Аэродинамические способы повышения эффективности систем пылеулавливания в химической промышленности

При рабочей температуре, близкой к точке росы, происходит налипание пыли и коррозия стенок аппаратов, газоходов и вспомогательных устройств. Поэтому при проектировании и эксплуатации систем и аппаратов пылеулавливания наибольший интерес представляют сведения о точке росы газов, подлежащих очистке. Для пылей глины, известняка, доломита и магнезита точка росы пылегазовых потоков, как показано в [5], меняется в пределах от 39°С до 58°С.

Низкое значение точки росы газов позволяет организовать работу и соответствующих газораспределительных устройств при температурах ниже 100° С. Это имеет большое значение, так как снижение температуры заметно уменьшает объемы дымовых газов, подлежащих обеспыливанию.

3. Аэродинамические проблемы эксплуатации пылеуловителей

В производстве огнеупоров пылеулавливание является неотъемлемой частью технологического процесса, так как сырьевые материалы при их переработке находятся во взвешенном состоянии и необходимо максимальное извлечение их из газовой среды.

Поэтому должно быть обеспечено эффективное пылеулавливание не только по санитарным, но и по технологическим соображениям. Выбор схемы начинается с анализа исходных данных. Физико-химические свойства газов и пыли позволяют выбрать дополнительные устройства, тягодутьевое оборудование и конструкционные материалы для изготовления аппаратов и газораспределительных устройств.

После оценки гидравлического сопротивления и ожидаемой эффективности выбранных аппаратов формулируют дополнительные требования к газораспределительным устройствам.

В табл. 3.1 приведены ориентировочные сводные данные об эффективности различных пылеуловителей, используемых в огнеупорной промышленности.

Таблица 3.1

Ориентировочная эффективность различных пылеуловителей в огнеупорном производстве

При выборе аппаратов, указанных в табл. 3.1, учитывают и аутогезионные свойства пыли, чтобы исключить залипание рабочих элементов (рукавов, осадительных и коронирующих электродов), коммуникаций, дополнительного оборудования и транспортных приспособлений. Абразивные пыли приводят к истиранию рабочих поверхностей, что вызывает перераспределение скоростей пылегазового потока в рабочем сечении аппарата и резкое ухудшение аэродинамических условий разделения газовой гетерогенной системы с твердой дисперсной фазой, приводящее к снижению эффективности пылеуловителя.

Таким образом, разработка способов оптимизации аэродинамических условий эксплуатации систем пылеулавливания, что является предметом настоящей работы, является непременным условием обеспечения их эффективности.

С учетом современных тенденций [6] эта задача актуальна для фильтрующих и других аппаратов полочного типа с насыпными слоями зернистых (кусковых) тел, для аппаратов радиального типа с прохождением потока через боковую проницаемую поверхность, состоящую из слоя сыпучих или цементированных тел, ткани, волокон, различной набивки, сеток, решеток и т.п., для коллекторных систем с равномерной раздачей потока и, конечно, для электрофильтров с их исключительным разнообразием условий подвода пылегазового потока.

Поэтому особый интерес представляет анализ механизма растекания пылегазового потока по распределительным устройствам.

Во многих случаях выравнивание потока может быть достигнуто с помощью специальных направляющих устройств (лопатки, разделительные стенки и пр.)

Выравнивание потока может быть осуществлено также с помощью сопротивлений, рассредоточенных по сечению. В качестве таких сопротивлений используют различные виды решеток или сеток, насыпные слои кускового или сыпучего материала и др.

Квалифицируя зернистые слои как весьма перспективные способы пылеулавливания в огнеупорном производстве, рассмотрим схему протекания пылегазового потока через такие слои, как это показано на рис. 3.1 [7].

При толщине слоя с коэффициентом сопротивления, соответствующим оптимальному значению (рис. 3.1, а), пылегазовый поток, набегая узкой струей, постепенно растекается от сечения к сечению и за слоем устанавливается наиболее равномерное поле скоростей. С увеличением толщины слоя, а следовательно, и значения степень растекания перед фронтом слоя будет возрастать до тех пор, пока узкая струя, набегающая на слой, не станет растекаться по его фронту полностью (рис. 3.1, б). Это растекание происходит так, что периферийная часть струи устремляется к стенке канала почти параллельно фронту слоя. В результате в первых внутренних сечениях слоя профиль скорости становится неравномерным с повышенными значениями в центральной и пристенной областях (рис. 3.1, б и в). В следующих сечениях слоя характер профиля скорости будет меняться под влиянием многих факторов, одним из которых является пристенный эффект. При этом в зависимости от формы, шероховатости и других особенностей частиц (зёрен) слоя влияние стенки сказывается либо на очень узкую область сечения (0,5 - 5,0) d3, либо на широкую (несколько десятков диаметров зёрен). Наибольшая проницаемость слоя получается у самой стенки (е ? 1).

Повышенная проницаемость слоя вблизи стенки аппарата обусловлена и частицами слоя [8]. Переменная по сечению пористость обусловливает переменное сопротивление и приводит к перетеканию части газа из центральной области к периферии. При этом скорости в центральной области уменьшаются, а в пристенной еще более возрастают, и на выходе из слоя устанавливается профиль скорости вогнутой формы с резко повышенной скоростью у стенки.

Форма профиля скорости 2, показанная на рис. 3.1, б, будет иметь место только в том случае, когда упаковка слоя остается неизменной после его засыпки. Если в процессе эксплуатации под действием тех или иных факторов первоначальная упаковка и проницаемость слоя будут изменены, то распределение потока в нем получится еще более неравномерным (рис. 3.1, в). Если поток движется в аппарате сверху вниз и проходит слой, лежащий на сетке или перфорированном листе (решетке), то не исключена возможность полного или частичного перекрытия частицами слоя проходных отверстий сетки или решетки. Тогда возникает дополнительная неоднородность слоя [9].

Все эти факторы создадут аналогичную неравномерность распределения скоростей в слое также и при набегании на него потока полным сечением (см. рис. 3.1, г).

При указанных условиях в сечениях за слоем профиль скорости будет дополнительно деформироваться еще и вследствие эффекта подсасывания. Поэтому профили скорости, измеренные за слоем, не будут точно отражать истинного распределения скоростей внутри слоя (см. кривые 2 и 3, рис. 3.1, б и г).

Для устранения или уменьшения влияния пристенного эффекта на протекание жидкости через насыпной слой можно разделить поперечное сечение перфорированными листами или сетками 4 (см. рис. 3.1, д) переменного живого сечения. Это приведет к увеличению сопротивления вблизи стенки и к устранению возникающей неравномерности распределения скоростей. Перетекание жидкости к стенке можно предотвратить вертикальными перегородками 5, установленными вдоль слоя (см. рис.3.1,е).

Эффективным и простым способом уменьшения пристенного эффекта может быть установка узких колец на определенном расстоянии одно от другого вдоль слоя. Такие кольца увеличат сопротивление проходу газа через пристенные каналы и уменьшат возможность перетекания ее к стенкам аппарата.

Исследования аэродинамики зернистых слоев, расположенных на различном расстоянии от центрального входа струи [12], показали, что с ростом значений Re неравномерность распределения скоростей уменьшается. Практический интерес представляет качественная и количественная оценка пристеночного эффекта, являющегося источником существенной неравномерности поля скоростей. Отмечается [13] несимметричный профиль и резкое повышение скоростей и массовой концентрации дисперсной фазы в пристеночной зоне, возрастающее с уменьшением комплекса Dслоя/d3. В [14] обсуждается влияние шероховатости стенок на потери напора и распределение скоростей при фильтровании воздуха через неподвижные и движущиеся зернистые слои; отмечается снижение перепада давлений в цилиндрическом аппарате при переходе от неподвижного к движущемуся слою с одновременным увеличением пристеночного эффекта.

Очень показательны результаты опытов по выявлению характера зависимости wi/wK = ц(y/Re) за слоевой насадкой с диаметром зерна d3 от 0,6 до 25 мм при 177 < Re < 2850 [7].

С уменьшением диаметра зерен и резким увеличением осл коэффициент сопротивления проходных каналов у самой стенки окан меняется незначительно, так как сопротивление трения на самой стенке не зависит от d3. Это и приводит к резкому возрастанию степени перетекания газа к стенке при понижении Re с уменьшением d3 [15].

Рис. 3.1. Схема протекания потока через насыпной слой [7]:

а - узкая струя, слой с оптимальным коэффициентом сопротивления (осл= оопт); б - то же, осл > оопт и при влиянии только стенки аппарата; в - то же, при дополнительном влиянии неоднородности слоя; г - однородный поток, влияние стенки аппарата; д - с решетками переменного сопротивления; е - с продольными разделительными стенками; 1 - зона, не продуваемая потоком, или со сниженными скоростями; 2 - примерный профиль скорости непосредственно на выходе из слоя; 3 - то же, на небольшом расстоянии за ним; 4 - решетка; 5 - продольная стенка; 6 - профиль скорости внутри слоя; 7 - кольцевое ребро.

В методическом плане исследования аэродинамики зернистых слоев требуют определения степени неравномерности распределения пористости в зернистых фильтрующих слоях насыпного или связанного типа. Для решения этой задачи применяют традиционные способы - микрофотографию, жидкостную порометрию отдельных образцов под вакуумом или давлением, наполнение пор отдельных образцов люминофором и регистрацию яркости свечения люминофора после облучения образца источником ультрафиолетового света, анализ локальной пористости путем измерения расхода газа через небольшие площади пористой поверхности с последующим использованием для расчета кинетических закономерностей Дарси, гидростатическое взвешивание отдельных частей образца, электромагнитную дефектоскопию [10].

Вышеуказанные методы не позволяют измерять пористость непосредственно при эксплуатации, связаны с нарушением структуры образца, например, при гидростатическом взвешивании, и отличаются относительной сложностью оборудования.

Свободный от этих недостатков магнитоэлектрический дефектоскоп неприменим для немагнитных зернистых фильтрующих слоев.

К сожалению, сведения о совместном влиянии геометрической формы и гранулометрического состава фильтровальных элементов из пористых материалов на неравность распределения пор неполны и противоречивы.

Особый интерес представляет определение профиля скоростей в слое насыпного материала, позволяющее судить о степени неравномерности пористости.

Непосредственное измерение скоростей в слое трубками Прандтля здесь неприменимо даже при использовании самых миниатюрных датчиков динамического напора, так как вектор скорости потока меняет свое направление от нуля у поверхности зерна до максимальной величины в средней части просвета между зернами.

По-видимому, наиболее надежные результаты можно получить, измерив значения локальной скорости w непосредственно на выходе потока из слоя.

Необходимо отметить оригинальные, получившие широкую известность [11] методики косвенного измерения локальной скорости внутри зернистого слоя, основанные на продвижении фронта сорбции в слое или на оценке интенсивности массоотдачи от поверхности одиночных, медленно испаряющихся зерен (нафталина), заложенных в различных участках слоя.

Нетрудно заметить, что описанные методики достаточно трудоемки, предпочтительная область их применения ограничена лабораторными условиями и узким температурным диапазоном, и поэтому применение их для целей экспресс-анализа в производственных условиях недостаточно перспективно.

Решение аэродинамических аспектов повышения эффективности пылеуловителей связано с анализом механизма растекания потока по плоской (тонкостенной) распределительной решетке.

Плоские (тонкостенные) решетки обладают специфической особенностью, заключающейся в том, что при достижении определенных значений коэффициента сопротивления эти решетки усиливают неравномерность потока за ними, придавая профилю скорости характер, прямо противоположный характеру распределения скоростей перед ними.

Растекание струи до бесконечности возможно только при установке решетки в неограниченном пространстве (рис.3.2, а). Если решетка находится в трубе (канале) конечных размеров (рис. 3.2, б), структура потока за ней будет иная. Так, например, в случае центрального (фронтального) набегания жидкости на решетку в виде узкой струи, последняя, растекаясь радиально и достигая за решеткой стенок трубы (канала), неизбежно изменит свое направление на 90° и дальше будет перемещаться вдоль стенок в виде кольцевой струи. В условиях реальной среды, вследствие турбулентного перемешивания, газ, подходя к стенкам трубы (канала), будет увлекать за собой неподвижную часть газа из центральной части сечения. На освободившееся место из более удаленных от решетки сечений будут поступать другие массы жидкости, и в центральной части сечений за решеткой возникнут обратные токи, а профиль скорости за решеткой будет иметь "перевернутую" форму (см. рис. 3.2, б). На рис 3.3. представлена схема потока и поля скоростей в пылеуловителях при центральном симметричном входе вверх.

"Перевернутый" профиль скорости за решеткой должен возникать и при не очень больших значениях коэффициента сопротивления решетки (жр> жкр), но при этом в центральной части сечения еще будут иметь место положительные скорости (рис.3.3, в).

Дальнейшее увеличение коэффициента сопротивления решетки должно привести к тому, что перетекание жидкости к стенкам трубы (канала) будет усиливаться, образующаяся при этом кольцевая струя будет все больше поджиматься, скорость ее возрастет, а зона обратных токов соответственно расширится. При больших значениях 5 в аппаратах с большим отношением площадей Fk/Fo плоская решетка принципиально не может обеспечить равномерное распределение скоростей в сечениях на конечном расстоянии за ней.

При боковом набегании струи поток по инерции будет устремляться по оси входа вперед, пока не достигнет противоположной стенки (рис.3.4, а).

Затем струя будет растекаться по стенке во все стороны. При этом часть потока возвратится в нижнюю зону аппарата, возмещая ту часть, которая подсасывается струей. Полное выравнивание потока по сечению произойдет на сравнительно большом расстоянии от входа.

Если на пути потока (рис.3.4, б) установить решетку, то струя, набегая на нее со стороны задней стенки аппарата, начнет по ней растекаться в сторону передней стенки (входного отверстия). Вследствие турбулентного перемешивания с окружающей средой профиль скорости за плоской решеткой при боковом входе в аппарат получится "перевернутым".

Рис. 3.2. Схема набегания на решетку узкой струи [7]:

а - в неограниченном пространстве; б - в трубе (канале)

Рис. 3.3. Схема потока и поле скоростей в аппарате при центральном симметричном входе вверх

а - без решетки; б - с плоской решеткой ор ? окр; в - с плоской решеткой ор < окр; г - со спрямляющим устройством; д - поле скоростей в отверстиях плоской решетки с большим значением ор.

Если растекание струек вдоль поверхности решетки при выходе из ее отверстий устранить установкой направляющих пластин, то "перевертывания" профиля скорости не произойдет, и при достаточно большом значении коэффициента сопротивления решетки установится равномерное распределение скоростей (рис.3.4, в). При близком расположении решетки относительно потока струйки, вытекающие из отверстий плоской решетки, будут иметь то же направление, что и струя на входе в аппарат, вследствие чего при достаточно больших значениях жр решетки жидкость за ней будет перетекать к задней стенке, и вблизи нее скорость струек будет минимальной (рис.3.4,г).

Рис. 3.4. Схема потока в аппарате при боковом входе:

а - без решетки; б - с плоской решеткой с очень большим значением ор на большом удалении ее от входного отверстия (Hp/DK > 0,14ч0,15); в - с плоской решеткой с большим значением ор и с спрямляющим устройством за ней (Hp/DK > 0,14); г - с плоской решеткой при Hp/DK = 0; д - с плоской решеткой на оптимальном расстоянии от входного отверстия [(Hp/DK)опт = 0,1ч0,14].

Поток в аппарат может быть введен противоположно направлению потока в рабочей камере, например, через подводящий участок в виде отвода или колена с выходным отверстием, повернутым вниз. В этом случае струя на входе в аппарат направлена к днищу (или на специальный экран), по которому растекается радиально. Поток, поворачиваясь вдоль стенок аппарата на 180°, пойдет вверх в виде кольцевой струи. Поэтому в случае центрального подвода жидкости, направленного к низу аппарата, когда образуется кольцевая струя, будет обеспечено значительное растекание ее по сечению уже на подходе к рабочей камере даже без каких-либо распределительных устройств.

Поскольку одна плоская решетка без дополнительных устройств не всегда эффективна при использовании ее в качестве распределительного устройства, возникает необходимость в других способах выравнивания потока. Одним из способов является последовательная установка системы плоских решеток, каждая из которых имеет меньший коэффициент сопротивления, чем необходимый коэффициент сопротивления при одной решетке. Результаты выполненного анализа механизма растекания пылегазового потока по распределительным устройствам использованы в дальнейшем для оптимизации аэродинамических условий эксплуатации пылеуловителей.

4. Реальные поля скоростей и оценка их влияния на эффективность пылеуловителей

Рассмотренные в главе 2 возможности использования коэффициентов Буссинеска Мк и Кориолиса NK для оценки влияния степени неравномерности распределения скоростей пылегазового потока на эффективность пылеулавливания в сочетании с содержащимся в 3-й главе анализом, разработкой и расчетом устройств для равномерной раздачи пылегазового потока по рабочему сечению позволяют перейти непосредственно к оценке аэродинамических способов повышения эффективности пылеуловителей. Основное внимание при проведении экспериментов уделяют обычно наиболее перспективным в производстве огнеупоров пылеуловителям - зернистым насыпным фильтрам, цилиндрическим пористым фильтрующим элементам, некоторым видам инерционных и вихревых пылеуловителей, используемых в качестве предварительных ступеней очистки, и электрофильтрам.

Так, экспериментальные стенды, представленные в разделе 2.4 (рис. 2.17, 2.18), позволяли проводить исследования в достаточном для решения поставленных задач объеме факторного пространства и в широком диапазоне изменения самих факторов, влияющих на значения Мк и NK. В качестве примера на рис. 4.1 показано распределение безразмерных скоростей потока wi / wK через образец фильтрующего материала из порошка нержавеющей стали ПНС-5, обладающий наибольшим по сравнению с другими образцами коэффициентом гидравлического сопротивления (о = 655) и наименьшими значениями МK при изменении H/D. Здесь Н - расстояние от входа потока до образца, D - диаметр аппарата.

Рис. 4.1. Распределение безразмерных скоростей потока через образец ПНС - 5 при H/D: а - 0,15; б - 0,30; в - 1,20

Зависимости MK=f(H/D) для образцов с различными коэффициентами гидравлического сопротивления представленные на рис. 4.2 свидетельствуют о снижении значений Мк с увеличением симплекса H/D и коэффициента что удовлетворительно согласовывается с современными теоретическими представлениями.

Рис. 4.2. Зависимость MK=f(H/D) для образца фильтрующих материалов из порошков нержавеющей стали при о: 1 - 655(ПНС - 5); 2 - 488(ФНС - 5); 3 - 414(ПНС - 30)

Зависимости коэффициентов изменения общего и фракционных проскоков от коэффициента Буссинеска, т.е., K'w = х(Мк) и (К'W)Ф = ш/(Мк) для образцов ПНС-5 и ПНС-30 с экспериментальными значениями ж и Мк, приведенные на рис. 4.3, свидетельствуют о весьма существенном влиянии даже небольшой неравномерности поля скоростей (Мк < 1,20) на значения K'w и (К'W)Ф

Результаты экспериментов обнаруживают определенное отклонение значений K'w и (К'W)Ф, по счетной концентрации от расчетного значения K'w по массовой концентрации. При этом степень отклонения возрастает с уменьшением ж и увеличением Мк, что удовлетворительно согласовывается с механизмом рассматриваемого процесса.

Для частиц пыли с размером более 0,8 мкм (ПНС-5) и 2,0 мкм (ПНС-30) с увеличением Мк значение (К'W)Ф<1, что, по-видимому, объясняется увеличением роли инерционного осаждения с увеличением размера частиц.

Рис. 4.3. Зависимость K'w= х(Мк) и (К'W)Ф = ш/(Мк):

1,2 - расчет - K'w по массовой концентрации (wk = 1·10-2, 1·10-1 м/с); 3 - эксперимент - K'w по счетной концентрации (wk = 1·10-1 м/с; ПНС - 5); 4-10 - эксперимент - (К'W)Ф по счетной концентрации (wk = 1·10-1 м/с) и размерах частиц пыли, мкм: ПНС - 5;

Семейство кривых, представленных на рис. 4.3, отражает один и тот же процесс при различных сочетаниях входных параметров и механизмов, влияющих на величину (К'W)Ф.

Оценка этих кривых, позволившая предположить их логарифмический характер, и обработка экспериментальных данных подтвердили уравнение приближенной регрессии[5]:

(4.1)

где а (д), b(д) - амплитуды кривой; д =dP/dэ; dP, dэ - размеры частицы дисперсной фазы и порового канала фильтрующего материала.

Отдавая предпочтение линейному характеру функций а(д) и b(д) по д, введя вспомогательную переменную z = ехр , линейно зависящую от Мк, и контролируя справедливость линейной гипотезы по коэффициенту корреляции rMk, z, авторы получили из уравнения (4.1) для ПНС-5 и ПНС-ЗО соответственно

(4.2)

(4.3)

Значения (К'W)Ф - экспериментальные и теоретические, рассчитанные по уравнениям (4.2) и (4.3), эмпирические коэффициенты корреляции rMk, z и регрессии в= 1/b(д),относительные ошибки ?(К'W)Ф/(К'W)Ф приведены в табл. 4.1.

Таким образом, указанные семейства кривых подаются унифицированному описанию функциями единого типа с закономерным изменением коэффициентов от одной кривой к другой с хорошо прослеживаемой зависимостью этих коэффициентов от дополнительного параметра д.

Правомерно заметить, что такое описание непременно отражает определенные существенные особенности процесса.

При конструктивном решении фильтров из пористых металлов необходимо учитывать, что значения K'w и (К'W)Ф могут оказаться симбатными или антибатными со значением Мк в зависимости от размера частиц дисперсной фазы.

Таблица 4.1.

К аналитическому описанию семейства кривых (К'W)Ф = ш/(Мк)ф. Теоретические и экспериментальные значения (К'W)Ф

Аналогичные по характеру результаты были получены [17] при исследовании зависимостей wr/wk = ц(y/R) и К'w = х(Мk) для кольцевых и цилиндрических фильтрующих элементов из пористых металлов с размером гранул от 0,1 до 0,4 мм. Поля безразмерных скоростей для исследованных образцов фильтрующих элементов показаны на рис. 4.4.

Рис. 4.4. Поля безразмерных скоростей:

а, б - кольцевой диск, фракция порошка 0,1 - 0,2 и < 0,063 мм соответственно; в - сварная коническая труба, фракция 0,2 - 0,4 мм

Выравниванию потока в элементах этого типа способствует повышение значения связанное с переходом к более тонкой фракции металлического порошка (рис. 4.4, б). Однако для большинства промышленных аппаратов стремление к полному выравниванию потока такой дорогой ценой (резкое повышение гидравлического сопротивления) не оправдано.

Удовлетворительное распределение скоростей достигается по образующим пористых труб (рис. 4.4, в ).

Отдельные пиковые значения локальных безразмерных скоростей объясняются неравномерной проницаемостью пористых металлов, зависящей от структуры исходных материалов.

Интересно отметить, что расчетное определение степени неравномерности распределения потока в пористом цилиндре, приближающемся по своим геометрическим размерам к рациональному промышленному исполнению (длина 3000 мм, ш90 х 5 мм) и изготовленному из грубой фракции порошка (0,2 - 0,4мм), обнаруживает теоретически полное растекание потока по поверхности.

Значительная и характерная неравномерность в распределении скоростей по сечению чечевицеобразных фильтрующих элементов связана не только с диффузорным эффектом, состоящим в быстром падении скоростей при радиальном растекании струи, но, по-видимому, и с переменным по диаметру коэффициентом сопротивления, что является результатом неравномерного распределения пор, возникшего в процессе изготовления элементов такого рода.

На рис. 4.5 и 4.6 представлены реальные поля скоростей (а), полученные авторами непосредственно в производственных условиях Семилукского огнеупорного завода и последовательные этапы графоаналитического определения значений MK в этих сечениях (б,в) для наиболее распространенных в условиях огнеупорного производства рабочих сечений пылеуловителей круглой и кольцевой форм.

Представленная на рис.4.5 и 4.6 последовательность графоаналитического определения значений МK имеет и самостоятельное значение, так как может быть использована для оптимизации аэродинамических условий эксплуатации пылеуловителей в любых отраслях промышленности.

Авторы располагают широким спектром разнообразных исходных данных, эпюр безразмерных скоростей и графоаналитическими расчетами значений MK для рабочих сечений круглой и кольцевой форм различного диаметра (от 0,8 до 4,0 м) и кольцевого сечения (при DНК/DВК = 2,5).

Этот банк данных существенно сократит материальные ресурсы и затраты времени на проведение специальных и достаточно трудоемких аэродинамических экспериментов.

Рис. 4.5. Графоаналитическое определение значений MK для круглого сечения:

а - исходные данные; б - расчет значения wK; в - расчет значения MK

Рис 4.6. Графоаналитическое определение значений MK для кольцевого сечения:

а - исходные данные; б - расчет значения wK; в - расчет значения MK

5. Экономические преимущества аэродинамической оптимизации систем и аппаратов пылеулавливания

В условиях перевода природоохранной деятельности предприятий производства огнеупоров на хозрасчет и самофинансирование становятся особенно актуальными достоверные методы оценки экономического ущерба основным промышленно-производственным фондам (ОППФ) от пылевых выбросов. Количественная сторона такой оценки в значительной мере зависит от аэродинамического совершенства систем и аппаратов пылеулавливания.

Для решения этой проблемы имеется представительный банк информационных, расчетных, конструктивных и методических данных в широком диапазоне изменения физико-химических параметров пылегазовых потоков.

Однако до настоящего времени целесообразность активного воздействия на аэродинамические условия эксплуатации систем пылеулавливания в огнеупорном производстве оставалась невостребованной, что в значительной мере снижало эффективность пылеулавливания.Между тем, доказано, что эксплуатация оборудования в пылевой воздушной среде приводит к неизбежным издержкам в виде прямых потерь или дополнительных затрат на обеспечение нормального технологического режима. Оценка таких потерь должна базироваться на следующих предпосылках[16]:- приоритет общегосударственных интересов, при котором составляющие экономического ущерба ОППФ должны включать не хозрасчетные потери конкретного предприятия, а народнохозяйственные потери в целом, выраженные в виде недопроизводства национального дохода и включающие потери дефицитного порошкообразного сырья за счет аэродинамического несовершенства систем пылеулавливания и аспирации. Поэтому самостоятельный и выходящий за пределы огнеупорного производства интерес представляет разработка единой методики экспериментальной и расчетной оценки степени неравномерности распределения пылегазового потока по сечениям и анализ социально-экономических условий эксплуатации усовершенствованных в аэродинамическом плане систем пылеулавливания в сочетании с аргументированной квалификацией коммерческих перспектив реализации полученных результатов; - определенная степень допущений и субъективных оценок при анализе экономического ущерба ОППФ в связи с отсутствием единых взглядов на общую концепцию эффективности общественного производства;

- экономический ущерб ОППФ в большей степени зависит от фактора времени, чем любой другой ущерб. Это связано с тем, что негативные последствия воздействия пылевых выбросов на ОППФ (внеплановые ремонты движущихся и вращающихся узлов и деталей, ремонты подшипников, редукторов, насосов, аспирационных систем, дробилок, мельниц, КИП и автоматики, мойка, чистка, смазка и т.д.) нарастают неравномерно, по мере их физического и морального износа. Поэтому расчеты должны охватывать достаточно длительный период (5-7 лет). Влияние фактора времени при анализе экономического ущерба ОППФ в связи с аэродинамическим несовершенством условий эксплуатации пылеуловителей особенно чувствительно, так как кинетика нарастания негативных явлений в этом случае носит далеко не линейный и поэтому непредсказуемый характер.

Список используемых источников

1. Алиев Г.М. - А. Эксплуатация аппаратов и систем пылеулавливания на огнеупорных заводах. - М., Металлургия, 1977.-287 с.

2. Каталог газоочистного оборудования. Методическое пособие/Под ред. А.Ю. Вальдберга /Центр обеспеч. Эколог. Контроля при Гос. Комит. РФ по охране окруж. Среды, С.-Петерб.:197. 232 с.

3. Красовицкий Ю.В., Дуров В.В. Обеспыливание газов зернистыми слоями.-М.,1991.-192 с.

4. Красовицкий Ю.В., Малинов А.В., Дуров В.В. Обеспыливание промышленных газов в фаянсовом производстве. - М., Химия, 1994. - 272 с.

5. Анжеуров Н.М. Разработка аэродинамических способов повышения эффективности пылеулавителей в производстве огнеупоров. Канд. Дисс.- Воронеж, ВГАСА, 1997. -266 с.

6. Красовицкий Ю.В., Балтренас П.Б., Энтин В.И., Анжеуров Н.М.,Бабкин В.Ф. Обеспыливание промышленных газов в огнеупорном производстве. - Вильнюс, “Техника”, 1996.-208 с.

7. Идельчик И.Е. Аэродинамика контактных, фильтрующих и адсорбционных аппаратов со стационарным слоем зернистых материалов. - М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1982. - 40 с.

8. Котелкин В.Д., Мясников В.П. Влияние деформации засыпки на течение газа в химическом реакторе с неподвижным слоем катализатора. //ДАН СССР. - 1979. - Т. 247. - № 1. С. 170 - 179.

9. Вайсман А.М., Гольдштик М.А. Динамическая модель движения в пористой среде. // Изв. АН СССР. Механика жидкости и газа. - 1978.- № 9. С. 89-94.

10. Белов С.В. Пористые металлы в машиностроении. - М., Машиностроение, 1981.-248 с.

11. Аэров М.Э., Тодес О.М., Наринский Д.А. Аппараты со стационарным зернистым слоем. - Л., Химия, 1979. - 176 с.

12. Шахова Н.А., Луканев В.А. Исследование истечения газовой струи в неподвижный слой зернистого материала. // Инженерно-физ. журнал.- 1975. - Т. XXIV. - № 3. - С. 397 - 402.

13. Курчаев Е.Ф. Пристеночный эффект в моделях осветителей и фильтров. // Водоснабжение и сантехника. - 1989. - № 9. - С. 4 - 7.

14. Дурнов В.К., Тимофеев В.Н. Влияние степени шероховатости ограждающих стенок на потери напора и относительное распределение скоростей фильтрации воздуха в неподвижном и движущемся зернистых слоях // Инженерно-физический журнал. - 1972. - Т. XXII. - № 1.- С. 107-116.

15. Гельперин И.И., Каган А.М., Пушнов А.С. Некоторые закономерности газораспределения в неподвижном зернистом слое // Химическая промышленность. 1982. - № 8. - С. 481 - 485.

16. Семененко Б.А, Телиженко А.М. Методические принципы оценки экономического ущерба основным фондам промышленности в результате загрязнения атмосферы.- НПО “Союзстромэкология”, Труды 89.- Новороссийск, 1989.- С. 32 - 40.

17. Карнеева Н.Ю. Экспериментальный стенд для исследования фильтрованных перегородок из пористых металлов. // Порошковая металлургия. 1984. № 10. С. 95 - 98.

Страницы: 1, 2