Расчет гидравлического сопротивления прямоточного циклона с промежуточным отбором

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

УДК 621. 928. 93
РАСЧЕТ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРЯМОТОЧНОГО ЦИКЛОНА С ПРОМЕЖУТОЧНЫМ ОТБОРОМ
В.С. Асламова
Ангарская государственная техническая академия E-mail: veras@pisem. net
Приведена методика расчета гидравлического сопротивления прямоточного циклона с промежуточным отбором, в которой оценка потерь давления в кольцевых диффузорных участках сепарационной камеры выполнена на основе характеристик пограничного слоя и по эквивалентному коническому диффузору. Закрученность потока учитывалась введением дополнительного коэффициента. Погрешность предлагаемого метода расчета гидравлического сопротивления циклона не более 9,3 °%.
Ключевые слова:
Прямоточный циклон, промежуточный отбор пыли, методика расчета гидравлических потерь, кольцевой диффузор, кольцевой конфузор, относительная толщина вытеснения, относительная толщина потери импульса, интегральное соотношение Кармана.
В работе [1] выполнено сопоставление расчетных значений потерь давления по методу В. П. Приходько [2] с экспериментальных данными [3] прямоточного циклона с промежуточным отбором (ПЦПО) [4]. Показано, что существующая метода расчета потерь давления в прямоточных циклонах не отвечает требуемой точности (относительная ошибка прогнозных значений колеблется от 31,4… 51,8%). Поэтому целесообразно разработать методику расчета потерь давления в ПЦПО с учетом его конструкции.
На рис. 1 приведена аэродинамическая схема циклона ПЦПО, состоящего из цилиндрического корпуса — 1, установленного по его оси обтекателя-вытеснителя — 2, укрепленных на обтекателе закручивающих наклонных лопастей — 3, выхлопного осевого патрубка — 4, образующего с нижней частью корпуса — 1 кольцевую пылесборную камеру
— 5 с пылеотводным патрубком — 6, промежуточной пылесборной камеры — 7 с пылеотводным патрубком — 8. Пылесборная камера — 7 выполнена кольцевой и сообщается с полостью корпуса пылеотводным каналом, выполненным в стенке корпуса в виде окон — 9 со скошенными по направлению потока краями. В промежуточной пылесборной камере — 7 установлены радиальные перегородки — 10. Обтекатель-вытеснитель — 2 выполнен с сужением на уровне окон — 9.
Представим гидравлическое сопротивление ПЦПО в виде суммы сопротивлений отдельных частей тракта: осевого направляющего аппарата (ОНА), выполняющего роль завихрителя потока, сепарационной камеры и выхлопного патрубка. Сепарационная камера начинается от выходных кромок завихрителя и заканчивается перед выхлопным патрубком.
Потери на входе в циклон ПЦПО
ОНА снабжен обтекателем, установленным на оси циклона (рис. 1). Потери при его обтекании можно рассчитать по формуле [5]:
Запыленный газ
Рис. 1. Прямоточный циклон с промежуточным отбором пыли
Со6 = 2АР0/(рХ) *
* 1,15с, (^ / ^0)/(1 — * • $м / Ро) * 0,153,
где ДР0 — гидравлическое сопротивление обтекателя- ре — плотность газа- м0 — средняя скорость в плане циклона-/0=пБ 2/4 — площадь циклона в пла-
не- 8М= т! т2/4 — площадь миделевого сечения обтекателя диаметром 4=0,09 м, коэффициент лобового сопротивления сх=0,088 и т=0,5 для турбулентного режима при Кет=^0^т/у=1,35−105. Коэффициент сопротивления ОНА вычислим по формуле [2]:
Сзае = А • созу1−7/ 7 & quot-7 = 2,686,
где /=//(ж/22)=0,4136 — относительная площадь входного сечения ОНА- у- угол установки лопаток на выходе из ОНА к радиальной плоскости- А=0,8
— для завихрителей с плоскими лопатками. Тогда при у=32,5° для w0=9 м/с и средней скорости на выходе из ОНА ^"=21,76 м/с потери на входе в сепа-рационную камеру АРт составят
АР = 0,5(С"Х + С, ^ Р = 740,359 Па.
Потери в кольцевых диффузорах
сепарационной камеры
На рис. 2 представлен внешний вид типичного кольцевого диффузора, который часто используется в качестве элемента выхлопных патрубков турбомашин. В литературе нет сведений об испытании таких кольцевых диффузоров с а1=0°, как в ПЦПО. Сепарационная камера прямоточного циклона с промежуточным отбором и центральным профилированным вытеснителем состоит из двух кольцевых диффузоров с прямолинейными образующими (рис. 3), одного кольцевого конфузора (рис. 4) и одного кольцевого канала.
Вместо углов а1 и а2 между образующими конических поверхностей, которые характеризуют геометрию кольцевого диффузора, используют плоский угол 0=(а1-а2)/2. Степень расширения диффузора пд является основным геометрическим параметром, определяющим эффективность преобразования кинетической энергии потока в потенциальную энергию давления. Влияние этого параметра при постоянном относительном входном диаметре 11 (11=11/БС1, Др=(Д+4)/2 — средний диаметр на входе) можно рассматривать при сохранении неизменным одного из двух_ параметров: относительной длины диффузора Ь (Ь =Ь/Д) либо плоского угла в. Тогда в первом случае степень расширения пд будет меняться за счет угла в, а во втором
— за счет длины Ь.
/////// / /////////
Рис. 3. Кольцевой диффузор сепарационной камеры ПЦПО
/////////////////
Рис. 4. Кольцевой осесимметричный конфузор
Рис. 5. Конфузорный вход в патрубок очищенного газа
Аналитический расчет кольцевых диффузоров базируется в основном на полуэмпирических соотношениях. Существуют следующие методы расчета [6, 7]: по эквивалентным углам- на основе характеристик пограничного слоя- по номограммам.
Расчет по эквивалентным углам
Сущность метода заключается в следующем. Диффузорному каналу ставится в соответствие конический диффузор с эквивалентным углом расширения аэ, который для кольцевых диффузоров находится по уравнению
аэ = 2агС?[(-^& quot--"-^7Х^/П"- -1)/(2 Щ.
(1)
Рис. 2. Типичный кольцевой диффузор
Коэффициент внутренних потерь? эквивалентного конического диффузора определяется на основе соотношения
с=^ (1 — 1/ П)2, (2)
где — коэффициент полноты удара, определяемый по экспериментальной диаграмме и зависящий только от угла аэ. Величина коэффициента уй включает как потери на расширение потока, так и потери трения. Значения слабо изменяется с из-
менением степени расширения пд и практически не зависит от режимных параметров.
Коэффициент полных потерь с учетом сжимаемости определяется по уравнению
(3)
Отношение плотностей в выходных сечениях диффузора [6]:
С" =С+ (а/ р2)2/ и2.
а
а
1-
А2
5(к + 1)
(1- к — 1 Я2) к-1 (1 к + 1А)
(4)
где ?=1,4 для воздуха, А^^/ж — безразмерная скорость на входе в кольцевой диффузор,1, w, — среднерасходная скорость во входном сечении диффузора и критическая скорость потока, равная скорости звука а: w,=aл/2/(k+1), а=л/кЯТ- Я, Т- универсальная газовая постоянная и температура потока. Погрешность данного метода расчета 20%.
Потери в кольцевых диффузорах
на основе характеристик пограничного слоя
Данный метод является более точным, чем метод расчета по эквивалентному коническому диффузору, но может быть использован только для безотрывного течения. Как показало сравнение расчетных данных с экспериментальными, абсолютная погрешность метода не превышает 5…8%, а относительная лежит в пределах 15% [6].
При известных характеристиках пограничного слоя в выходном сечении кольцевого диффузора определяются коэффициенты внутренних? и полных? п потерь по уравнениям [6, 7]
С = (а/А)2 -А2 /[Ид2(1 -А2)3
С" = (а/ А) М Пд 2(1 -А 2)2],
(5)
(6)
где А2*= А2*/Д — относительная условная площадь вытеснения в выходном сечении диффузора- А 2*** -относительная площадь потери энергии в выходном сечении дифф-узора. П-ри приближе-нных расчетах принимают, А 2***=1,3А 2*. Величина, А 2* определяется для кольцевых диффузоров с прямолинейной осью при пд& lt-3 из уравнения, полученного на основе интегрального уравнения Кармана:
-* _ В Д -1 2)3−34(1-а2)3−34 ^
Й2(Й2 — 12)(1 — 11)°'-
[1+х (Д 2 -1)]1'-251х
[1 + х (Д2 -1)2 -11]
(1
— & gt-/х —
А 2)3'-
(7)
где х — относительное расстояние по оси от входного сечения диффузора. Все геометрические размеры отнесены к диаметру Д. Значение комплексного параметра В вычисляется по формуле
В = (°Д44/Ке°'-2Х ?/Д)°'-8 Н, (8)
где Re1=р1Б1w1/а Форм-параметр Н пограничного слоя зависит в основном от степени расширения диффузора пд и его относительной длины Д/Д. В первом приближении примем [6, 7]
Н = 8Ц5Г = 1,4[1 + (ЛИ -1) /(Ь / Д1)2], (9)
где 82*, 82** - толщины вытеснения и потери импульса в выходном сечении диффузора.
Качественно зависимость (9) выражает тот факт, что с ростом степе-ни расширения при постоянной длине диффузора Д профиль скорости в выходном сечении приближается к отрывной форме, для которой параметр Н=2… 2,8. Значение Н=1,4 при пд=1 соответствует безградиентному течению [6].
Для рассматриваемого циклона Б 2=1, тогда уравнение (7) перепишется в виде:
,(1 -12)3'-34(1 --2)3'-34
А2 ~ В-
(1 -12)(1 -11)°'-2

{[1 -11
1 + х| 12−1 11
(1 -4х -а2)3' 92
. (10)
Коэффициент п* называемый КПД диффузора, представляет собой отношение действительного прироста статического давления к идеальному приросту (без потерь при преобразовании кинетической энергии в потенциальную) и определяется по формуле [6, 7]
1 —
1
Ид 2(1 -А2)2
1 -тт1 • (11)
Коэффициент? е, учитывающий потери кинетической энергии на выходе, вычисляется по формуле
=с" -с = (а/а)2[1 -(-2** + а2)]/[(1 -а2)3И2]. (12)
Начальное значение, А 2*=0,04 выбрано по полученным значениям параметра В и пд по номограмме, приведенной в [6, 7]. Интеграл (10) вычисл-н по методу Симпсона. Для уточнения значения, А 2* использовался метод простой итерации. Результаты расчета даны в табл. 1.
Для учета закрутки потока осевая компонента скорости воздуха w1 на входе в диффузор определяется из соотношения
Щ = К* С08(9° -П (13)
Потери давления в первом диффузоре, вычисленные по кинетической энергии на выходе, составили по эквивалентному коническому диффузору -^=4,2529 Па, по характеристикам пограничного слоя АР1=4,2768 Па. Учтем, что при степенном распределении скорости в пограничном слое и одинаковой среднемассовой скорости гидравлическое сопротивление при поступательно-враща-
X
X
Таблица 1. Результаты расчета кольцевых диффузоров
Наименование Обозначе- ние Размерность Формула Результаты расчета для диффузора
№ 1 № 2
Наружный диаметр на входе Di м 0,12 0,12
Внутренний диаметр на входе di м 0,09 0,09
Наружный диаметр на выходе D2 м 0,1 0,12
Внутрен. диаметр на выходе d м 0,0288 0,02
Длина L м 0,276 0,157
Степень расширения n м 2,1541 2,2222
Средний диаметр на входе DCp м Дср=(Д+)/2 0,105 0,105
Высота горла м НД+а1)/2 0,015 0,015
Относит. диаметр ступени D- l — 7 7
Отн. внутр. диаметр на входе di — d1=d1/D1 0,75 0,75
Отн. внутр. диаметр на выходе D — Д =С2/ D1 1 1
Отн. наруж. диаметр на выходе d — а-=а2/Д 0,240 0,170
Относительная длина L — 1=1/Д, 2,300 1,300
Эквивалент. угол расширения a градус (1) 11,2732 20,9525
Плоский угол (а=0) e градус 0=а2/2 3,1632 5,5014
Осевая скорость на входе wi м/с (13) 11,0530 11, 0551
Плотность на входе P кг/м3 1,153 604 1,15 401
Число Маха (а — скорость звука) М M=w1/a 0,3 328 0,3 329
Безразмерная скорость l — А=№'-1/М. 0,3 646 0,3 647
Отношение плотностей P/P — (4) 0,99 956 0,99 956
Число Рейнольдс Rei — Re1=w1D1/v 1 318 444 1 318 700
Параметр пограничного слоя H — (9) 1,76 568 1,82 953
Комплексный параметр B — (8) 0,3 298 0,2 176
Условная относительная площадь вытеснения Л'- - (10) 0,12 537 0,8 396
Коэффициент внутр. потерь z — (5) 0,5 241 0,2 873
Коэффициент полных потерь z — (6) 0,28 148 0,24 111
Коэффициент «полноты» удара Vd — по номограмме 0,225 0,500
Коэффициент внутренних потерь эквив. конического диффузора z — (2) 0,6 458 0,15 125
Коэффициент полных потерь z — (3) 0,27 991 0,35 357
КПД диффузора n — (11) 0,91 559 0,95 132
Коэфф. восстан. кинет. энергии Zb — (12) 0,26 534 0,23 227
тельном движении будет больше, чем при одномерном течении в Д& gt- раз [8]:
в° = (1 + 1Е27)°'-5(3-га)'-
где tgY=wz/wif, wv — скорость вращения потока у стенки, у — угол закрутки потока у стенки, т=0,25 для турбулентного режима и Д& gt-=1,5974. В работе [9] на основе сравнения с экспериментальными данными показана правомерность данного утверждения. При закрутке потока увеличивается градиент скорости в пристенной области, что приводит к повышению потерь на трение. Чем меньше Re, тем больше коэффициент поверхностного трения А, тем большее тормозящее действие оказывают стенки циклона на поток при его вращении [10]. Тогда потери давления в первом диффузоре составят АР-=в0. 4,2768=6,8319 Па. Потери давления во втором диффузоре, вычисленные по кинетической энергии на выходе, составили по эквивалентному коническому диффузору 5,0512 Па, по теории пограничного слоя — АР2=3,4446 Па. С учетом параметра Д& gt--АР2=5,5023 Па.
Из табл. 1 также видно, что коэффициент полных потерь ?", вычисленный по характеристикам пограничного слоя, у второго диффузора ниже, чем у первого, а КПД восстановления статического давления второго диффузора на 3,6% выше. Результаты расчета коэффициента? п по эквивалентному коническому диффузору для первого диффузора ниже результатов, полученных по теории пограничного слоя на 0,54%, для второго выше на 33,67%. Это можно объяснить тем, что при аэ& gt-20° характер течения во втором эквивалентном коническом диффузоре меняется. Интенсивность роста внутренних потерь вызвана появлением отрывных зон, и полные потери возрастают.
Следует отметить, что для кольцевых диффузоров применение данного метода расчета ограничено значениями плоского угла 0& lt-6… 7° [7]. В рассматриваемом случае это условие выполнено. Кроме того, в качестве одного из критериев отрыва может быть использовано значение параметра Н. В случае отрыва потока от стенок диффузора Н& gt-1,8… 2,6 [7].
Расчет потерь в кольцевом конфузоре
За первым кольцевым диффузором следует кольцевой конфузор (рис. 4). Гидравлическое сопротивление кольцевого конфузора было рассчитано по эквивалентному коническому конфузору с той же степенью сужения п0, длиной и площадью выходного сечения. Угол сужения эквивалентного конического конфузора определялся по формуле:
аэ = 2аге1ё|^1 -12) -(1−4П°)/(21)]. (14)
Представим коэффициент гидравлического сопротивления конфузора в виде суммы коэффициентов местных потерь? м и потерь на трение? щ: Скоф=См+Сшр- Значение зависит от ^^/Д (Д, Д -входная и выходная площади конфузора), от угла раскрытия, а и от относительной длины конфузора 4=4/Д. Коэффициент? м вычислялся по зависимости, справедливой для Re& gt-105, п0& lt-1 [5]: ар=0,1 745а-
-0,0125 n0 + 0,0224 n0 — 0,723 n0 +
+0,00444n0−0,745)(a] -2nap -10a
,(15)
где ар — радианах, а — в градусах, Б1Г — гидравлический диаметр конфузора, равный для круглого конфузора его диаметру Б1.
При углах, а & gt-10° и степени сужения п0& lt-0,3 после перехода от сужающего участка к прямой части трубы поток отрывается от стенок, что и обусла-
вливает, а основном местные потери полного давления. Коэффициент трения круглого конфузора? тр определялся по формуле [5]:
С* = 2-Р^/ (рщ2) = А (1-и°)/[88т (а/2)]'- (16)
где А=/^е, А), А=А/Б1 — относительная шероховатость стенок конфузора. Принято значение абсолютной шероховатости А=0,0001 м. В зависимости от режима движения, который характеризовался числом Re=/цw1Б1/рi, (w1 — средняя скорость на входе в конфузор), коэффициент трения вычислялся по формулам [5]: для Re& lt-Re<-Re2,
при Д& lt-0,007: А=(А2-А1)exp{-[0,0017(Re2-Re)]2}+А1, где А1"0,03-, А2=7,244Re2−0'-643, Re1=1160(1/Д)(,'11- Re2=2090(1/Д)0'-0635
При Re& gt-Re2 коэффициент, А определялся по формуле А. Д. Альтшуля [5]:
А и °, 1(1,46А +1°° / Яе) °'-25 «°'-11(А + 68 / Яе) °'-25.
В табл. 2 приведены расчеты? м и Сщ для кольцевого конфузора.
Осевая скорость на входе в конфузор принималась равной скорости на выходе из первого кольцевого диффузора. С учетом параметра Д& gt- потери давления в кольцевом конфузоре будут равны -^=2,3805 1,5974=3,8026 Па.
Таблица 2. Результаты расчета кольцевого конфузора
Наименование Обозначение Размерность Формула Значение
Наружный диаметр на входе D м 0,12
Внутренний диаметр на входе d м 0,0288
Наружный диаметр на выходе D2 м 0,12
Внутрен. диаметр на выходе d м 0,09
Длина L м 0,157
Степень сужения П0 м 0,46 424
Средний диаметр на входе Dср м Дср=(Д^})/2 0,0744
Высота горла l м ЫД^)/ 0,0456
Относит. диаметр ступени Dv/l — 1,63 158
Отн. внутр. диаметр на входе d — d=d/Д 0,240
Отн. внутр. диаметр на выходе D — Д=Д/Д 1,0
Отн. наруж. диаметр на выходе d — & lt-А=а2/Д 0,750
Относительная длина L — 1=1/Д 1,3083
Площадь входа F м2 0,1 066
Площадь выхода F м2 0, 495
Эквивалент. угол расширения a, градус (14) 13,4841
Осевая скорость на входе w м/с 5,13 125
Плотность на входе P кг/м3 1,15 411
Число Маха (а — скорость звука) М M=w/а 0,1 545
Безразмерная скорость l — А|=w1/w. 0,1 693
Отношение плотностей P/P — (4) 1,9
Число Рейнольдса Re1 — Re1=w1Д/v 39 850,227
Коэффициент местных потерь эквив. конического диффузора Zm — (15) 0,1 421
Коэффициент потерь на трение эквив. конического диффузора Zp — (16) 0,1 955
Коэффициент полных потерь в конфузоре Z — См+Стр 0,3 376
Осевая скорость на выходе w2 м/с Из условия постоянства масс. расхода 11,5 512
Плотность на выходе Pi кг/м3 1,154 005
Потери давления APk Па АPк=0,5ZкРW22 2,38 052
Расчет потерь в кольцевом канале
сепарационной камеры
Течение закрученного потока в кольцевом канале отличается большой сложностью и характеризуется переменностью всех параметров по его длине. Развитие потока в канале определяется геометрическими параметрами закручивателя и соотношением диаметра внутренней вставки йет к диаметру циклона йв^ст=-ст/В. Для рассматриваемого циклона ПЦПО с й? кт=0,75, согласно линейной интерполяции данных эксперимента Э. Н. Сабурова [11], ?и"=1,11. Тогда гидравлического потери в кольцевом канале составят ДДи0,5?шр. ^т2=303,949 Па.
Расчет потерь при входе в конфузорный
коллектор и в выхлопной трубе
Для снижения гидравлических потерь выхлопной патрубок очищенного газа был оснащен отбойными шайбами, выполненными в виде конфу-зора круглого сечения с прямолинейными образующими, рис. 5.
В табл. 3 приведены расчеты? м, СтР для различных шайб. Видно, что чем больше угол раскрытия конфузора, а и меньше степень сужения п0, тем значительнее отрыв потока и больше сопротивление конфузора.
Коэффициент гидравлического сопротивления в колене выхлопного патрубка можно представить в виде Сол=Смк+СтР, где Смк, СшР — коэффициента местного сопротивления и трения. Для расчета? мк использована формула Г. Н. Абрамовича [5]:
Смк = 2ДРК/ (рХ) =
где А1, В1, С — коэффициенты, учитывающие влияние угла изогнутости отвода 0к относительного радиуса закругления и вытянутости поперечного сечения
колена. При 0=90°, по данным Б. Б. Некрасова [5], А1=1, для круглого сечения колена С1=1. Величину В1 можно вычислить по приближенной формуле
при (Я0/й) • (Я0/Ь0) & gt- 1 Д = 0,21/^0/ й0. (17)
Для циклона ПЦПО Л0/^0=3. Следовательно, Смк=В1=0,1212 по формуле (17).
Коэффициент сопротивления трения Х» зависит от режима движения Ке^^^ДОУр^ от относительной шероховатости стенок Д2=Д/W2 -диаметр и средняя скорость газа в выхлопном патрубке). Коэффициент Хе вычислялся по формуле Кольбрука [5] методом дихотомии
1
(
& gt-/к
= -21е
2,5
Яе"
Л
(18)
КоэффициентшР определялся по формуле [5]:
стр = 0,1 750Яо/ йеьа. (19)
Суммарные потери на входе в выхлопную трубу, оснащенную шайбой диаметром Д=0,1115 м, и поворот составили ДР^^ДР^+ДР^. Полные потери в циклоне вычислялись по формуле ДР=ДРвх+ДРвых+ДР1+ДР2+ДРкон+ДРкан. Сопоставление опытных значений сопротивления ДРЭ циклона ПЦПО [3] с расчетным ДР показало приемлемую точность предлагаемой методики расчета (не более 9,3%, см-табл. 4). Погрешность определялась по формуле -=100(ДРЭ-ДР)/ДРЭ, %. В эксперименте сопротивление ДРЭ циклона определялось по перепаду полного давления в сечениях 2−2 и 1−1 (рис. 1) по уравнению Бернулли.
Выводы
1. Предложен метод расчета гидравлического сопротивления прямоточного циклона с промежуточным отбором, в котором коэффициенты вну-
Таблица 3. Результаты расчета конфузорного выхода из циклона
Диаметр шайбы Ц, м Высота /к, м -вых а, ° № 2, м/с П0 по (14) Стр По (15) ДРкв, Па
0,10 425 0,0392 4ых=0,48 61,44 39,0625 0,3053 0,1043 0,0050 96,2673
0,10 465 0,0400 60,92 0,3029 0,1033 0,0051 95,4723
0,11 150 0,0390 69,29 0,2669 0,1252 0,0046 114,346
0,9 350 0,0277 65,89 0,3795 0,1068 0,0045 97,9990
0,10 425 0,0392 4ы*=0,58 47,63 26,7539 0,4457 0,0654 0,0056 29,3515
0,10 465 0,0400 47,32 0,4423 0,0652 0,0057 29,2651
0,11 150 0,0390 56,49 0,3896 0,0867 0,0051 37,9272
0,9 350 0,0277 46,67 0,5541 0,0539 0,0050 24,3106
0,10 425 0,0392 0вых 0,68 32,19 19,4637 0,6127 0,0301 0,0064 7,9708
0,10 465 0,0400 32,15 0,6080 0,0304 0,0064 8,0447
0,11 150 0,0390 41,95 0,5356 0,0487 0. 0056 11,884
0,9 350 0,0277 24,25 0,7617 0,0136 0,0057 4,2088
Таблица 4. Расчет потерь давления в колене выхлопного патрубка
0 вых Reв. 105 Д2. 10−2 Re"рeл. 105 кв по (18) Сктр по (19) Скол ДРкол, Па ДРвых, Па Д. ДРвых, Па Д Р, кПа ДРЭ, кПа Д, %
0,48 1,50 0,174 2,88 0,0282 0,1333 0,2545 197,3 311,65 497,83 1,56 1,71 8,77
0,58 1,24 0,144 3,48 0,0286 0,1350 0,2562 93,15 131,08 209,40 1,27 1,40 9,28
0,68 1,06 0,122 4,08 0,0281 0,1329 0,2542 48,91 60,80 97,11 1,15 1,10 4,54
тренних и полных потерь в кольцевых диффу-зорных участках сепарационной камеры определяются на основе характеристик пограничного слоя. Закрученность потока учитывается введением дополнительного коэффициента.
2. Показано, что при использовании предлагаемого метода относительная погрешность расчета потерь давления в аппарате не превышает 9,3%.
3. Установлено, что с увеличением диаметра выхлопного патрубка до 0,68 от диаметра циклона точность прогноза гидравлического сопротивления увеличивается. Для относительного диаметра выхлопного патрубка 0,48 примерно 47,5% от общих потерь давления составляют потери в закручивателе, 20,6% потерь приходится на гидравлические потери в сепарационной камере и 31,9% - потери в выхлопном патрубке.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Асламова В. С. Сопоставление результатов расчета коэффициента гидравлического сопротивления и потерь давления прямоточного циклона с промежуточным отбором с экспериментом // Известия Томского политехнического университета. -2008. — Т 313. — № 4. — С. 51−53.
2. Приходько В. П., Пирогова О. А., Прохоров Е. М. Основные принципы создания энергосберегающих устройств циклонного типа // Химическое и нефтегазовое машиностроение. -2006. — № 10. — С. 32−33.
3. Асламова В. С., Шерстюк А. Н. Влияние геометрических и режимных параметров прямоточного циклона на его эффективность // Теплоэнергетика. — 1991. — № 10. — С. 63−67.
4. А.с. 1 386 309 СССР. Прямоточный циклон / А. Н. Шерстюк,
В. С. Асламова и др. Опубл. 7. 04. 1988, Бюл. № 13. — 4 с.: ил.
5. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. — М.: Машиностроение, 1992. — 672 с.
6. Дейч М. Е., Зарянкин Л. Е. Газодинамика диффузоров и выхлопных патрубков турбомашин. — М.: Энергия, 1970. — 384 с.
7. Дейч М. Е. Техническая газодинамика. — М.: Энергия, 1974. -592 с.
8. Болтенко Э. А. Потери давления в парогенерирующих каналах с закруткой потока // Теплоэнергетика. — 2004. — № 2. -
С. 11−12.
9. Брэдшоу П. Введение в турбулентность и ее измерение. — М.: Мир, 1974. — 278 с.
10. Идельчик И. Е., Коган Э. И. К исследованию прямоточных циклонов // Проблемы циркуляции и кондиционирования воздуха. — Минск: Высшая школа, 1969. — С. 318−326.
11. Сабуров Э. Н., Карпов С. В., Осташев С. И. Теплообмен и аэродинамика закрученного потока в циклонных устройствах. — Л.: ЛГУ, 1989. — 276 с.
Поступила 28. 04. 2008 г.
УДК 620. 9:662. 6
ИССЛЕДОВАНИЕ АДСОРБЦИОННОГО УСТРОЙСТВА ДЛЯ ПОДГОТОВКИ ПОПУТНОГО НЕФТЯНОГО ГАЗА К СЖИГАНИЮ
М. Н. Ильина, И.А. Иванова
Томский политехнический университет E-mail: marishka1999@sibmail. com
Приведены данные по использованию адсорбционного устройства в энергетических установках в качестве предгорелочной подготовки попутного нефтяного газа непосредственно на месте добычи. Приведен сравнительный анализ состава попутного нефтяного газа до и после адсорбционного устройства. Для заданных условий проанализирован эксплуатационный запас адсорбирующего наполнителя-шабазита.
Ключевые слова:
Энергетическая установка, нефтяной попутный газ, адсорбция.
Введение
Сжигание нефтяного газа, содержащего значительное количество целевых углеводородных компонентов, в качестве топлива в промысловых условиях на простейших газогорелочных устройствах, как правило, происходит в детонирующем режиме с низким КПД, сопровождается неполным сгоранием газа и значительным выбросом загрязняющих веществ в атмосферу. В качестве решения дан-
ной проблемы предложено использовать адсорбционное устройство с цеолитовым наполнителем как элемент предгорелочной подготовки топлива.
Задачи работы
Процесс адсорбции известен и широко применяется в нефтяной промышленности. Можно рассчитать скорость адсорбции, время насыщения, однако в случае, когда газ, такой как попутный нефтя-

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой