Исследование аэродинамического сопротивления вихревого пылегазоразделителя

ИНФОРМАТИКА, ВЫЧИСЛИТЕЛЬНАЯ ТЕХНИКА И УПРАВЛЕНИЕ

УДК 621.01(06) В. В. Алексеев

ИССЛЕДОВАНИЕ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ВИХРЕВОГО ПЫЛЕГАЗОРАЗДЕЛИТЕЛЯ

Ключевые слова: вихревой пылегазоразделитель, коэффициент сопротивления, конструктивные и режимные параметры.

Проведен анализ экспериментальных данных по аэродинамическому сопротивлению вихревого пылегазоразделителя (ВПГР) с переменной и постоянной круткой потока, моделирующих зоны пылеулавливания. Были исследованы влияния конструктивных и режимных параметров на суммарный коэффициент сопротивления.

Keywords: pylegazorazdelitel vortex, the drag coefficient, the design and operational parameters.

The analysis of experimental data on the aerodynamic drag of the vortex pylegazorazdelitelya (VPGR) with a variable and a constant twist flow modeling the dust collection area. Was investigated influence of design and operating parameters on the total coefficient of resistance.

Ранее были проведены исследования аэродинамических закономерностей вихревого пылегазоразделителя [1] и аэродинамического сопротивления во входной [2] и винтовой [3] зонах пылеулавливания аппарата по известной методике.

Целью данной работы являлось экспериментальное определение аэродинамического сопротивления аппарата, анализ экспериментальных данных по аэродинамическому сопротивлению вихревого пылегазоразделителя (ВПГР) с переменной и постоянной круткой потока, моделирующих зоны пылеулавливания,

исследование влияния конструктивных и режимных параметров на суммарный коэффициент сопротивления ^пшшб.

Основными последовательно расположен-ными зонами пылеулавливания аппарата являются: входная зона, основная и дополнительная, организованные винтовыми закручивающими устройствами (ВЗУ).

Входная зона представляла собой кольцевой канал с однозаходным тангенциальным закручивающим устройством (ТЗУ) и определялась следующими геометрическими и конструктивными параметрами: внутренним диаметром Б аппарата, м; наружным диаметром d выхлопной трубы, м;

относительной шириной a= a Ю и высотой Ь= Ь Ю входного патрубка ТЗУ; относительным радиусом

входного момента количества движения R вх =

2^вхЮ=1- a; площадью входного патрубка

7 2 2 2

Fвх= a  Ь ^ , м ; кольцевого канала Fк = "П"-^ -

22

d )/4, м ; параметром крутки потока Кт =

Fвх/Fк=4 a • Ь /(п (1-d2)); интегральным параметром крутки потока на входе в аппарат 0вх =

этфвх-R вх/Кт, где фвх = 90-авх - угол закрутки потока на входе, град.

Аэродинамическое сопротивление аппарата определялось по уравнению:

где

A

С п

н = Z .О •

J полнО

n

= £С i = С

р • V

+ С В1 + С в 2 + С 6 + С в

суммарный коэффициент аэродинамического сопротивления, рассчитанный по скорости движения газа в кольцевом сечении Ус = ву^к, м/с;

- объемный расход газа, м3/с; р - плотность газовой смеси, кг/м3; коэффициент ^вх учитывает потери энергии на входном патрубке; £въ Св2 -определяют энергозатраты на организацию закрученного потока в основной и дополнительной

зонах:

i Ъ расш Ъ пов Ъ с.

коэффициент сопротивления бункерной зоны, включающий в себя затраты энергии на расширение, поворот и сжатие потока; г = г + г -

^ вт ^ X ^ вых

коэффициент сопротивления выходной трубы, учитывающий потери энергии по длине трубы и на выходе из аппарата.

Однако на данном этапе определение составляющих суммарного коэффициента Спшшб аналитическим путем не представляется возможным, поэтому в данной работе определялся только суммарный коэффициент СполНБ, проводились эксперименты по исследованию влияния режимных и конструктивных параметров.

Для определения суммарного коэффициента сопротивления Сполно ВПГР были проведены исследования в аппарате диаметром Б=0,12м, диаметром выхлопной трубы d = 0,047м, высотой входного патрубка Ь=0,06м, шириной а=0,024м.

В экспериментах расходы газа изменялись в пределах от 50 до 250 м3/ч, температура соответствовала 20 ± 1 оС.

Методика проведения эксперимента состояла в следующем: установив расход газа по

показанию дифманометра определялся статический перепад давления Дрст.вх во входном патрубке:

A P,

= A h,

• Рж • g

2

вх

= 1

i =1

где АЪст.вх - показание дифманометра, м.вод.ст.; рж -плотность жидкости в дифманометре, кг/м3; g=9,81м/с2 - ускорение силы тяжести.

Динамический перепад давления ДРдин.вх рассчитывался по скорости движения газа на входе Увх:

A P

р • V

2

где Увх=вУ/Рвх - скорость движения газа во входном патрубке, м/с.

Для каждого из расходов определялось значение коэффициента Сшшнб:

С

2 • A P

р • V

где ДРполн = АРст.вх+ДРдинвх, Па; Ув - скорость движения газа в кольцевом сечении аппарата, м/с.

Значения критерия Рейнольдса рассчитывались по формуле:

Р • Л э У

Re в =

• э ' 13

М

где dэ=D-d - эквивалентный диаметр аппарата, м; ц - динамический коэффициент вязкости газовой фазы, Па-с.

По уравнениям (4), (5) был построен график зависимости (см. рис. 1) коэффициента СполнВ от режима движения газа Яев.

^полнЭ

250 200 150 100 50 0

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

относительного радиуса входа Я вх, осуществляемое за счет уменьшения ширины а и увеличения высоты Ь входного патрубка, при неизменном значении коэффициента крутки Кт, приводит к росту коэффициента Сполн.в. При постоянных значениях относительного радиуса входа Я вх с увеличением числа Рейнольдса значения коэффициента сопротивления СполнВ уменьшаются и стремятся к постоянной величине.

СполнВ

250

200

-Re=6780 -Re=13560

— Re=20350 -Re=27120

— Re=33900

0,79 0,8 0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 0,86

/?вх

Рис. 2 - График зависимости коэффициента сопротивления ^полно от радиуса входа Я вх

СполнВ

100

500

ReD

Кт

150

100

50

0

300

Рис. 1 - График зависимости коэффициента сопротивления ^полнб от числа Рейнольдса ReD

от

25-103 и выше стремятся к автомодельной

При увеличении числа ReD значения коэффициента Сполнл постоянной величине Спол^ = const, по числу Рейнольдса.

Анализ этого графика показывает, существуют две области.

В первой, находящейся до значений Рейнольдса (20-25)-103, на коэффициент оказывают влияние как конструктивные, режимные параметры.

Во второй области, где ReD >(20 - 25)-10 коэффициент Спишл определяется только конструктивными параметрами.

Графики зависимостей, представленные на рис. 2-4, получены путем изменения конструктивных параметров входной зоны пылеулавливания: высоты а, ширины b входного патрубка. Увеличение

что

чисел

Спол^ так и

,3

Рис. 3 - График зависимости коэффициента сопротивления ^полнб от коэффициента крутки Кт

-Gv=50 м3/ Gv=100 м: -Gv=150 м: Gv=200 м: -Gv=250 м:

0в

Рис. 4 - График зависимости коэффициента сопротивления ^полнб от входного момента количества движения 0вх

250

200

150

100

50

0

Уменьшение значений коэффициента крутки потока крутки Кт (см. рис. 3), за счет уменьшения высоты Ь при фиксированной ширине входного патрубка а ТЗУ, приводит к возрастанию тангенциальной составляющей скорости, что приводит к увеличению статического давления вблизи стенок входного патрубка и аэродинамического сопротивления аппарата. График зависимости, представленный на рис. 4, является обобщающим и построен с использованием интегрального параметра крутки потока 0вх.

Литература

1. Алексеев В.В., Поникаров И.И., Алексеев П.В.

Исследование аэродинамических закономерностей

вихревого пылегазоразделителя //Вестник Казан. технол. ун-та, 2013, т. 16, №20, с. 220-223.

2. Алексеев В.В., Поникаров И.И. Исследование аэродинамического сопротивления входной зоны пылеулавливания вихревого пылегазоразделителя // Вестник Казан. технол. ун-та, 2014, т. 17, №4, с. 220-222.

3. Алексеев В.В., Москалев Л.Н., Поникаров И.И. Исследование аэродинамического сопротивления винтовой зоны пылеулавливания вихревого пылегазоразделителя // Вестник технол. ун-та, 2015, т. 18, №8, с. 228-230.

© В. В. Алексеев - к.т.н., доцент кафедры машин и аппаратов химических производств КНИТУ, valexeevtt@mail.ru.

© V.V. Alekseev - Ph.D., Associate Professor, Department of machines and devices of chemical manufactures KNRTU, valexeevtt@mail.ru.