометров для определения перепада давления на диафрагме и избыточного давления на входе в диафрагму. Точность замера избыточных давлений, определяемых по водяным U-образным дифманометрам, составляла ±1 мм. вод. ст. Жидкостная линия включала в себя насос центробежный, расходную емкость и ротаметры РС-5 и РС-7, предназначенные для измерения расхода жидкости, подаваемого в аппарат. Точность показаний расхода составляла ±0.5% от максимального расхода жидкости. Гидравлическое сопротивление физических моделей определялось по U-образному дифманометру, один конец которого был соединен с входным тангенциальным патрубком аппарата КОГ, а другой - с атмосферным (барометрическим) давлением. Полный перепад давления на входе DР (Па) определялся как сумма статического DР_ст= r_жЧgЧDh (Па) и динамического DР_дин= r_гЧV_вх²/2 (Па), где r_ж= 1000 кг/м³ - плотность воды в дифманометре; g = 9.81 (м/с²) - ускорение силы тяжести; Dh - перепад уровня жидкости в U-образном дифманометре, м; V_вх - скорость движения газа во входном патрубке, м/с, а r_г - плотность газовой фазы, кг/м³.

Гидравлическое сопротивление циклонной камеры DР_ц (Па) определялось по коэффициенту гидравлического сопротив-ления z_ц, рассчитанному по скорости движения газа на выходе из циклона V_вых (м/с) по выражению:

z_ц=2ЧDР_ц--/(r_гЧV²_вых),(1)

где DР_ц = DР_ст.ц+ r_гЧV_вх²/2 - перепад полного давления в циклонной камере перед входом в тангенциальный патрубок и на выходе из циклона, Па; DР_ст.ц--=--DР_1ц-----DР₂ - перепад статического давления в патрубке, Па; DР_1ц - давление на входе в патрубок, Па; Р₂= В - барометрическое давление окружающего воздуха, Па; V_вых - скорость движения газа на выходе из циклона диаметром D_вых, м/с.

При исследовании гидравлического сопротивления циклонной камеры за характерную скорость движения газа в циклоне принимали скорость движения газа на выходе из циклона V_вых, т.к. она численно совпадала с характерной скоростью движения газа в тепло-массообменной камере V_к.з.

На рис. 2 представлены результаты экспериментальных исследований гидравлического сопротивления циклонной камеры DР_ц и аппарата КОГ DР* от объемного расхода газа G_v*, м³/ч. Геометрические параметры аппарата вихревого типа КОГ и его частей - циклонной и тепло-массообменной камер приведены в табл. 1.

Табл. 1. Геометрические параметры аппарата вихревого типа КОГ.

По уравнению (1) и графику зависимости DР_ц= f₁(G_v*) построен график зависимости коэффициента гидравлического сопротивления циклона z_ц от режима движения газа Re_г= V_к.зЧD_к.зЧr_г /m_г, где V_к.з - скорость движения газа в контактной зоне тепло-массообменной камеры, м/с; D_к.з - диаметр контактной зоны тепло-массообменной камеры, м; m_г - коэффициент динамической вязкости газа, ПаЧс (см. рис. 3).

Анализ этого графика показывает, что при увеличении числа Рейнольдса Re_г от 25·10³ до 130·10³ коэффициент z_ц убывает, стремясь к постоянной величине z_ц = const.

Гидравлическое сопротивление сухого аппарата КОГ DР* (Па) определялось по коэффициенту гидравлического сопротивления z_с, рассчитанному по скорости движения газа в контактной зоне тепло-массообменной камеры V_к.з (м/с) по выражению:

z_с=2ЧDР* /(r_гЧV²_к.з.),(2)

где DР^*= DР_ст.c+ r_гЧV_вх²/2 - перепад полного давления в аппарате КОГ перед входом в тангенциальный патрубок и на выходе из аппарата, Па; DР_ст.c = DР_1c - DР₂ - перепад статического давления в патрубке, Па; DР_1c - давление на входе в патрубок, Па; остальные обозначения приведены в уравнении (1).

Используя уравнение (2) и график зависимости DР*=f₂(G_v*) для чисел Re_г от 25·10³ до 130·10³ был построен график зависимости коэффициента гидравлического сопротивления аппарата вихревого типа КОГ z_с от режима движения газа (см. рис. 3).При больших числах Рейнольдса Re_г>100·10³ коэффициент z_с стремится к постоянной величине, автомодельной по числу Рейнольдса.

Гидравлическое сопротивление тепло-массообменной камеры DР_тм (Па) определялось по разности гидравлического сопротивления аппарата КОГ DР* (Па) и гидравлического сопротивления циклонной камеры DР_ц (Па) при соответствующих значениях расхода газовой фазы (см. рис. 2).

Коэффициент гидравлического сопротивления z_тм определялся по выражению:

z_тм= z_с- z_ц= 2ЧDР_тм /(r_гЧV²_к.з.),(3)

где DР_тм= DР*- DР_ц - гидравлическое сопротивление тепло-массообменной камеры, Па; остальные обозначения приведены в уравнениях (1) и (2).

Рис. 4. График зависимости гидравлического сопротивления аппарата КОГ от нагрузок по газу и жидкости.

На рис. 3 изображен график зависимости коэффициента гидравлического сопротивления тепло-массообменной камеры z_тм от режима движения газа Re_г, который аналогичен графикам z_ц= f(Re_г ) и z_с = (Re_г ).

Анализ этих графиков показывает, что гидравлическое сопротивление циклонной части значительно превышает гидравлическое сопротивление тепло-массообменной примерно в 1.5ч2.0 раза, а при больших значениях Re_г и в 3 раза. Это связано с тем, что часть механической энергии в циклонной камере расходуется на ТЛЗУ, которое фактически является элементом тепло-массообменной камеры. Однако учесть сопротивление данного закручивающего устройства отдельно от сопротивления циклонной камеры экспериментальным путем не представляется возможным. Сравнение результатов экспериментальных исследований коэффициента гидравлического сопротивления тепло-массообменной камеры z_тм с коэффициентом гидравлического сопротивления сухого аппарата вихревого типа [7] показало их качественное совпадение. Количественные различия объясняются различными значениями конструктивного параметра крутки на входе в аппарат вихревого типа и в тепло-массообменную камеру аппарата КОГ. При одинаковых структурах газа расчеты гидравлического сопротивления орошаемого аппарата вихревого типа [7] количественно совпадают с результатами расчета тепло-массообменной камеры аппарата КОГ.

Гидравлическое сопротивление жидкостной добавки, связанной с орошением сухого аппарата DР_жд определялось вычитанием из общего сопротивления орошаемого аппарата DР, Па сопротивления сухого аппарата DР^* (Па), а коэффициент гидравлического сопротивления орошаемой жидкости z_ор находился из выражения:

z_ор= 2ЧDР_жд /(r_гЧV²_к.з.),(4)

где DР_жд = DР - DР* - гидравлическое сопротивление орошаемой жидкости, Па.

На рис. 4 представлены результаты экспериментального исследования гидравлического сопротивления орошаемого аппарата КОГ DР (Па) в зависимости от расходов жидкости L_v* (м³/ч) и газа G_v* (м³/ч).

Анализ этого графика показывает, что при постоянных нагрузках по газу G_v*= const увеличение расхода жидкости приводит к увеличению гидравлического сопротивления и тем больше, чем больше расход жидкой фазы. Однако больший вклад в гидравлическое сопротивление аппарата при постоянной нагрузке по жидкости L_v*= const дает расход газовой фазы.

Некоторые значения коэффициента гидравлического сопротивления орошаемой жидкости z_ор от нагрузки по жидкости L_v* (м³/ч) для фиксированных значений нагрузок по газу G_v* (м³/ч) приведены в табл. 2.

Общее гидравлическое сопротивление орошаемого аппарата вихревого типа КОГ DР (Па) определяется по выражению:

DР= zЧr_гЧV_к.з²/2,

где z= (z_с+ z_ор)= (z_ц+ z_тм--+ z_ор) - коэффициент гидравлического сопротивления орошаемого аппарата.

Выводы

Таким образом, исследования гидравлического сопротивления аппарата вихревого типа позволяют определить энергозатраты данного аппарата на проведение комплексных процессов пылеулавливания и абсорбции или контактного теплообмена.

Гидравлическое сопротивление циклонной камеры не превышает сопротивления высокоэффективных циклонов и вихревых камер [1, 2].

Энергозатраты тепло-массообменной камеры сопоставимы с энергозатратами аппаратов вихревого типа [7].

Общее гидравлическое сопротивление аппарата вихревого типа КОГ сопоставимо с гидравлическим сопротивлением высокоэффективных вихревых аппаратов [5].

Литература

очистка газ аппарат вихревой

1 Коузов П.А., Мальгин А.Д., Скрябин Г.М. Очистка от пыли газов и воздуха в химической промышленности. Л.: Химия. 1982. 256с.

2 Кнорре Г.Ф., Арефьев К.М. , Блох А.Г., Нахапетян Е.А. и др. Теория топочных процессов. М.-Л.: Энергия. 1966. 491с.

3 Щукин В.К., Халатов А.А. Теплообмен, массообмен и гидродинамика закрученных потоков в осесимметричных каналах. М.: Машиностроение. 1982. 200с.

4 Контактные теплообменники. Таубман Е.И., Горнев В.А., Мельцер В.Л. и др. М.: Химия. 1987. 256с.

5 Николаев А.Н., Овчинников А.А., Николаев Н.А. Высокоэффективные вихревые аппараты для комплексной очистки больших объемов промышленных газовых выбросов. Химическая промышленность. 1992. №9. С.36-38.

6 А.С. 1095964. Аппарат для очистки газов. Поникаров И.И., Булкин В.А., Алексеев В.В., Латфуллин Р.З. Опубл. в Б.И. 1984. №21.

7 Алексеев В.В., Булкин В.А. Гидродинамические характеристики массообменного аппарата вихревого типа с объемным факелом распыла. Материалы II Всесоюзной научной конференции "Современные машины и аппараты химических производств". Т.2. Чимкент. 1980. С. 228-233.

8Ужов В.Н., Вальдберг А.Ю., Мягков Б.И., Решидов И.К. Очистка промышленных газов от пыли. М.: Химия. 1981. 392с.

9 Юдашкин М.Я. Пылеулавливание и очистка газов в черной металлургии. Изд. 2-е. М.: Металлургия. 1984. 320с.

10 А.С. 601017. Массообменный аппарат. Булкин В.А., Николаев Н.А. Опубл. в Б.И. 1978. №13.

Размещено на Allbest.ru