WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

 

На правах рукописи

Тарасова Людмила Александровна

ПОВЫШЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ  АППАРАТОВ ВИХРЕВОГО ТИПА В СИСТЕМАХ

ГАЗООЧИСТКИ

05.17.08- процессы и аппараты химических технологий

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

доктора технических наук

Москва  -  2010

Работа выполнена в ГОУ ВПО «Московском государственном

университете инженерной экологии» (МГУИЭ)

Научный консультант:

доктор технических наук, профессор

Трошкин  Олег Александрович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор

Лагуткин  Михаил Георгиевич


доктор технических наук, профессор

Гудим  Леонид Иванович

доктор технических наук, профессор

Горшенин  Павел Александрович



Ведущая организация:

ФГОУ ВПО «Сибирский федеральный университет»  (г. Красноярск)

Защита диссертации состоится  21 октября  2010 года в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 212.145.01 в Московском государственном университете инженерной экологии, 105066,  Москва, улица Старая Басманная, дом 21/4, аудитория имени Л.А. Костандова (ауд. Л207).

       С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного университета инженерной экологии

  Автореферат разослан «___»  2010 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета, к.т.н          С.А. Трифонов

Общая характеристика работы

       

Актуальность проблемы. Аппараты вихревого типа широко исполь-зуются в химических технологиях. Достаточно указать на такие распрост-раненные устройства как центрифуги, аппараты с мешалкой, циклоны, скрубберы центробежного действия, вихревые трубы, вихревые компрессоры и многие другие. Все эти аппараты объединяет общий принцип - их функцио-нирование базируется на использовании центробежной силы. В  научно-тех-нической литературе, как правило, не рассматривается движение в прис-тенных зонах, которые обычно исключаются из анализа, и не выполняется условие прилипания, поскольку значение окружной скорости на стенке принимается отличных от нуля, не проанализированы условия потери устой-чивости  вихревого течения при наличии вязкого радиального потока. В настоящее время интенсивно развивается теория закрученных течений в связи со стремлением объяснить природу вихревого эффекта, которая остается до сих пор не выявленной. Поэтому работы в этом направлении представляют научный интерес.

Особенно перспективно применение аппаратов с закрученным движением фаз  в системах газоочистки. В этой связи следует заметить, что инженерная защита окружающей среды базируется на хорошо развитых химических технологиях.

Необходимость и важность решения проблемы повышения эффектив-ности систем газоочистки, базирующихся на функциональных особенностях аппаратов с закрученным движением фаз определяют актуальность данного исследования.

Работа выполнена  по приоритетному направлению развития науки, технологий и техники РФ Пр-577 «Энергосберегающие технологии», «Системы жизнеобеспечения и защиты человека», Программе Красноярского краевого экологического фонда (1999-2001).

Объект исследования - аппараты с закрученным движением фаз в системах газоочистки, в частности вихревые трубы низкого напора и водокольцевые компрессоры.

Предмет исследования - гидродинамические и технологические процессы энергоразделения, очистки воздуха от пыли, его осушка в аппаратах вихревого типа.

Цель  диссертационной работы  - изучение гидродинамики и повыше-ние  технологической эффективности аппаратов с закрученным движением фаз, связанное с приданием им дополнительных функций  и технико-экономически  оправданных методов выбора вихревых устройств в уста-новках газоочистки.

Задачи исследований:

1. Проанализировать динамику закрученного потока в различных зонах вихревого аппарата и оценить вклад отдельных составляющих в общее гидравлическое сопротивление аппарата с закрученным движением фаз с учетом его конструктивных особенностей.

2. Провести анализ газодинамической устойчивости закрученного по-тока в различных зонах вихревого аппарата.

3. Определить термодинамические характеристики вихревой трубы низкого напора и установить влияние пылевлагосодержания входящего потока сжатого воздуха на эксплуатационные параметры аппарата;

4. Разработать методики расчета параметров выходных потоков вихре-вой трубы низкого напора.

5. Установить пылеудерживающую способность водокольцевых нагне-тателей.

6. Разработать комбинированные системы защиты атмосферы от  загрязнений на базе вихревой трубы низкого напора и вихревого водокольцевого компрессора (ВВК).

7.  Выработать критерии технико-экономической оценки эффективности системы защиты окружающей среды от загрязнений.

Методика исследования. Для решения поставленных задач использованы аналитические и численные методы решения математических моделей, разработаны и изготовлены экспериментальные стенды, проведены натурные и модельные физические исследования.

Научная новизна.

  1. Проведено аналитическое решение уравнений вихревого движения, осложненного радиальным течением вязкого потока. Рассматривался общий случай движения между двумя произвольными слоями вязкого несжимаемого газа при перемещении среды к оси вращения против действия центробежной силы. Полученные теоретические соотношения показали, что потенциальный вихрь формируется не сразу, как это обычно полагается, а при определенных значениях показателя интенсивности радиального потока, приближаясь к закону потенциального течения асимптотически. Теоретически установлено, что центральный вихрь квазитвердого вращения (вихрь Ренкина) возникает при условии уравновешивания центробежной силы созданным на периферии давлением и предложено соотношение для его вычисления в зависимости от режимных параметров.
  2. Проведенный анализ течения в пристенной зоне вихревого  аппарата позволил замкнуть решения и выполнить условия прилипания на неподвиж-ной поверхности, которые не выполнялись в других исследованиях. При этом вводится прием уравновешивания касательного напряжения на границе пограничного слоя скоростным напором внешнего течения, что позволило вычислить толщину пристенной зоны.
  3. Полученные теоретические соотношения позволяют провести анализ устойчивости закрученного потока в различных зонах вихревого аппарата. Избран метод Релея и трансформированы известные соотношения к условиям конкретной задачи, которая была решена. Оказалось, что вихревой поток теряет устойчивость в узкой области на границе центрального и периферийного вихрей при малой интенсивности радиального течения. Вводится критерий потери устойчивости Ку= 2 и аналитически показано, что область потери устойчивости находится в зоне потенциального вихря.

4. Экспериментально показано,  что исходное пылевлагосодержание сжа-того газа не оказывает влияния на термодинамическую эффективность вихре-вой трубы низкого напора (ВТНН), что подтверждено эксергетическим анализом.

  5. Теоретически получены и подтверждены данными непосредственных измерений значения эксплуатационных характеристик вихревого водоколь-цевого компрессора, обеспечивающие предельные режимы работы машины при которых запирающая жидкость не попадает в воздушные окна.

  6. Выработаны критерии оценки эффективности систем газоочистки, включающие как экономические, так и технологические факторы.

Практическая значимость  заключается в том, что

    • получены расчетные соотношения, позволяющие определять гидрав-лическое сопротивлений вихревых аппаратов с учетом их конструктивных особенностей;
    • пылевлагосодержание исходного потока газа может не учитываться при  термодинамическом анализе вихревой трубы низкого напора;
    • разработана комбинированная система охлаждения, нагрева, очистки воздуха от пыли и осушки (КСОНО) на базе вихревой трубы низкого напора;
    • гидравлический расчет вихревого водокольцевого компрессора  можно проводить без учета содержания пыли в поступающем потоке газа;
    • даже при высокой степени запыленности (до 250 г/м3) пылеудержи-вающая способность  ВВК остается высокой (до 100%);
    • разработана комбинированная система очистки воздуха от пыли (циклон-ВВК), в которой вихревой водокольцевой компрессор выполняет дополнительную функцию второй «мокрой» ступени, а также техноло-гическая схема циклон-ВВК-ВТНН, позволяющая дополнительно осушить и менять температурный режим выходных потоков, разработаны методики расчета предлагаемых систем;
    • разработаны методы оценки газоочистных  сооружений, позволяющие на стадии проектирования произвести сравнительный анализ конкурирующих систем с учетом затрат на реализацию природоохранных мероприятий;
    • результаты исследований автора использованы в ЗАО «БЕСКОМ» (Бессоновский компрессорный завод) и в ЗАО «ПРОМЭНЕРГОНАЛАДКА».

  Достоверность и обоснованность результатов работы  подтверждена применением основных уравнений механики жидкости и газа при разработке газодинамических моделей закрученного потока, а сами решения соот-ветствующих задач осуществлены классическими методами математического анализа.

Экспериментальная часть исследования базируется на общепринятых мето-диках с применением стандартных средств измерительной  техники. Резуль-таты наблюдений автора хорошо согласуются с данными, имеющимися в технической литературе и результатами  собственных экспериментов.

Апробация работы. Основные положения и результаты работы докла-дывались и обсуждались на Международной конференции  и 5-ом между-народном симпозиуме молодых ученых, аспирантов и студентов (Москва, 2001г., МГУИЭ); научной конференции «Техника низких температур и экология» (Москва, 2002 г.); Международной конференции «Математические методы и технологии» (Ростов-на-Дону, 2003 г.); Международной конферен-ции «Машиностроение и техносфера ХХI века» (Севастополь,2003 г.); Между-народном симпозиуме «Межрегиональные проблемы экологической безопас-ности» (Сумы, 2003 г.); Международной  научно-технической  конференции «Насосы, проблемы и решения» (Москва, 2003); Международной  научно-технической  конференции «Насосы, эффективность и экология» (Москва, КВЦ «Сокольника» 2005, 2006,2007, 2008 г.г.).

  Личный вклад автора. Автору принадлежат постановка проблемы и задач исследований, разработка, обоснование и формулировка всех положений, определяющих научную новизну и практическую значимость, постановка экспериментов, анализ и обобщение результатов, формулировка выводов и рекомендаций для принятия решений. В совместных публикациях автору принадлежит до 80 % результатов исследований.

По теме диссертации опубликовано 53 печатных работы, из которых 4 учебных пособия, 28 статей в периодических изданиях из перечня ВАК

  Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов по работе, списка используемой литературы и приложения. Содержание диссертационной работы изложено на 240 страницах машинописного текста, содержит 42 рисунка, 39 графиков, 5 таблиц и список использованных источников литературы, включающий 164 наименования.

Содержание работы

       Во введении  обоснована актуальность темы диссертационной работы,  намечены объекты исследований и методы решения поставленных задач.

       В первой главе  анализируются имеющиеся в технической литературе данные по тематике диссертации, рассматриваются конструктивные осо-бенности аппаратов вихревого типа  для очистки отходящих газов от вредных примесей, приводятся примеры газодинамических моделей закрученных течений. Особенно интенсивным изучение вихревых течений связано с попыт-ками объяснить эффект Ранка. Исследованиями в этом направлении занима-лись отечественные ученые Дубинский М.Г., Мартыновский В.С., Бородянс-кий В.И., Мартынов А.В., Меркулов А.П., Гольштик М. А., Суслов А.Д., Чижиков Ю.В., Азаров А.И., Пиралишвили Ш.А., Арбузов В.А., Алексеенко С.В., Леонтьев А.И. и многие другие. Отдельные фрагменты этих работ приводятся ниже. Теория концентрированных вихрей  подробно рассмотрена в работах Алексеенко С.В., Кульбина П.А., Окулова В.Л. (2005). Пиралишвили Ш.А. (1990) считает, что перераспределение энергии происходит в результате совершения турбулентными молями микрохоло-дильных циклов  при их радиальном перемещении в поле с высоким градиен-том давления. Арбузов В.А. и др. (1997) наблюдали крупномасштабные гидро-динамические структуры. По мнению авторов, в настоящее время имеются достаточные основания для предположения о принципиальной роли крупно-масштабных вихревых структур в эффекте Ранка. Чижиков Ю.В. (1998) заме-чает, что при отсутствии точных решений уравнения движения в камере разделения в некоторых случаях результата можно добиться методом анализа размерностей. Гусев А.П. (2004) полагает, что в рабочей камере  возникают продольные и поперечные ударные волны, при этом турбулентность рассмат-ривается как некий наложенный микропроцесс. По мнению Азарова А.И., Пиралишвили Ш.А. (2005) семидесятилетний спор о физической природе эффекта Ранка не завершен. Наиболее проработанной на данный момент является гипотеза взаимодействия вихрей.

       Таким образом, единая точка зрения исследователей заключается в том, что отсутствует общая теория вихревого эффекта, существуют различные гипотезы, происходит накопление теоретического и экспериментального мате-риала. В результате,  в основе известных методов расчета лежат эмпирические соотношения.

       Вторая глава  посвящена гидродинамике аппаратов с закрученным дви-жением фаз. В первом приближении рассмотрено вращательное движение газа при наличии равномерно распределенного радиального потока, направленного к оси вращения. Ограничимся случаем, когда  газ движется с дозвуковой ско-ростью при числе  Маха  М < 0,5  и его можно считать несжимаемой средой, что характерно для ВТНН, циклонов, вихревых водокольцевых компрессоров. Так как основным параметром, определяющим энергетические показатели эффективности аппарата является его гидравлическое сопротивление  Δ Р, главное внимание уделено определению этой величины.

Для решения задачи использована  абсолютная цилиндрическая система координат  r, φ, z. Рассмотрено установившееся течение вязкого несжимаемо-го газа между двумя цилиндрическими поверхностями R1, R2,  (R1 > R2), вра-щающихся соответственно  с угловыми скоростями  ω1, ω2. Торцевые крышки  удалены в бесконечность и не оказывают  влияние на общую картину течения. Без учета сил тяжести уравнения данного осесимметричного движения  газа в цилиндрической системе координат предстанут как

.  (1)

       Значение  vr  может быть вычислено из уравнения расхода, удовлетворя-ющее уравнению неразрывности. Оценим интенсивность радиального течения как . В итоге второе уравнение системы (1) запишется в виде

,  (2)

Решение уравнения (2) имеет вид

.  (3)

  Постоянные интегрирования определим из условия: r = R1, vφ = ω1 ⋅ R1 ;

r = R2, vφ = ω2⋅ R2 . Из  уравнения (3)  с учетом граничных условий  для тангенциальной компоненты скорости получена формула

  . (4)

       При отсутствии радиального перемещения жидкости, когда рассмат-ривается движение текучей среды между двумя непроницаемыми ци-линдрами, k = 0  и соотношение  (4) трансформируется в выражение, полу-ченное ранее Таргом С.М. и хорошо известное из технической литературы.

       Результаты вычислений показывают, при движении газа к центру под действием градиента давления, характерному  для  потока  в  циклонах и  вихревых  трубах  скорость его вращения повышается. На рис.1 графически представлены результаты вычислений величины vφ  при различных значениях k  для случая, когда проницаемые цилиндрические поверхности вращаются с одинаковой угловой скоростью  ω1=ω2. Полученные данные свидетельствуют о том , что с увеличением значения k  течение асимптотически приближается к потенциальному. Таким образом потенциальный вихрь форми-руется не сразу, а при условии, что k >>2, при этом течение становится автомодельным.

  vφ/ωr

3 3

  2 2

  1

 

 

  1 1,5  2 r/R2

Рис.1 Распределение окружной скорости

в кольцевом зазоре, образованном вра-

щающимися цилиндрами с  пронизае-

мыми стенками при  ω1 =  = ω2 = ω;

  R1/R2 =2; 1 - k=1, 2 - k=10, 3 - k=100

Перейдем к определению давления, которое нужно создать у внешней проницаемой цилиндрической повер-хности для того, чтобы преодолеть центробежную силу вращения. Задача вычисления давления в общем виде  решается интегрированием первого уравнения исходной системы (1) при известных значениях vr , vφ. В случае вращения потока как квазитвердого тела

  (5) Течение жидкости к оси закрутки возможно, очевидно, если у перифе-рии давление  Р > Ро. Учитывая слож-ный характер зависимости (4)  прямое интегрирование первого уравнения системы (1) приводит к весьма гро-моздким  результатам  и  поэтому  не

представлено. Произведен расчет величины Р приближенно, используя предельное значение  vr  , vφ 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 – указывает-ся 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

I  II  III 

  vφо Qг 

vφ=ωr  vφ=c/r δ

  Qх  Rд  Qх+ Qo  2εR 

  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 vφ  (8)

  ,    (9)

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

.  (10)

       Для определения параметров модели ωо 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 ΔΡ  в слое ,  как

. (12)

Величина ΔΡ  часто известна или может быть измерена. При выбросе газа в атмосферу, что как правило наблюдается, ΔΡ  равно избыточному дав-лению 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 ΔР 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 δ.  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, циркули-рующее 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  μt  и теплопроводности λt. 

         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 μt использовалась гипотеза Прандтля о длине пути перемешивания. Размер центральной зоны r = ε⋅ R в общем случае может быть отождествлен с размером центрального вихря ква-зитвердого вращения Rо. Затем полагалось, что механизмы обмена коли-чеством 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 vφ > 0 и, следовательно, ω1>0,  ω2 > 0, ω > 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  ω1, ω2. Воспользуемся формулой (4) для вычисления компоненты  vφ 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. Во-первых, когда радиальная  скорость потока приоб-ретает значения, характерные для условия  k =-2 и выражение (17) становится тождественно равным нулю. Во-вторых, 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 vφ представлен соотношением . Область устойчивых течений (16) в этом случае определяется неравенством  , которое выполняется во всех случаях, поскольку исходно было при-нято, что  ω > 0. Таким образом, течение в зоне I устойчиво. В пределах сво-бодного вихря III, внутренние слои вращаются с большей угловой скорос-тью, чем  внешние, ω2 > ω 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  vφ=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 =4,4⋅10-3 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

φ

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 движе-нием 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  ЦН-15.

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 ΔР1  и на выходе  ΔР5  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 vφ1 = vвх ⋅ cosα, где  α - угол наклона входного патрубка.

       Гидравлические потери на трение у стенки цилиндрического корпуса  ΔР2 вычислены с учетом соотношения (9). Величина  ΔР2, в основном, опре-деляется параметрами центрального вихря ωо, 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  ΔР3 найдено по формуле  (6).

       Потери на трение у поверхности патрубка ΔР4 вычислены из (14), полагая что  4/Re << 1. 

               Результаты вычислений сведены в таблицу 1

  Таблица 1

D

ΔP1

ΔP2

ΔP3

ΔP4

ΔP5

ΔP

ΔPН

ΔP3/ΔP

Δ%

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  ΔР оказывает сопротивление вращающегося слоя газа (более 60%). Знание этой величины

тем более необходимо при анализе гидродинамической устойчивости закрученного потока, поскольку именно  ΔР3 используется в расчетах. В тех-

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

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…-4οС) и горячего потоков (Тг≈ 40οС)- вполне приемлемы для их использования в случаях, когда не требуется глубокой степени охлаждения. Следует отметить, что достаточно низкие давления Pс ~ 1,75⋅105 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 контрольно-измерительных 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(τ)  и ТГ = f(τ) ). 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 эксперимен-тов по изучению эффективности низ-конапорной вихревой трубы в обоб-щенном виде представлены на рис. 6.  Окончательно найдено, что

. (21)

Следует отметить хорошую сходи-мость  результатов отдельных изме- рений и ярко выраженную тенден-цию влияния величины Eu на число

Ec. Отсутствие расслоения в данных эксперимента указывает на то, что в заданных пределах зависимость достаточно корректно описывает реальную обстановку и влияние других факторов является не ощутимым с практической точки зрения.        

  Рис.6 Обобщенные характеристики вихревой трубы в критериальном виде

  (нагретый и холодный потоки)

        Соотношение (21) получено на основе измерений температуры холод-ной части потока газа. Аналогичные расчеты по параметрам нагретой части потока подтвердили возможность применения равенства (21) и в этом случае. Расхождения результатов не выходят за пределы точности измерений. Для искусственного запыления потока в эксперименте использовался таль-комагнезит молотый ТМП, ГОСТ 19728.4-74. Медианный диаметр талька ра-вен δ50=25 мкм. Экспериментальные исследования по определению влияния запыленности начинались с опытов, в которых осуществлялся импульсный ввод пыли в поток сжатого воздуха. Следует отметить, что импульсный ввод является наиболее неблагоприятным режимом работы для пылеуловителей. В результате эксперимента, установлено, что после ввода пыли в поток сжатого газа отклика на кривых температур потоков охлажденного и нагретого воз-духа не наблюдается. Эксперименты проведены как на режиме максимальной холодопроизводительности, так и при максимальной производительности по теплу. Во второй серии экспериментов подача пыли в вихревой аппарат осуществлялась шнековым питателем. Время импульсного ввода отмечено  вертикальными линиями на графике рис.7. Как видно из представленных данных характер температурных кривых при этом не изменился.

       Обобщение результатов по исследованию влияния постоянной исходной запыленности  Z  на степень сепарирования ηсеп  ВТНН представлен на рис.8. Отклонение экспериментальных данных  от среднего значения  Δ = ± 1 % яв-ляется удовлетворительным. Снижение значения  ηсеп = 95 % можно объяс-нить вторичным уносом из пылесборника, поскольку при степени закрутки, характерной для вихревой трубы и ее размеров следует ожидать ηсеп ≅ 100 %.

Рис.7 Влияние импульсного ввода

пыли на температуру нагревого Тг и

охлажденного Тх потоков

По результатам эксперимента предложена принципиальная схема

комбинированной системы очист-ки, нагрева и охлаждения воздуха на базе вихревой трубы(КСОНО) (рис.9). При этом в зависимости от превалирующих требований поль-зователя возможно акцентировать функциональность установки на пылеулавливании или поддержке  определенного температурном ре-жиме.

       

Рис.8. Оценка эффективности пылеулавливания вихревой трубы

       Расширение диапазона  применения  вихревых труб в  промышлен-ности,  как  было  показано, достигается путем  придания  им дополнитель-ных функций  очистки воздуха от пыли.

Рис. 9. Принципиальная схема

КСОНО воздуха на базе вихре-

рого аппарата: ВТ - вихревая

труба; КМ - воздушный ком-

прессор; ТО - теплообменник;

3 с - сжатый воздух; 3 г - го-

рячий поток воздуха; 3 х - ох-

лажденный поток воздуха.

Эффективность  вихревого

аппарата как пылеуловите-

ля  оценивали из баланса

сил, действующих на час-

тицу пыли. Граничное зер-

но разделения на  радиусе

диафрагмы по параметрам

эксперимента d = 1 мкм.

Полученные данные указывают на высокую пылеудерживающую способность вихревых труб.  В особо чистых  производствах, например, электронных, микробиологических технологиях требуется  не  только  чистый, но  и  сухой воздух. В соответствии с зависимостью (20)  введем в анализ переменную  Ет как  . Полученный безразмер-ный параметр Ет представляет собой отношение затрачен­ной потенциальной энергии давления к реализованной тепловой.

Экспериментальные данные показывают, что на влагосодержание выходного горячего потока г и холодного х оказывают влияние как влажность на входе вх, так и относительная доля холодного потока m. В результате окончательная обработка результатов эксперимента предполагается в виде

  (22)

       Проводились серии опытов, в каждой из которых исходное влагосо-держание воздушного потока вх оставалось неизменным, а варьировалась величина m. Влагосодержание на входе вх  затем изменялось от 40% до 90%. Аналогичные серии экспериментов осуществлялись при различных давлениях на входе в вихревую трубу Pвх, но при неизменной температуре  Tвх.  В целом можно заключить, что исходная влажность воздушного потока не оказывает существенного влияния на температурную эффективность вихревой трубы.

  Более наглядно полученный вывод иллюстрируют данные, графи-чески представленные на рис.10. Как видно, величины  T и    падают с увеличением влажности вх, но весьма незначительно в пределах 2-3%.

Таким образом, в практических расчётах с точностью до 3% влияние относительной влажности входного потока на тепловые характеристики вихревой трубы  можно не учитывать.

Рис.10. Влияние исходной от-носительной влажности сжа-того воздуха вх, на макси-мальные значения коэффи-циента температурной эффек-тивности  T и адиабатичес-кого КПД  , при температуре воздуха  на входе Tвх  = 13°C, давлении Pвх = 1,6⋅105 Па и массовой доли холодного потока m = 0,53.

Окончательная обработка результатов наблюдений осуществлялась в безразмерном виде. Обобщающие графики в соответствии с зависимостью (21) при Prt=1 представлены на рис.11. Разброс данных вызван, главным образом, проблемами стабилизации и измерения влагосодержания потоков.

  (23)

  (24)

где параметры варьировались вх = 0,38...0,92 , m =0,44...0,61, безразмерное число ET, по характеристиками горячего ETг и холодного ETх потоков изменялись в пределах ETх=1,62..5,36; ETг=4,25..9,67.

  Рис. 11. Обобщение результатов по исследованию  влияния режимов  эксплуа-

тации вихревой  трубы  на  влагосодержание  охлаждённого и горячего потока.

В указанных пределах относительная влажность нагретого и охлаж-дённого воздуха достигала значений г = 0,10...0,32, х = 0,39...0,66, Pвх=1,2.. 1,8⋅105Па, Tвх = 13°C.Методика определения влагосодержания выходных потоков может выглядеть следующим образом. В зависимости от пос-тавленной задачи формулируются исходные данные. Например, при исходном влагосодержание вх, заданном перепаде давления ΔР, расходе газа Q, с известными параметрами сp, требуется определить влагосодержание г и х.

       Геометрия вихревой трубы полагается известной: 1.Определяется окружная скорость газа на входе в вихревую трубу . 2. По соотношению (24) вычисляется разность температур на горячем и холодном концах камеры разделения  вихревой  трубы ΔТг,  ΔТх. 3. Вычисляется  число  Ет.  4. Задаёмся 

отношением расходов холодного и горячего потоков m. Поскольку максимальный КПД вихревой трубы во всех случаях лежит в области m = 0,5, принимаем эту величину как расчётную. 5. По соотношениям (24), (25) вычисляются искомые значения φг, φх

В производственных условиях, как правило, геометрические и режим-ные параметры вихревой трубы, например, работающей в системе конди-ционирования зафиксированы. Однако параметры потока на входе меняются, например влажность вх, температура и возникает необходимость пересчета. Следует заметить, что комплекс полученных соотношений позволяет решать задачи самого разнообразного характера и, в зависимости от поставленной цели, уже на стадии проектирования, задать эксплуатационные параметры вихревой трубе.

В заключении следует заметить, что основная задача эксперименталь-ной части исследований  выполнена. Установлено, что входные параметры воздушного потока, запыленность, влагосодержание практически не влияет на термодинамическую эффективность вихревой трубы, работающей при пониженных давлениях на входе Рс < 0,3 МПа. При этом температура выход-ных потоков, главным образом охлажденного Тх ≈ 0оС, вполне приемлема для промышленного использования. Если рассматривать ВТНН как пылеуло-витель, т.е. циклон, фракционную сепарирующую способность аппарата сле-ует устанавливать по хорошо разработанным и известным методикам, имеющихся в технической литературе.

В четвертой главе рассмотрена возможность использования вихревого компрессора в системе газоочистки.

Известно, что при очистке воздуха от пыли, необходимой в системах кондиционирования, вентиляции, особенно помещений электронной, фарма-цевтической и многих других высокотехнологических производств, наиболее трудно улавливаются мелкие частицы. Применение циклонов позволяет отде-лить большую, но сравнительно крупную фракцию. Наиболее мелкие части-цы, обладающие малой скоростью витания, в поле центробежных сил не сепа-рируются, что по существу определяет предел применимости инерционных пылеуловителей.

Проблема может быть решена применением двухступенчатой газоочист-ки, например, реализованной в орошаемых циклонах. Перспективным пред-ставляется сочетание инерционного пылеуловителя и вихревого водоколь-цевого компрессора (ВВК), которому придаются дополнительные функции сепаратора мелкой фракции. Последнее предложение может быть реализовано по следующей принципиальной схеме (рис.12)

ОГ

  1  5  3 ЗГ

ЧЖ

  4

2

сброс

Рис.12 Схема комбиниро-

ванной системы очистки

газа:1.Водокольцевая воз-

духодувка; 2.  Дегазатор;

3.  Циклон;  4. Бункер; 

5. Охлаждающее устрой-

ство;ЗГ- загрязненный

газ; ОГ- очищенный газ; ЧЖ-чистая жидкость

При организации очистки газа по предлагаемой схеме необходимо осу-ществить  отвод загрязненной запирающей жидкости из полости машины 1 в систему регенерации 2 или на сброс. Равное количество осветленной или чис-той рабочей среды следует направить в вакуумную зону газодувки.

       В соответствии с целями исследования создана экспериментальная установка, включающая ВВК, систему регенерации циркулирующей жидкости, аналитический аэрозольный фильтр АФА ВП-20, регулирующие вентили, шнековый питатель пыли, привод электродвигателя, а также необходимый комплекс контрольно-измерительных приборов. Основным блоком экспериментального стенда является  опытный образец водокольцевой воздуходувки, который был изготовлен на базе серийной установки ВВН-8. Для визуализации процессов происходящих в рабочей полости водокольцевого компрессора опытная установка была изготовлена с узким рабочим колесом, передняя лобовая крышка была выполнена из органического стекла.

       Степень рециркуляции запирающей жидкости  , где Q (м3/с) - объемный расход циркулирующей жидкости, V(м3) - объем рабочей зоны во-докольцевого компрессора, изменялась в пределах =0,015; 0,03; 0,045; 0,06 с-1. Для искусственного запыления потока в эксперименте использовался талькомагнезит молотый ТМП, ГОСТ 19728.4-74. Медианный диаметр талька равен δ50 =25 мкм. В экспериментальных исследованиях по определению влияния запыленности на характеристики водокольцевой воздуходувки подача пыли осуществлялась шнековым питателем.

       На рис. 13 показано влияние степени рециркуляции рабочей жидкости (воды) =0,015; 0,030; 0,045; 0,060, с-1 на коэффициент полезного действия при различных запыленностях Z1 =0; Z2= 65; Z3 = 120; Z4 =180;  Z5 = 250 г/м3.

Рис.13. Влияние запыленности газа на КПД опытного  водокольце-

вого компрессора

       

Рис.14. Оценка эффективности пылеулавливания ВВК

        Характер кривой  =  f(Q) совпадает с данными измерений, проведен-ными на чистой жидкости. Таким образом, несмотря на широкий спектр изменения запыленностей от 0 до 250 г/м3, можно утверждать, что запы-ленность не оказывает влияние на рабочую характеристику  машины. Влияние Z г/м3 запыленности на степень сепарирования сеп,  при различных режимах рециркуляции представлено на рис. 14. Опытами установлено, что степень улавливание загрязняющих твердых примесей сеп достаточно высока и при определенных режимах достигает ≈ 100% в пределах точности измерений. Полученные графические зависимости имеют характерный перегиб в области Z0, когда сеп начинает отличаться от максимальной сеп. Однако эти уменьшения значения сеп не существенны.

Водокольцевой компрессор должен создавать достаточное давление на периферии жидкостного кольца для преодоления гидравлического сопро-тивления сети рециркуляции. Давление на входе в рециркуляционную сеть Рм находилось суммированием давлений, создаваемых жидкостным кольцом на участке от радиуса рабочего колеса Rк до свободной поверхности жидкости Rо(Рко) и на интервале от внутреннего радиуса рабочей полости Rк, до Rм(Рмк) (рис.15).

 

Рис. 15. Расчетная  схема:  Rм,  Rк, Rо- радиусы корпуса машины, рабочего колеса,  свободной поверхности жидкости кольца; Н – ширина  ра-бочего колеса;Qр–интенсивность  рециркуляции

Для решения задачи использо-валась абсолютная цилиндри-ческая система координат. Дви-жение жидкости  считается уста-новившимся и осесимметрич-ным. Радиальные течения обра-зованы рециркулирующим по-током  с  объемным  расходом ,  который равномерно  рас-пределен по ширине рабочего колеса . Считается, что жид-кость между лопатками рабочего колеса вращается без прос-кальзывания как квазитвердое тело . В этом случае давление вычислится по хорошо известному соотношению

    (25) 

Радиус свободной поверхности жидкостного кольца Rо опреде-ляется из того положения, что при эксплуатации машины запи-

рающая среда не должна попадать в газовые полости (рис. 15). В качестве граничных условий общего решения (3) для данного случая принято: при  , ; при ,  .

       Давление определяется из первого уравнения системы (1) в предположении, что определяющую роль в создании напора на периферии жидкостного кольца играет центробежная сила. Тогда

(26)

       Избыточное давление, вычисленное по соотношениям (25), (26), является максимально возможным при данных геометрических и режимных параметров водокольцевого компрессора, при котором жидкость не попадает в воздушные окна. В противном случае, происходит захлебывание и эксплуатационные характеристики машины резко падают. Было проведено сопоставление данных непосредственных измерений с величиной расчетного предельного давления Рр при одних и тех же условиях. Избыточное давление, определенное по показаниям приборов Рп = 0,8 ⋅ 105 Па хорошо согласуется с вычисленным  Рр = 0,83 ⋅ 105 Па.

       Экспериментально установлено, что наличие твердой фазы в исходном газовом потоке до величины  z ≤ 250 г/м3  не приводит к изменению рабочей характеристики ВВК. Степень рециркуляции запирающей жидкости , как оказалось, мало влияет на общий КПД машины и, в первом приближении, может не учитываться в расчетах. Таким образом, вычисление геометри-ческих и режимных параметров ВВК может производиться без учета этих двух факторов. При этом, рассмотрим два возможных  варианта - параметры сети (требуемый напор Нс и расход Qc) известны или нет.

       В первом случае: 1.По известным параметрам сети Нс, Qc подбирается ВВК с использованием, например, каталога Бессоновского компрессорного завода (ЗАО «Беском»), который  выпускает машины рассматриваемого  типа.

2. По каталогам, например, НИИОГАЗ выбирается тип циклона, удовлетво-ряющий входным характеристикам водокольцевого компрессора. 3. Вы-числяется гидравлическое сопротивление контура рециркуляции. 4. По фор-мулам (25), (26), (27) и геометриическим параметрам ВВК определяется предельно допустимое Рм на периферии рабочей полости водокольцевой машины. 5. Вводятся коэффициенты запаса  nз =1,2 - 1,3. 6. Вычисляется до-пустимое давление  Рд =Рм / nз. 7. Делается вывод о целесообразности исполь-зования дополнительных источников напора. Если Рм > Рд , водокольцевой компрессор в состоянии обеспечить рециркуляцию запирающей жидкости, в противном случае, т.е. Рм < Рд , необходимо использовать дополнительный источник давления.

       Во втором варианте предварительно рассчитываются параметры воздушной сети  по величине требуемого напора Н и заданному расходу  Q, подбирают ВВК и затем ведут  расчет по ранее описанной схеме.

       В некоторых производствах приходится эксплуатировать оборудование в условиях запыленности, что значительно ухудшает условия труда и при-водит к увеличению риска профессиональных заболеваний обслуживающего персонала. Это, прежде всего, складские помещения хранения сыпучих, по-рошковых материалов, их транспортировка, расфасовка, производства керами-ческих изделий, некоторых видов катализаторов, адсорбентов и многих дру-гих. Вопрос снижения запыленности в рассматриваемых случаях стоит крайне остро. Широко применяемые в промышленности циклоны в отдельных случаях не удовлетворяют повышенным требованиям к чистоте окружающей среды.

       Разработана система очистки воздуха в запыленных помещениях на базе ВВК и ВТНН, базирующаяся на комплексе проведенных исследований (рис.16).

     

  ВТНН

  ВВК ЦИКЛОН

  БУНКЕР

  РЕГЕНЕРАЦИЯ

Рис.16. Система очистки воздуха в запыленных про-

  изводственных помещениях на базе  ВВК и ВТНН

Применение ВТНН в рассматриваемой схеме позволяет существенно снизить габариты уста-новки, обеспечить осуш-ку выходных потоков, осуществить сепарацию

капель жидкости и вер-нуть конденсат в линию ВВК. Обобщая комп-лекс проведенных ис-следований разработан алгоритм расчета дан-ной системы.

1). По санитарным нормам устанавливается степень рециркуляции помещения данного производства и определяется объемный расход воздуха Q. 2). По каталогам выбирается ВВК, обеспечивающий требуемый расход Q и фиксируется давление на выходе из машины. Например, компрессор ВК-1,5 М1 имеет степень сжатия ε=1,5. За вычетом потерь на линии определяется давление на входе в вихревую трубу Рс. 3).В зависимости от исходной запыленности  Z  выбирают степень рециркуляции  запирающей жидкости ВВК. Очевидно, что с увеличением величины  потери в лини рециркуляции возрастают. 4). Осуществляют технологический расчет системы ВВК- циклон по описанной выше схеме. 5). По выходным параметрам ВВК находят давление на входе в вихревую трубу Рс. 6). Примерный расчет вихревой трубы осуществляется по методике, предложенной А.П. Меркуловым. Поскольку механизмы обмена теплотой и массой между свободным и стесненным вихрями неизвестен, расчет базируется на эмпирических соотношениях.

7). Определяется температура и влагосодержание выходных потоков по алгоритму, описанному ранее.

       Таким образом, проведен подбор оборудования и разработаны методики расчета показателей выходных потоков. Проведено сравнение предложенной системы пылеулавливания с наиболее дешевыми устройствами аналогичного назначения - фильтрами по критерию относительной  экологической эффек-тивности. За базовый вариант примем систему газоочистки на основе четырехпольных фильтров со степенью улавливания  ηо= 0,98. Худший вариант схемы ВВК- ВТНН дает значение η1 = 0,99. Относительный критерий  технико-экологической эффективности дает θ = 2,02, т.е.  θ > 1 и система ВВК-ВТНН оказывается предпочтительнее. Если учесть стоимость обору-дования и затраты на регенерацию фильтров экономический эффект от предложенных мероприятий становится более очевидным.

Пятая глава  посвящена технико-экологическому обоснованию выбора системы газоочистки. В основах экологии и рационального природо-пользования приводятся оценки экономической эффективности природо-охранных мероприятий. Ставится задача ввести в расчет ущерба окружающей среде У (руб./с)  эксплуатационные параметры данной очистной установки, перейти к относительным величинам, что позволит сократить число коэф-фициентов, не влияющих на функционирование системы, свести критерии экологической эффективности к технологическим, разработать методы  рас-чета относительной эффективности газоочистных сооружений, дающих воз-можность выбрать наиболее рациональные подходы  и оборудование систем улавливания вредных составляющих атмосферных выбросов. В самом общем случае, ущерб У, причиняемый атмосферными выбросами может быть вычис-лен как.Приведенная масса выброса, включающая  N составляющих, вычислится в виде , а масса выброса  mi пропорциональна проскоку через систему .

  В производственной практике обычно задается или известна доля конкретного загрязнения в отходящем газа, Соi. Будем считать газ достаточно разбавленным, так что его плотность  ρ не зависит от наличия примесей .

Вычислим ущерб, причиненный атмосфере, на единицу массы уловле-ного загрязнения Уm

  .  (27) 

Если оценивать систему газоочистки по усредненным показателям, ηi = η

  то 

  Сформулируем принцип экологической эффективности природоохранных мероприятий как минимум ущерба, наносимого окружающей среде. Функция цели в этом случае предстанет в виде Уm → min. Величина Уm  убывает с ростом значения 

  .  (28) 

Величину  Е будем считать критерием экологической эффективности приро-доохранных мероприятий. Критерий относительной экологической эффектив-ности θ представим в виде отношения значений Е, вычисленных для сравни-ваемого варианта  Е1 и принятого в качестве базового  Ео, θ = Е1 / Ео.

В случае однокомпонентного загрязнения значение критерия отно-сительной экологической эффективности найдем как

.  (29)

Таким образом, для двух систем газоочистки конкретного производства, отличающихся  степенью  сепарирования, η1 ≠ ηо, относительная экологичес-кая эффективность  системы  оценивается  технологическим параметром θ→ max.  Предотвращенный ущерб Уп вычисляют как разность между эко-номическими потерями двух конкурирующих вариантов

       Ограничимся случаем сопоставления двух вариантов газоочистки, пред-назначенных для  одного и того же производства с фиксированным уровнем технологического совершенства. В качестве  базового варианта  Уо примем максимально возможный ущерб атмосферными выбросами производства, технологическая схема которого не предусматривает стадии очистки,  ηiо = 0. Для фиксированной технологической схемы производства эффективность стадии очистки оценим в долях от максимального ущерба  Еп= Уп / Уо

  .  (30)

  Если считать, что все составляющие вредного выброса со средними пока-зателями агрессивности улавливаются в одинаковом степени ( Аi = А,  ηi = η) приходим к Еп = η. Таким образом, широко распространенная степень улав-ливания  η является  частным случаем критерия экологической эффектив-ности Еп, вычисленного для однопараметрического загрязнения или для выброса с усредненными характеристиками. При выборе системы газоочистки предпочтение следует отдать установке, обеспечивающей более высокие значения критерия  Еп.

Газоочистная установка требует затрат З (руб./с) на свое создание и функ-ционирование. Эти расходы могут существенно отличаться в зависимости от принятого метода газоочистки и должны приниматься во внимание при оценке общего ущерба. Например, очистка воздуха от пыли «сухим» спосо-бом циклонами будет дешевле «мокрой», при которой следует предусмотреть дополнительные расходы на воду, перекачивающие устройства, обезврежи-вание стоков и т.д. В то же время центробежные сепараторы не пригодны для очистки газообразных примесей. Будем использовать относительные показа- тели, т.е. считать прирост предотвращенного ущерба ΔУп = У1 – У2 на рубль затрат ΔЗ. Функция цели  Уп →  max  предстанет в  виде  Еп=(ΔУп /ΔЗ) →  max.

  Ограничимся рассмотрением метода расчета величины Уп  для широко используемых на практике инерционных пылеуловителей. Выделим в эксплу-

атационных расходах переменную составляющую энергозатрат, связанную с гидравлическим сопротивлением аппарата ΔΡ (Па). Потерю напора ΔΗ = ΔΡ/ρ  (Дж./кг) определим из уравнения Бернулли, записанного для входного и выходного сечений газовода. Расход энергии вычислится как I = ΔΡ ⋅ Q (Дж/с). Энергозатраты Зэ с учетом стоимости энергии Цэ (руб./Дж) определим из соотношения .

       Предотвращенный ущерб Уп вычисленный на рубль затрат найдем как

. (31) 

Критерий  относительной экологической эффективности  вихревого аппарата θп =Еп1 / Еп0, вычислен по значениям  Еп для  двух установок Еп1 и Еп0, из которых одна принята за базовую Еп0. При переходе к усредненным величинам

. (32) 

Применим полученные ранее  результаты по оценке эффективности га-зоочистки к сравнительному анализу пылеуловителей центробежного дей-ствия по критерию θ. В качестве базового принят пылеуловитель ЦН – 24. Результаты  сравнительного анализа группы серийных  циклонов, ВТНН, ВВК представлены в таблице 2. Как показывают представленные данные, критерий относительной технико-экологической эффективности  θ  отра-жает логику процесса пылеулавливания – чем выше степень сепарирования аппарата η, тем величина  θ  больше. В данном случае вместо качественной констатации факта предлагается количественная оценка эффективности газоочистки, позволяющая определить в какой степени конкурирующие системы отличаются друг от друга. На рис.17 представлены результаты исследований сепарирующей способности циклонов ВЗП и ПЦПО в зависимости от условной скорости газа vу,  вычисленной на полное сечение аппарата. Испытывались лабораторные модели пылеуловителей диаметром  D= 115-120 мм  с близкими конструктивными и входными параметрами, что создавало идентичность условий  и исключало необходимость пересчета. Одновременно проводились измерения гидравлического сопротивления  ΔР аппаратов.

  Таблица 2

Тип пылеуловителя

η

θ

ЦН-24

0,626

1,00

ЦН-15У

0,680

1,27

ЦН-15

0,741

1,71

ЦН-11

0,752

1,81

СДК-ЦН-33

0,826

2,83

СЦН-40

0,873

4,10

СК-ЦН-34

0,841

3,16

СК-ЦН-34М

0,857

3,58

ВЦНИИОТ

0,645

1,08

СЧОТ

0,827

3,03

«Клайпеда»

0,795

2,32

ВВК

0,990

59,20

ВТНН

0,950

11,35

η, %

99 

98  2 1 

97

2 4  6 8 vу,м/с

Рис.17 Влияние скорости газа vу

на сепарирующую способность циклона: 1 – аппарат  ПЦПО;

2 – ВЗП.

 

       

ΔР КПа,

  1,6  θТ

  1,2 2 1  1,5

  0,8

  0,4 1,4

0

0 40  80 v2у,м2/с2 2  4 6  vу, м/с

Рис.18  Зависимость гидравличес- Рис.19 Относительная технико-

кого сопротивления от условной экологическая эффективность

скорости газа: 1 – аппарат ПЦПО  циклонов ПЦПО и ВЗП

2 – ВЗП.

       Результаты опытов представлены на рис.18. Оказалось, что рост зна- чения η сопровождается увеличением  гидравлического сопротивления цик-лона ΔР, тенденция характерная для инерционных пылеуловителей. Прове-дено сравнение рассматриваемых циклонов с помощью критерия отно-сительной технико-экологической эффективности θп. В качестве базового примем аппарат ВЗП. Результаты графически представлены на рис. 19.

       Приведенные данные носят иллюстрационный характер и демонст-рируют возможности применения критериев технико-экологической эффек-тивности  Е для сравнительной оценки аппаратов системы газоочистки. Возможности их применения шире.        

ВЫВОДЫ

  1. В результате теоретического анализа гидродинамики аппаратов с закрученным движением фаз получены расчетные соотношения, позво-ляющие оценить  вклад отдельных составляющих в общие потери напора в вихревом аппарате,  что позволяет учесть его конструктивные особенности на стадии проектирования. Аналитически показано, что движение вязкого, несжимаемого газа к оси закрутки против действия центробежной силы, характерное, в том числе, для циклонов, вихревых труб низкого напора возможно при определенном давлении потока на периферии устройства. Принятая в работе система уравновешивания касательного напряжения на пограничном слое скоростным напором внешнего течения позволяет не только определить размер пристенной зоны, но и выполнить условия при-липания, которые обычно игнорируются. Хорошая сходимость результа-тов вычислений по полученным соотношениям для различных участков вихревого аппарата с данными, имеющимися в технической литературе и собственных экспериментов подтверждает приемлемость принятых допущений.
  2. Теоретически установлена потеря устойчивости закрученного течения в узкой зоне на границе центрального и периферийного вихрей при значе-ниях введенного критерия потери устойчивости  Ку= 2, что позволяет объяснить природу эффекта Ранка, в том числе, возникновением вихревых структур в приосевой зоне с последующей  их диссипацией  на периферии, теоретически обосновать и объединить ряд  гипотез о сущности энерге-тического разделения потока газа в вихревой трубе.
  3. Проведенные исследования показали, что термодинамические характе-ристики вихревой трубы низкого напора не зависят от степени запылен-ности входного потока и мало зависят от его влагосодержания. Разработана методика расчета влагосодержания выходных потоков. На основе полу-ченных результатов разработана комбинированная система охлаждения, нагрева, очистки воздуха от пыли и его осушки на базе вихревой трубы низкого напора.
  4. Установлено, что вихревой водокольцевой компрессор может выполнять дополнительную функцию пылеуловителя без изменения эксплуатацион-ных характеристик и применяться в качестве «мокрой» ступени газо-очистки. Теоретически рассчитаны и подтверждены экспериментально предельные режимы эксплуатации ВВК, при которых газ не попадает в воздушные окна. На базе проведенных исследований разработана комбини-рованная система очистки воздуха от пыли циклон-вихревой компрессор и предложена методика ее гидравлического расчета.
  5. Комплекс проведенных исследований послужил основой конструирования системы очистки воздуха в запыленных производственных помещениях на базе вихревого водокольцевого компрессора и вихревой трубы низкого напора и методики подбора комплектующего оборудования, их сочетания и расчета выходных параметров.

6.  На основе метода оценки экономической  эффективности  осуществлен-ных природоохранных мероприятий получены соотношения  для расчета ущерба, наносимого окружающей среде атмосферными выбросами произ-водства. Переход к относительным показателям позволил сократить число коэффициентов, не влияющих на процесс газоочистки и выработать  крите-рии технико-экологической эффективности систем газоочистки, позво-ляющие на стадии проектирования произвести их рациональный выбор.

Условные обозначения В – коэффициент экологического ущерба, руб./усл.кг; М – приведенная масса выброса загрязнения в атмосферу, усл.кг/с; Аi - показатель относительной агрессивности загрязнения, усл.кг/кг; C- постоянная интегрирования; b, h - ширина, высота входного штуцера цик-лона, м;  mi, moi - масса выброса отдельного компонента в поступающем на очистку потоке, кг/с; Q - объемная подача, расход, м3/с; Р, Ро, Рс - давление: текущее, на границе центрального вихря, на входе в ВТ, Па; R, Rо, Rп - радиусы: аппарата, центрального вихря, выхлопного патрубка циклона, м; Н- высота, м; Т, Тх, Тг – температура: текущая, холодного и нагретого потоков, К; r, φ, z - координаты цилиндрической системы отсчета; vr, vφ, vz - составляю-щие скорости, м/с; ν, μ - кинематическая, м2/с и динамическая, Па⋅с, вязкости; ρ - плотность среды, кг/м3; η,ηо, ηi - степень улавливания загрязнения: сред-няя, базового варианта газоочистки, отдельного компонента; ω,ωо - угловая скорость: текущая, на границе центрального вихря, 1/с; δ50,δη=50-медианный размер частиц пыли, размер частиц пыли, улавливаемой в пылеуловителе на 50%; Re=v⋅d/ν – число Рейнольдса; Pr=μ⋅cp/λ - число Прандтля; Ec=v2/(cp⋅ΔT) - число Эккерта; Eu=ΔP/(ρ⋅v2)–число Эйлера; ET=ΔP/(ρ⋅cp⋅ΔT)  - отношение ис-пользованной потенциальной энергии  давления к реализованной тепловой.

Публикации автора по теме диссертации:

Монографии и учебные пособия

  1. Трошкин О.А. Техническая гидромеханика: учебное пособие / Трошкин О.А., Тарасова Л.А. -М.: МГУИЭ,2001.- 112 с.
  2. Трошкин О.А. Сборник задач по газодинамике: учебное пособие / Трошкин О.А., Тарасова Л.А. -М.: МГУИЭ, 2001.- 120 с.
  3. Трошкин О.А. Газодинамика : учебное пособие / Трошкин О.А., Тарасова Л.А. - М.: МГУИЭ, 2003.- 104 с.
  4. Тарасова Л.А. Гидравлика и гидравлические машины. Учебное пособие/ Тарасова Л.А., Зайцев Г.Е., Романов Т.Н. -М.: МГУИЭ.- 2006.- 208 с.

Статьи, опубликованные в изданиях из перечня,

рекомендованного  ВАК

  1. Шерстюк А.Н.  К расчету закрученных струй / Шерстюк А.Н. , Тарасова Л.А. // Изв. Вузов, с. Энергетика.- 1982. - №9. -С. -.
  2. Шерстюк А.Н. Аэродинамика  слабозакрученной струи/ Шерстюк А.Н.,  Тарасова Л.А.  // Теплоэнергетика.-1986.- №2. -С.-.
  3. Шерстюк А.Н. Измерение параметров двухмерного  потока с помощью двухточечного аэродинамического зонда / Шерстюк А.Н.,  Тарасова Л.А.  // Изв. вузов, с. Энергетика.-1989.-№1.-С.-
  4. Тарасова Л.А. Экспериментальное исследование начального участка закрученной струи.-М., 1991.-  с.- Деп в ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ №2177-ХМ, 1.
  5. Тарасова Л.А. Оценка экологической эффективности  пылеулавливаю-щих систем./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А. // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 1992. - №5.- С. 30-31.
  6. Тарасова Л.А. Экономическая  эффективность осуществляемых  при-родоохранных мероприятий./Тарасова Л.А.,Трошкин О.А.,Матвеев А.А.  Кулагина Т.А.  / Хим. и нефтегаз.маш-е.- 1993. - №4. -С.48-50.
  7. Тарасова Л.А. Обобщенный критерий экологической и экономической эффективности пылеулавливающих систем./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А. //  Хим.и нефтегаз .маш-е.- 1993. - №8.- С.28.
  8. Тарасова Л.А. Применение центробежных нагнетателей в качестве газоочистителей. / Тарасова Л.А., Трошкин О.А. // Хим.и нефтегаз. маш-е.- 1993. -№9. -С.28-29.
  9. Тарасова Л.А. Влияние устойчивости закрученного потока на сепарирующую способность циклона./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А. // Хим. и нефтегаз. маш-е. -1996. -№1. - С. 57-58.
  10. Тарасова Л.А. Локальный критерий относительной эффективности природоохранных мероприятий. / Тарасова Л.А., Трошкин О.А., Артеменко Е.А. // Хим.и нефтегаз.маш-е.- 1997. -№3. - С.57-58.
  11. Тарасова Л.А. Расчет характеристик компрессоров, сжимающих влажный воздух./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А. Шерстюк А.Н., Орбис-Диас В.С. // Хим. и нефтегаз.маш-е.- 1997. - №4. -С.58.
  12. Тарасова Л.А. Анализ параметров эксплуатации газоочистных аппа-ратов./ Тарасова Л.А., Артеменко Е.А. Трошкин О.А., Васильев В.М. // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 1998. - №2. -С 34-35.
  13. Тарасова Л.А. Влияние интенсивности циркуляции уплотняющей жидкости  на рабочие характеристики водокольцевой воздуходувки. /Тарасова Л.А., Вылков Г.В., Парадеев Д.С.// Хим. и нефтегаз. маш-е. -2001. - №9 . - С.34.
  14. Трошкин О.А. Газодинамическая неустойчивость в вихревых аппаратах/ Трошкин О.А., Тарасова Л.А., Шепелев П.С.,  Терехов М.А, Морозов А.В. //  Хим. и неф- тегаз. маш-е. -2001. -№8. -С.5.
  15. Тарасова Л.А. Гидродинамический расчет аппаратов вихревого типа. /Тарасова Л.А.,  Янышев И.В., Касилович Н.В.  // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2001. - №11. - С. 6-7.
  16. Тарасова Л.А. Газодинамика вихревой трубы. / Плотников В.А., Тарасова Л.А., Трошкин О.А.  //ТОХТ, т.36.- 2002. -№4. -  С.358-362.
  17. Шмелев М.Г.  Гидравлический режим эксплуатации  комбинирован-ного пылеуловителя./ Шмелев М.Г., Каталымов А.В.,  Тарасова Л.А. // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2002. -№ 4. - С.46-47.
  18. Трошкин О.А. Выбор экологически эффективной системы газоочистки./ Трошкин О.А.,  Канерва С.А., Тарасова Л.А.  // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2002. - №11. -  С.38-39.
  19. Тарасова Л.А. Расчет предотвращенного ущерба от атмосферных выбросов и выбор систем газоочистки.// Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2003. - №9. - С.36-37.
  20. Трошкин О.А. Комбинированная система пылеулавливания./ Трошкин О.А.,  Канерва С.А., Тарасова Л.А. // Экология  промышленности.-  2003. -Январь. - С.6-7.
  21. Тарасова Л.А. Комбинированная система очистки, нагрева и охлажде-ния воздуха. / Тарасова Л.А., Трошкин О.А., Терехов М.А. // Экология промышленности.- 2003. - С.17-19.
  22. Тарасова Л.А. Расчет гидравлического сопротивления вихревого аппарата./ Тарасова Л.А.,Терехов М.А.,Трошкин О.А.// Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2004. -№2. - С.11-12.
  23. Тарасова Л.А. Гидравлический расчет водокольцевой воздуходувки в комбинированной системе пылеулавливания./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А., Канерва С.А. // Хим.и нефтегаз. маш-е .- 2007. -№2. - С.28-29.
  24. Тарасова Л.А. Гидродинамика вихревого потока в гладкостенном аппа-рате с мешалкой / Тарасова Л.А., Орлов  С. В., Трошкин О.А. // Хим.и нефтегаз. маш-е. - 2007. -№6. - С.13-14.
  25. Тарасова Л.А. Процесс массопереноса в низко-напорной вихревой трубе./ Тарасова Л.А., Морозов А.В., Трошкин О.А. // Хим. и нефтегаз. маш-е. -2007. -№12. -С.10-11.
  26. Тарасова Л.А. Гидродинамическая устойчивость течения в аппаратах с закрученным движением фаз./Тарасова Л.А., Трошкин О.А. // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2009. - № 3. -С. 3-4.
  27. Тарасова Л.А. Параметры водокольцевого компрессора, работающего в режиме рециркуляции запирающей жидкости./ Тарасова Л.А., Кравцов А.В., Трошкин О.А. // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2009. - № 6. -С.33-34.
  28. Тарасова Л.А. Оценка возможности придания вихревой трубе допол-нительной функции пылеуловителя. / Тарасова Л.А., Трошкин О.А., Шилин М.В., Цветков А.Л. // Хим. и нефтегаз. маш-е.- 2009. - № 7. - С.44-45.

Статьи, опубликованные в других изданиях

  1. Тарасова Л.А. Экологическая  эффективность пылеулавливающих сис-тем / Тарасова Л.А. , Трошкин О.А. //Гидродинамика больших скорос-тей.-Красноярск: КрПИ.- 1991.-С.  -
  2. Тарасова Л.А. Шаровой четырехточечный  зонддля измерения параметров трехмерного потока./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А. //Гидродинамика больших скоростей. -Красноярск: КрПИ.- 1991.-С.  -.
  3. Тарасова Л.А. Относительная эффективность природоохранных меро-приятий./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А // Вуз. научно-тех. конф. преп. состава.-М.: МГУИЭ.- №Х1V1.-1995.-С.  -.
  4. Шерстюк А.Н. Расчет основных параметров процесса  компримиро-вания  с учетом влажности сжимаемого воздуха ./Шерстюк А.Н., Тарасова Л.А..//Меж. научно-тех. конф. по компрессорной технике.- Казань- 1995-№10. - С. 4.
  5. Трошкин О.А. Возможность использования водокольцевой воздухо-дувки в качестве ступени газоочистки./ Трошкин О.А., Парадеев Д.С., Тарасова Л.А. //  Межд. конф-я  и 5 межд. симпозиум мол. уч, асп-в и студ-в.- М.: МГУИЭ.- 2001.- С. 248-249.
  6. Канерва С.А. Относительная экологическая эффективность циклонов./ Канерва С.А.,  Тарасова Л.А., Трошкин О.А. // Межд. конф-я  и 5 межд. симпозиум мол.уч,асп-в и студ-в. .- М.: МГУИЭ.- 2001.- С. 246-247.
  7. Тарасова Л.А. Потеря напора в аппаратах вихревого типа./ Тарасова Л.А., Янышев И.В., Касилович Н.В.,  Терехов М.А. //  Межд. конф-я  и 5 межд. симпозиум мол.уч.,асп-в и  студ-в.- М-:МГУИЭ. -2001.- С.306.
  8. Канерва С.А. Метод расчета предотвращенного ущерба атмосферных выбросов с учетом затрат./ Канерва С.А., Тарасова Л.А. //Техника  низких  температур и экология: материалы науч. конф-и.-М.: МГУИЭ.-  2002.- С. 20-21.
  9. Янышев И.В. Пограничный слой у цилиндрической стенки аппарата./ Янышев И.В., Погальникова О.В., Тарасова Л.А. //  Техника низких  температур и экология: материалы науч. конф-и.-М.:МГУИЭ.-2002.-  С.18-19.
  10. Трошкин О.А. Сравнительная эффективность систем газоочистки./ Трошкин О.А.,  Каталымов А.В., Тарасова Л.А. // Сб. трудов меж. научно-техн. конф-я.-  Севастополь.- 2002. -  С.76-78.
  11. Канерва С.А. Водокольцевой вакуум-насос в системе газоочистки./ Канерва С.А., Тарасова Л.А. // Труды  межд. научно-техн. конф-я.- М.:МГУИЭ. - 2003.- С.29-30.
  12. Тарасова Л.А. Математическое моделирование закрученного потока в пристенной зоне вихревого аппарата./ Тарасова Л.А., Терехов М.А. // Математические методы и технологии: материалы межд. науч. конф-и.- Ростов --на-Дону. -2003- С.63-64.
  13. Тарасова Л.А. Определение параметров модели вихревого движения газа вдоль цилиндрической стенки./ Тарасова Л.А., Терехов М.А., Орлов С.В. //Математические методы и технологии: материалы межд. науч. конф-и.- Ростов-на-Дону.- 2003- С.62-63.
  14. Тарасова Л.А. Давление закрученного потока газа при движении к оси вращения./ Тарасова Л.А., Терехов М.А., Трошкин О.А. //Труды межд.конф.- Севастополью. - 2003. - Т.3.- С.183-185.
  15. Тарасова Л.А. Гидравлическое сопротивление вытеснителя вихревого  аппарата./ Тарасова Л.А., Терехов М.А. // Труды межд. конф-и.- Севастополь. -2003. -Т.3.- С.181-183.
  16. Тарасова Л.А. Расширение области применения вихревых труб/ Тарасова Л.А., Терехов М.А.//  Межрегиональные  проблемы экологи-  ческой безопасности:  материалы межд. симпозиум.- Сумы.-2003. -
  17. Трошкин О.А. Газодинамика /  Трошкин О.А., Тарасова Л.А. //М.:МГУИЭ.- 2003.-  104 с.
  18. Тарасова Л.А. Водокольцевой вакуум-насос в  системе газоочистки. //  Насосы и оборудование.- Киев.- 2004.- №1(24) февраль. - С.34- 35.
  19. Тарасова Л.А. Возможность использования водокольцевой воздухо-дувки в качестве мокрой ступени системы пылеулавливания./ Тарасова Л.А., Трошкин О.А., Канерва С. А. // Насосы. Эффективность и экология.-М.- труды  межд. научно-техн. конф-я .-  2005.- С. 
  20. Тарасова Л.А. Эффективность теплообменных  процессов в комби-нированных системах «компрессор-вихревая труба»./ Тарасова Л.А., Морозов А.В., Трошкин О.А. // Насосы и оборудование.- Киев.- 2007. - №1(42), февраль.- С.38-39.
  21. Тарасова Л.А. Гидравлический расчет системы пылеулавливания «циклон-вихревой компрессор». // Насосы и оборудование.- Киев.- 2008. -№6(53) февраль. -С.40.
  22. Шилин М.В. Получение безразмерных параметров, характеризующих процессы переноса в вихревой трубе./ Шилин М.В., Цветков А.Л., Тарасова Л.А. // Ecopump/ru, 2008. Эффективность и экологичность нососного оборудования.-М.- Материалы межд. научно-техн. конф-и.  -2008.- С.51.

Заказ №                               Объем        п.л.                        Тираж 100 экз.

                       Издательский центр МГУИЭ




© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

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.