Д.т.н. Азаров Валерий Николаевич,

к.т.н. Боровков Дмитрий Павлович

Волгоградский государственный архитектурно-строительный университет,

Россия

к.т.н. Чичиров Константин Олегович

Пензенский государственный университет архитектуры и строительства, Россия

Совершенствование пылеуловителей на встречных закрученных потоках посредством оптимизации характеристик закручивателя первичного потока

На предприятиях строительной индустрии в качестве пылеулавливающих средств сухой очистки получили широкое распространение вихревые пылеуловители на встречных закрученных потоках (ВЗП) [1]. Их внедрение обусловлено рядом преимуществ по сравнению с циклонными: более высокая степень улавливания мелкодисперсной пыли; меньшая чувствительность фракционной эффективности к колебаниям расхода газа и концентрации пыли в нем; меньшая степень абразивного износа аппарата; большая удельная производительность; возможность более эффективной очистки горячих газов и регулирования процесса пылеулавливания изменением соотношений расходов газа через потоки, а в некоторых случаях менее высокие затраты. Вышеперечисленное делает задачу изучения и оптимизации пылеуловителей на встречных закрученных потоках актуальной.

В ходе анализа различных типов пылеуловителей ВЗП установлено, что за основу при их проектировании брались типовые пылеуловители циклонного типа [1, 2]. Однако, в виду наличия вторичного закрученного потока, структура течения пылегазовго потока в сепарационной камере пылеуловителей ВЗП отличается от таковой в пылеуловителях циклонного типа.

Данный факт дает основание предположить, что конструктивные характеристики пылеуловителей ВЗП, необходимые для обеспечения наибольших значений эффективности пылеулавливания, такие как интенсивность закрутки потока создаваемая первичным тангенциальным вводом, высота сепарационной камеры, параметры выходного патрубка и т.д. должны отличаться от соответствующих значений данных параметров, характерных для циклонов.

Для определения конструктивных характеристик первичного тангенциального ввода пылеуловителей на встречных закрученных потоках, позволяющих обеспечить максимальные значения эффективности пылеулавливания, составлена расчетная модель, описывающая движение пылевой частицы в пристеночной зоне сепарационной камеры.

Рис. 1.	Зависимости характеризующие изменение локального пристеночного параметра интенсивности закрутки tg(φ) / tg(φ)0 (1) и тангенциальной составляющей скорости воздушного потока в пристеночной зоне Uτ/Uτ0 (2) по высоте сепарационной камеры.

Анализ экспериментальных результатов определения окружной и осевой составляющих скоростей газового потока в пристенной зоне сепарационной камеры, позволяет сделать предположение об автомодельности кинематической структуры течения в пристенной зоне по отношению к начальному значению интенсивности закрутки потока Ф^*₀. Для получения данных о параметрах пристеночного течения в пылеуловителях на встречных закрученных потоках были проведены экспериментальные исследования. Все результаты, полученные при различных значениях Ф^*₀ ложатся на гладкую кривую (рис. 1). Аналогичная картина наблюдается с отношением начального значения окружной составляющей скорости к значениям полученным в ходе измерений по высоте сепарационной камерыU_τ/U_τ0.

Полученные кривые представляют собой монотонно убывающие зависимости вида:

tg(φ) / tg(φ)0 = 0,902(h/D)^-0,129	(1)
Uτ/Uτ0 = 0,88(h/D)^-0,^183	(2)

Основными силами, оказывающими значимое влияние на пылевую частицу, движущуюся в пристенной зоне сепарационной камеры пылеуловителя ВЗП являются: сила сопротивления обтеканию газовым потоком; центробежная сила; кориолисова сила; сила тяжести.

Для описания движения пылевой частицы в закрученном потоке наиболее удобным является использование цилиндрической системы координат.

В радиальном направлении на частицу оказывают воздействие центробежная сила F_ц, и радиальная проекция силы сопротивления обтеканию газовым потоком F_μ. Для определения последней использована гипотеза об отсутствии радиальной составляющей скорости газового потока в пристенной зоне слабо и умеренно закрученного течения. Таким образом:

		(3)
где:	r – радиальная координата; dч – диаметр частицы; ρ - плотность воздуха; λч – коэффициент сопротивления обтеканию частицы газовым потоком; m – масса частицы; t – время.

Проекция сил на подвижную касательную ось τ складывается из проекции силы сопротивления обтеканию потоком F_μ и кориолисовой силы. Заменяя угловую скорость линейной на подвижной оси:

(4)

Проекция сил на вертикальную (продольную) ось складывается из силы тяжести F_т и вертикальной проекции силы сопротивления обтеканию частицы газовым потоком F_μ:

(5)

Для упрощения полученных уравнений, характеризующих проекции сил на продольную и подвижную касательную оси принимается допущение о совпадении окружной и продольной составляющих скорости соответствующим проекциям скорости газового потока. Данное допущение основано на результатах визуального наблюдения позволяющих утверждать, что частицы крупностью до 180 мкм в пристенной области практически движутся по траектории движения закрученного газового потока в виду незначительностью масс и сил инерции в сравнении с аэродинамическими силами. Тогда уравнения, описывающие движение частицы принимают вид:

; ;	(6)
где: R – радиус сепарационной камеры.

Используя соотношение (1) и (2) имеем:

; ; .

(7)

Для оценки влияния, оказываемого на эффективность улавливания аппарата ВЗП интенсивности закрутки, создаваемой верхним вводом проведены численные эксперименты. При численном интегрировании полученной системы приняты следующие начальные условия:

· за начало отсчета принимается точка, расположенная на нижней границе тангенциального ввода, наиболее близкая к центру поперечного сечения сепарационной камеры х = 0, r = 0,6R (ширина тангенциального патрубка принята равной 0,4R);

· тангенциальная составляющая скорости частицы , а начальное значение угловой скорости соответственно ;

· значение вертикальной (продольной) составляющей скорости частицы на входе в сепарационную камеру, согласно допущениям принятым при составлении уравнений равна начальному значению вертикальной составляющей скорости газового потока ;

· радиальная составляющая скорости частицы во входном сечении сепарационной камеры исходя из тех же допущений равна таковой составляющей скорости воздушного потока т.е. .

Условием, позволяющим сделать вывод о сепарации пылевидной частицы является значение радиальной координаты, равное радиусу сепарационной камеры r = R. При этом значение угловой координаты φ не имеет практического значения. В качестве переменных приняты размер пылевой частицы d_ч, и начальный параметр интенсивности закрутки потока Ф^*₀. Свойства пылевых, частиц (плотность ρ_ч, и коэффициент аэродинамического сопротивления λ_ч) приняты соответствующими пыли кварцевого песка соответствующей фракции.

Рис. 2.	Результаты расчета зависимости радиальной координаты пылевой частицы от вертикальной, при движении в сепарационной камере пылеуловителя ВЗП: 1 – dч = 37, Ф^*0 = 4; 2 – dч = 35, Ф^*0 = 4,4; 3 – dч = 33, Ф^*0 = 4,8; 4 – dч = 25, Ф^*0 = 6.

Как видно из рис. 2, минимальный размер частиц сепарируемых в результате контакта со стенкой при прохождении сепарационной камеры составляет 25 мкм. Для улавливания частиц данной фракции необходимо задавать значения Ф^*₀ = 6. При дальнейшем увеличении крупности частиц происходит снижение значений Ф^*₀ . Минимальное значение интенсивности начальной закрутки принятое в ходе эксперимента, позволяющее согласно расчетам улавливать частицы кварцевого песка крупностью 37 мкм составляет Ф^*₀ = 4. данное значение характерно для пылеуловителей циклонного типа, и позволяет сепарировать частицы крупнее 50 мкм.

Рис. 3.	Расчетная зависимость формпараметра закрутки потока верхнего ввода пылеуловителя ВЗП от размера сепарируемой пылевой частицы Ф^*0(dч).

Для проверки теоретических результатов проведены экспериментальные исследования, целью которых являлась оптимизация интенсивности закрутки потока создавемая верхним тангенциальным вводом пылеуловителя ВЗП и относительного заглубления аксиального выходного патрубка в сепарационную камеру. При проведении экспериментальных исследований в качестве параметров оптимизации приняты эффективность пылеулавливания η и аэродинамическое сопротивление ξ. При проведении исследований в качестве определяющих факторов были выбраны: Re_cp – среднерасходовое число Рейнольдса в сепарационной камере; Ф^*_г – формпараметр закрутки создаваемый сменным верхним тангенциальным вводом; h/D – заглубление выходного аксиального патрубка в сепарационную камеру отнесенное к диаметру аппарата; L_н/L_общ – отношение расхода поступающего на нижний ввод к общему подаваемому в пылеуловитель.

Для режима работы пылеуловителя при Re_cp = 50000 уравнения регрессии имеют вид:

	(8)
	(9)

При работе пылеуловителя с расходами ниже и выше (соответственно Re_cp = 38000 и Re_cp = 62000) наблюдается существенное снижение эффективности улавливания, что позволяет считать значение Re_cp = 50000 оптимальным для аппаратов серии ВИП, что хорошо согласуется с результатами других исследователей [2].

Рис. 4.	Зависимость эффективности пылеулавливания аппарата ВИП от геометрического параметра эффективности закрутки верхнего ввода η(Ф^*г) при Recp = 50000 : 1 – Lн /Lобщ = 0,3, h/d = 1,4; 2 – Lн /Lобщ = 0,3, h/d = 1,8; 3 – Lн /Lобщ = 0,3, h/d = 2,2; 4 – Lн /Lобщ = 0,2, h/d = 1,4; 5 – Lн /Lобщ = 0,2, h/d = 1,8; 6 – Lн /Lобщ = 0,2, h/d = 2,2; 7 – Lн /Lобщ = 0,4, h/d = 1,4; 8 – Lн /Lобщ = 0,4, h/d = 1,8; 9 – Lн /Lобщ = 0,4, h/d = 2,2.
Рис. 5.		Зависимость коэффициента местного сопротивления аппарата ВИП от геометрического параметра эффективности закрутки верхнего ввода ζ(Ф^*г): 1 – Re=50000, Lн/Lобщ = 0,3; 2 – Re=50000, Lн/Lобщ = 0,2; 3 – Re=50000, Lн/Lобщ = 0,4; 4 – Re=60000, Lн/Lобщ = 0,3; 5 – Re=60000, Lн/Lобщ = 0,2; 6 – Re=60000, Lн/Lобщ = 0,4; 7 – Re=40000, Lн/Lобщ = 0,3; 8 – Re=40000, Lн/Lобщ = 0,2; 9 – Re=40000, Lн/Lобщ = 0,4.

На рис. 4 приведена зависимость эффективности пылеулавливания аппарата ВИП от геометрического параметра эффективности закрутки верхнего ввода. Как следует из приведенных результатов, эффективность улавливания существенно возрастает при увеличении интенсивности закрутки потока в верхнем вводе во всем диапазоне варьирования экспериментальных факторов. На практике, повышение величины Ф^*_г до величин выше 5,5 не желательно в виду существенного повышения аэродинамического сопротивления пылеуловителя, о чем свидетельствуют данные приведенные на рис. 5. Так, например при увеличении интенсивности закрутки с Ф^*_г = 5 до Ф^*_г = 6 происходит увеличение коэффициента местного сопротивления пылеуловителя на величину 48…52% в зависимости от режима работы.

Выводы :

1. Установлено, что конфигурация верхнего закрученного ввода обеспечивающая максимальные значения эффективности пылеулавливания аппаратов ВЗП, отличается от конфигурации тангнциального ввода классических циклонов;

2. Эффективности пылеулавливания аппарата ВИП повышается при увеличении параметра закрутки потока верхнего ввода;

3. Значения интенсивности закрутки верхнего ввода аппаратов ВИП, обеспечивающие наилучшее сочетание эффективности работы и аэродинамического сопротивления, лежат в пределах Ф^*_г =5,2…5,4;

Литература:

1. Пылеуловители со встречными закрученными потоками. Опыт внедрения: Монография [Текст] / В.Н. Азаров – Волгоград: РПК «Политехник» ВолгГТУ, 2003. – 136 с.

2. Системы пылеулавливания с инерционными аппаратами в производстве строительных материалов [Текст] / В. Н. Азаров, Н. М. Сергина // Строительные материалы. – 2003. – Ν8.-С.14-15.