авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ РОССИЙСКАЯ БИБЛИОТЕКА - WWW.DISLIB.RU

АВТОРЕФЕРАТЫ, ДИССЕРТАЦИИ, МОНОГРАФИИ, НАУЧНЫЕ СТАТЬИ, КНИГИ

 
<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |

Повышение технологической эффективности аппаратов вихревого типа в системах газоочистки

-- [ Страница 2 ] --

представлено. Произведен расчет величины Р приближенно, используя предельное значение vr, v при k >> 2. После интегрирования и соответствующих преобразований давление в относительной форме вычисляется как

. (6)

Установлено, что независимо от способа создания закрученного течения общая структура окружного потока в них сходна и может быть представлена принципиальной схемой (рис.2).

На наличие двух вихрей – центрального и периферийного – указывается в многочисленных работах. Пристенная зона обычно полагается малой и исключается из анализа. Однако, именно в этой области поток полностью затормаживается, проявляются усилия сдвига, на преодоление которых расходуется энергия вихря. Рассмотрено закрученное движение несжимаемой среды в цилиндрической системе координат (рис.2) у стенки аппарата вдали от торцевых крышек.

За пределами анализируемого участка течение полагается уста-новившимся, а интенсивность радиальных перемещений настолько большой, что их влияние на величину окружной компоненты v пренебрежимо мало, т.е. v r = const.

1 2 3 r 4

v

I II III

vо Qг

v=r v=c/r

Qх Rд Qх+ Qo 2R

R z 2R

Qo

Ro

Qг+ Qo

vr

0 r H

Рис.2. Структура закрученного по- тока в аппаратах вихревого типа: I центральный вихрь квазитвер-дого вращения; II – потенциальный вихрь; III – пристенная зона Рис.3. Схема потоков в вихревой трубе

Принято, что в пределах пограничного слоя толщиной радиальная сос-тавляющая скорости vr = 0, течение считается установившимся и осесиммет-ричным, т.е. отсутствуют производные по угловой координате . Таким образом уравнение неразрывности преобразуется в выражение vz / z =0,

откуда vz = const в пределах . На стенке vz = 0, следовательно, это условие справедливо и для всего пограничного слоя.Для определения окружной составляющей скорости v в области (R – ) r R из уравнения движе-ния с учетом сделанных допущений получено дифференциальное уравнение второго порядка

, (7)

решение которого

Постоянные интегрирования С3, С4 находятся из условий прилипания: r = R, v = 0; r= R – , v = о R/( R – ). Окончательно, для вычисления азимуталь-ной компоненты получено соотношение

. (8)

Неизвестная толщина пограничного слоя может быть найдена из условия, что касательное напряжение на внешней границе r равно скоростному напору внешнего течения v/2. Для определения величины r использован закон вязкого трения Ньютона и известное распределение по радиусу азимутальной составляющей скорости v (8)

, (9)

Гидравлические потери в пристенной зоне (R – ) r R с учетом соотношения (9) найдены как

. (10)

Для определения параметров модели о и Rо вычислим градиент давле-ния из первого уравнения движения (1)

(11)

На входе в вихревую камеру R1 окружную составляющую скорости потока определим из уравнения расхода Q. Интегрирование уравнения (11) дает возможность вычислить перепад давления в слое , как

. (12)

Величина часто известна или может быть измерена. При выбросе газа в атмосферу, что как правило наблюдается, равно избыточному давлению на входе в вихревой аппарат. Решая равенство (12) относительно Ro и используя известное распределение азимутальной компоненты скорости , получим значения искомых параметров o, Ro. Введем коэффициент давления как отношение Р к динамическому напору . Тогда

, (13)

Представленные результаты дают возможность оценить влияние основ-ных геометрических и режимных параметров вихревого аппарата на его гидродинамические свойства.

При периферийной подаче газа в цилиндрическую камеру разделе-ния поток тормозится на внешней стенке выхлопного патрубка радиуса Rп в узком пограничном слое . Будем считать, что патрубок Rп находится в пределах Rо, в котором течение подчиняется закону вращения твердого тела.

Исходя из допущений, аналогичным предыдущим, для вычисления азимутальной скорости у поверхности выхлопного патрубка Rп вихревого аппарата, получены соотношения

. (14)

На основе исходной системы уравнений (1) проведен качественный анализ течения газа в вихревой трубе. Расчетная схема представлена ци-линдрическим элементом радиуса R и длиной Н, в которой закрученное дви-жение газа создается вихревым завихрителем 1 (рис.3). Дроссельное ус- тройство представлено упрощенно в виде плоского неподвижного диска 4, установленного с некоторым кольцевым зазором для периферийного отвода нагретого потока с расходом Qг. Охлажденные слои в количестве Qx отво-дятся с противоположной стороны через центральное отверстие 2. Таким образом, в камере разделения 3 сформированы два осевых течения, дви-жущихся навстречу друг другу. Наличие неподвижного дроссельного диска создает дополнительное осевое течение интенсивностью Qо, циркулирующее в пределах вихревой трубы.

Анализ течения газа в разделительной камере проведен при принятых ранее допущениях, полагая, что толщина пограничных слоев пренебрежимо мала, а турбулентность характеризуется параметрами турбулентной вязкости t и теплопроводности t.

Добавим к системе (1) уравнение энергии

. (15)

Граничные условия формулировались на оси ВТ (r = 0) и у стенки (r = R). При этом полагалось, что пограничные слои имеют малые, но конечные величины. Для оценки турбулентной вязкости t использовалась гипотеза Прандтля о длине пути перемешивания. Размер центральной зоны r = R в общем случае может быть отождествлен с размером центрального вихря квазитвердого вращения Rо. Затем полагалось, что механизмы обмена количеством движения и теплотой в турбулентном потоке сходны, турбулентное число Прандтля можно принять Pr =1,0 для воздуха. Кроме того, в анализ вводились аппроксимирующие соотношения для ряда величин, используя принцип аналогии.

Необходимость таких допущений связана с более сложной структурой вихревых потоков, вызванной, в том числе, интенсивными продольными тече-ниями, внутренней циркуляцией среды, не учитываемыми в ранее рассмот-ренных случаях. Тем не менее, численный анализ результатов полученных со-отношений показал, что расчетные данные качественно, но не количественно отражают реальную обстановку в вихревых трубах. Последнее может быть связано с потерей устойчивости закрученного движения среды.

Будем считать, что вихревой поток не меняет направление вращения, что обычно характерно для аппаратов с закрученным движением фаз, когда свободный и стесненный вихри вращаются с разными угловыми скоростями, но в одну и туже сторону. Примем для удобства, что v > 0 и, следовательно, 1>0, 2 > 0, > 0. Для определения устойчивости течения по упрощенной методике Релея получено соотношение

. (16)

Рассмотрим общий случай движения частиц между двумя слоями жидкости, вращающимися с произвольными угловыми скоростями 1, 2. Воспользуемся формулой (4) для вычисления компоненты v и выразим через нее левую часть неравенства (16).

Геометрически , и знакообразующим соотноше-нием остается неравенство

. (17)

Проведенный анализ показывает, что закрученное течение теряет устойчи-вость в двух случаях. Вопервых, когда радиальная скорость потока приоб-ретает значения, характерные для условия k =2 и выражение (17) становится тождественно равным нулю. Вовторых, когда внутренние слои закрученного потока начинают вращаться быстрее внешних в соответствии с неравенством

. (18) Полученный ранее результат (17) позволяет констатировать потерю устой-чивости на границе приосевой и периферийной зон (II), где значение параметра k при радиальном движении к центру возрастает по абсолютному значению от нуля (рис.4). Введем критерий потери устойчивости как

Рассмотрим приосевую зону квазитвердого вращения I (рис.

4). Профиль окружной компоненты скорости v представлен соотношением . Область устойчивых течений (16) в этом случае определяется неравенством , которое выполняется во всех случаях, поскольку исходно было при-нято, что > 0. Таким образом, течение в зоне I устойчиво. В пределах сво-бодного вихря III, внутренние слои вращаются с большей угловой скоростью, чем внешние, 2 > 1 и следовательно, неравенство (16) может быть нарушено. Из отмеченного следует, что в зоне III, во всяком случае, в отдель-ных её частях, поток теряет устойчивость. В самом общем случае, используя закон распределения скоростей потенциального течения v=c/r находим, что неравенство (16) в зоне III нарушается, поскольку его левая часть тож-дественно равна нулю. Используя введенное понятие критерия потери устой-чивости, вычислено значение vr по параметрам эксперимента, vr =4,410-3 м/с.

В литературных источниках представлены данные о распределении сос-тавляющей скорости vr по радиусу рабочей камеры вихревой трубы. Данные вычислений показывают, что зона потери устойчивости (II) сосредоточена в весьма узкой области на границе свободного и стесненного вихрей.

Z r R R1 I II III Рис. 4. Схема вращения газа в вихре- вой трубе:I.Область квазитвердого вра- щения; II. Область неустойчивости на границе приосевой и периферийной зон; III. Периферийная зона неустойчивого течения Указанное оправдывает название «вихревая нить», данное этому явле-нию исследователями, наблюдавши-ми вихревые контуры визуально. Полученные результаты позволяют представить процесс перераспределе-ния энергии от центральных слоев к периферийным, образованием вихре-вых циркуляционных структур на границе зон в приосевой области, с последующей их диссипацией на пе-риферии. Проведенный анализ позво-ляет теоретически обосновать и объе-динить ряд гипотез, объясняющих

природу эффекта Ранка, в частности о взаимодействия вихрей, о совершении турбулентными молями микрохолодильных циклов, поскольку существуют зоны сжатия и расширения (рис.4), возникновению ударных волн.

Результаты анализа гидродинамики аппаратов с закрученным движением фаз сравнивались с данными непосредственных измерений, имеющихся в технической литературе. При этом основной целью являлось установить, в какой степени полученные соотношения корреспондируются с имеющимися, апробированными данными. В качестве объекта сопоставления выбраны хо-рошо изученные, широко применяемые на практике циклоны ЦН15.

Общее гидравлическое сопротивление циклона представлено в виде суммы

, (19)

Расчет был произведен для потока воздуха при нормальных условиях и условной скорости газа 4 м/с.Гидравлические сопротивления на входе в цик-лон Р1 и на выходе Р5 вычисляются по формуле Дарси. Скорость потока в подводящем патрубке определена из уравнения расхода. Заметим, что значение скорости потока на входе vвх при тангенциальном вводе соответствует окружной составляющей скорости v1 = vвх cos, где угол наклона входного патрубка.

Гидравлические потери на трение у стенки цилиндрического корпуса Р2 вычислены с учетом соотношения (9). Величина Р2, в основном, опре-деляется параметрами центрального вихря о, Rо, который расположен в зоне выхлопного патрубка RП. Пограничный слой у его поверхности крайне тонок, что подтверждают вычисления по формуле (14) и с достаточной для практических расчетов точностью можно принять, что Rо = RП.

Гидравлическое сопротивление вращающегося слоя Р3 найдено по формуле (6).

Потери на трение у поверхности патрубка Р4 вычислены из (14), полагая что 4/Re << 1.

Результаты вычислений сведены в таблицу 1

Таблица 1

D P1 P2 P3 P4 P5 P P3/P %
300 89,8 73,4 949,6 223,2 92,3 1428,3 1517 0,665 5,8
400 93,3 78,7 989 238,2 93,5 1492,7 1517 0,663 1,6
500 97,3 83,2 987 247,5 89,5 1504,5 1517 0,656 0,82
600 104 89,9 1024,4 264 89,8 1572 1517 0,652 3,6
1400 113,5 100,4 1026,5 285,5 83,9 1609,8 1517 0,638 6,1

По тем же соотношениям вычислено гидравлическое сопротивление ВТНН. Расхождение замеренных и вычисленных значений не превышает 2%. Таким образом, все рассмотренные в главе 2 гидродинамические модели приемлемы, поскольку их результаты использовались в данных вычислениях и дали хорошее совпадение с общепризнанными данными.

Проведенные вычисления позволяют определять вклад отдельных составляющих в общий баланс гидравлических потерь в вихревом аппарате. Как оказалось, наибольшее влияние на суммарное значение Р оказывает сопротивление вращающегося слоя газа (более 60%). Знание этой величины

тем более необходимо при анализе гидродинамической устойчивости закрученного потока, поскольку именно Р3 используется в расчетах. В тех-

нической литературе, как правило, приводится общее гидравлическое сопро- тивление аппарата Р.

Третья глава посвящена исследованию эксплуатационных характе-ристик вихревой трубы низкого напора. В вихревой трубе создается интен-сивная закрутка входного потока газа, что может быть использовано для придания изучаемому устройству дополнительных функций пылеуловителя и воздухоосушителя. В данном исследовании упор делается на изучение характеристик вихревой трубы при низких напорах поступающего воздуха.

Как оказалось, температурные показатели холодного ( Тх 0…-4С) и горячего потоков (Тг 40С) вполне приемлемы для их использования в случаях, когда не требуется глубокой степени охлаждения. Следует отметить, что достаточно низкие давления Pс ~ 1,75105 Па не требует привлечения высоконапорной компрессорной техники. Отмеченное выше обстоятельство упрощает конструкцию системы, снижает расход энергии и расширяет область приме-нения вихревых труб. Экспериментальный стенд оснащен высокотехноло-гичным комплексом контрольноизмерительных приборов, интегрированных с программным обеспечением. Для исследования влияния запыленности воздуха на процесс температурного разделения газа был спроектирован, изготовлен и испытан опытный образец вихревой трубы (ВТНН), являющийся основным блоком экспериментального стенда.

Одним из главных преимуществ вихревых аппаратов по сравнению с традиционными парокомпрессионными холодильными машинами является их практически полная безинерционность. С целью определения динамических характеристик вихревой трубы были проведены испытания опытного образца ВТНН, результаты которых представлены на рис. 5 (зависимости Тх = f() и ТГ = f() ). Видно, что после выхода вихревого аппарата на рабочий режим (менее 5 минут) переходы на следующие температурные режимы, вызванные уменьшением давления на входе Рс, составляют 2 3 минуты. Таким образом, результаты экспериментов подтверждают практически малую инерционность вихревых труб. Исходя из уравнения энергии, записанного для рассматривае-мого вихревого течения было показано, что вихревой эффект может быть представлен системой обобщенных параметров в виде зависимости

. (20)

Рис.5 Инерционные характерис- Тики вихревой трубы Принимая для воздуха Prt=1, зависи-мость (20) предстанет в виде . Результаты экспериментов по изучению эффективности низкона-порной вихревой трубы в обобщенном виде представлены на рис. 6. Оконча-тельно найдено, что . (21) Следует отметить хорошую сходи-мость результатов отдельных изме- рений и ярко выраженную тенденцию влияния величины Eu на число Ec.


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |
 





 
© 2013 www.dislib.ru - «Авторефераты диссертаций - бесплатно»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.