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外文翻譯
專 業(yè) 過程裝備與控制工程
學(xué)生姓名 于 亮 亮
班 級(jí) B裝備032班
學(xué) 號(hào) 0310140146
指導(dǎo)教師 咸 斌 .
旋風(fēng)分離器對稱蝸管進(jìn)口的實(shí)驗(yàn)室研發(fā)
Bingtao Zhao, Henggen Shen, Yanming Kang
翻譯：于亮亮
摘要：設(shè)計(jì)三種具有不同幾何形狀進(jìn)口的旋風(fēng)分離器,一種是傳統(tǒng)的單一切向進(jìn)口(CTSI),一種是對稱的直蝸管進(jìn)口(DSSI),還有一種是對稱的收斂蝸管進(jìn)口(CSSI)。進(jìn)口類型對旋風(fēng)分離器工作特性的效果,包括收集效率和壓降,本文研究并比較其與粒子大小和流速的關(guān)系。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明對稱的蝸管進(jìn)口(SSI),尤其是CSSI形狀進(jìn)口,隨著新增的可忽略壓降的條件下越來越多的對收集效率有重要的影響。另外,收集效率和壓降的研究結(jié)果也包括試驗(yàn)數(shù)據(jù)和理論模型之間的比較。
關(guān)鍵字:旋風(fēng)分離器;對稱的蝸管進(jìn)口;收集效率;壓降。
⒈介紹：
旋風(fēng)分離器廣泛應(yīng)用于空氣污染控制領(lǐng)域，為含懸浮微粒氣體進(jìn)行氣–固分離等工業(yè)應(yīng)用[1］。由于其制造簡單,操作成本低,和對極端的苛刻條件的適應(yīng)性好,因此無論是應(yīng)用在工程上還是操作過程上旋風(fēng)分離器成為最主要的除塵裝置之一。然而,越來越多的提倡環(huán)境保護(hù)，氣–固分離都強(qiáng)調(diào)應(yīng)該分離出最大量的微塵粒子。為達(dá)到這個(gè)要求,旋風(fēng)分離器幾何學(xué)和性能的改善要比替換可更換件來得重要。許多專家認(rèn)為擴(kuò)大旋風(fēng)室是提高旋風(fēng)分離器性能的主要因素,通過引進(jìn)新設(shè)計(jì)的進(jìn)口與操作變量。這包括對一臺(tái)分離試樣的旋風(fēng)分離器的裝有多個(gè)進(jìn)口葉片的分餾器的測試并結(jié)合其他的研究[2］,德奧特建立一個(gè)數(shù)學(xué)模型來預(yù)算小型圓柱多諧振蕩器旋風(fēng)分離器的收集效率[3］,穆爾和麥克法倫以萊普勒的典型幾何學(xué)為基準(zhǔn)測試一個(gè)有多個(gè)進(jìn)口的旋風(fēng)分離器[4］,高塔姆和斯蒂納斯設(shè)計(jì)和測試一個(gè)可換氣的多進(jìn)口旋風(fēng)分離器取樣器的最小方向偏差[5］,通過分離后的清潔空氣來比較一個(gè)雙進(jìn)口旋風(fēng)分離器的性能[6］。在本文中,介紹了一些形狀研究員設(shè)計(jì)的不同形狀進(jìn)口的新式進(jìn)口,和它們對旋風(fēng)分離器的性能效果的實(shí)驗(yàn)性研究。
⒉試驗(yàn)性的研究
三種具有不同幾何形狀進(jìn)口的旋風(fēng)分離器,包括傳統(tǒng)的單一切向進(jìn)口(CTSI),對稱的直蝸管進(jìn)口(DSSI),和對稱的收斂蝸管進(jìn)口(CSSI),已經(jīng)研制出了。它們的幾何形狀和尺寸見Fig1和Table⒈為了測試不同的進(jìn)口類型所帶來的效果,其它的尺寸設(shè)計(jì)完全相同,僅進(jìn)口的幾何形狀不同。
Fig.1 旋風(fēng)分離器形狀示意圖：(a) Model A 傳統(tǒng)的單一切向進(jìn)口 (b) Model B 對稱的收斂蝸管進(jìn)口 (c) Model C 對稱的收斂蝸管進(jìn)口。.
Table 1：旋風(fēng)分離器尺寸統(tǒng)計(jì)：（單位mm）
Fig.2：試驗(yàn)結(jié)構(gòu)系統(tǒng)示意圖
圖⒉所示為實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)機(jī)構(gòu)。 壓降是由接在旋風(fēng)分離器進(jìn)口和出口管的兩壓力計(jì)測量的。通過一數(shù)字微壓計(jì)(SINAP ,壓差1000-IIIC )讀得。收集效率是通過微顆粒大小分析器(SPSI,LKY -2)所得粒度分布計(jì)算的。由于Model B,C具有一樣對稱的進(jìn)口,所以組合式旋風(fēng)分離器各進(jìn)口的流速是相等的。并且流速可由閥來控制;運(yùn)行條件也相同,將濃度為5.0g/m3的粒子用雙噴管螺旋給料機(jī)喂到進(jìn)口管中。固體顆粒為滑石粉核心密度的2700kg/m3,按原標(biāo)準(zhǔn)尺寸分配,平均直徑的5.97Am,幾何偏差為2.08。在這次測試過程中平均大氣壓,環(huán)境溫度,和相對濕度分別是99.93kPa,293K,75%。
⒊結(jié)果和討論
3.1 收集效率
圖3顯示所測量的旋風(fēng)分離器總效率與流速或者進(jìn)口速度的關(guān)系。正如預(yù)料的那樣收集效率隨進(jìn)口速度的增加而增加。然而,Model B Model C兩旋風(fēng)分離器有著對稱的蝸管進(jìn)口,在同一進(jìn)口速度下,兩者的總效率永遠(yuǎn)要高于傳統(tǒng)的單一切向進(jìn)口旋風(fēng)分離器(Model A)，特別是有CSSI的旋風(fēng)分離器(Model C)的總效率最高。在測試給定的相同速度條件下,通過改善進(jìn)口幾何形狀所帶來的旋風(fēng)分離器總效率的增加率分別為0.15–1.15%和0.40–2.40%。
圖4(a)–(d) 比較不同進(jìn)口類型的旋風(fēng)分離器的分級(jí)收集效率。在進(jìn)口速度分別為11.99,16.04,20.18,和23.85m/s時(shí)的流速分別為388.34,519.80,653.67,和772.62 m3/h?？梢?旋風(fēng)分離器的摩擦效率隨粒子大小的增加而增加。所有旋風(fēng)分離器的分級(jí)收集效率曲線都呈S形。DSSI(Model b)和CSSI(Model c)旋風(fēng)分離器的摩擦效率分別比CTSI旋風(fēng)分離器(Model a)大2–10%,5–20%。這表明進(jìn)口的幾何形狀對旋風(fēng)分離器的收集效率有著重要的影響。進(jìn)入有對稱的蝸管進(jìn)口的旋風(fēng)分離器(Model B和C)的粒子容易聚集在旋風(fēng)分離器壁上,因?yàn)榱Ｗ又荒芤苿?dòng)很短的位移,尤其CSSI(Model C)改變了粒子分布濃度并使粒子在進(jìn)入旋風(fēng)分離器的筒體前就從氣體中分離了出來.圖5根據(jù)傳統(tǒng)的理論[7–11］比較了流速為653.67m3/h(進(jìn)口速度為20.18m/s)時(shí)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。很明顯,以Mothes /Loffler模型Iozia/ Leith 理論得出的效率曲線比其它的學(xué)說所得的曲線更符合試驗(yàn)結(jié)果。這些結(jié)果與研究進(jìn)行經(jīng)過Dirgo、Leith 和Xiang 等人的研究結(jié)果相吻合。
Fig.3 不同進(jìn)口速度下旋風(fēng)分離器的總效率
比較表明有些模型可以推斷一個(gè)還沒有公開的理論結(jié)果。但是現(xiàn)有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)理論還不足以推斷出流態(tài)和粒子濃度分布的變化是對稱的蝸管進(jìn)口對旋風(fēng)分離器性能產(chǎn)生的效果。為了更清楚地驗(yàn)證對稱的蝸管進(jìn)口對旋風(fēng)分離器性能的作用效果,再看圖6,表示隨著流速或進(jìn)口速度的變化引起的各個(gè)模型的50%切截尺寸。在相同進(jìn)口速度下model c和model b的50%切截尺寸比model a要低。與進(jìn)口速度的減少一樣,50%切截尺寸也是近似呈線性減少的。例如，當(dāng)進(jìn)口速度為20.18m/s時(shí),50%切截尺寸的減少率由model b的9.88%和model c的24.62%決定。這表明新型進(jìn)口可以促進(jìn)旋風(fēng)分離器的收集效率。
3.2.壓降
旋風(fēng)分離器得壓差數(shù)值通常表示為一定數(shù)量的氣體入口速度壓頭高度差，用壓差數(shù)值系數(shù)表示，壓差數(shù)值系數(shù)是進(jìn)口動(dòng)壓壓差數(shù)值的分度。表2列出了在不同的入口速度時(shí)這三個(gè)旋風(fēng)分離器的壓差數(shù)值系數(shù)值。
顯然,旋風(fēng)分離器的壓降高低與流速高低有關(guān)。然而,一定流速或者入口速度下,A、B和C模式的壓力降系數(shù)有所不同，在5.21和5.76之間變化，其平均值為5.63。例如模式B在5.22–5.76之間變化，平均值為5.67；模式C在5.16–5.70之間變化平均值為5.55；模式A根據(jù)回歸分析計(jì)算。這是一個(gè)重點(diǎn)，因?yàn)橛纱擞锌赡茉跊]有有效的壓差值增加的情況下提高氣旋收集效率。
表3列出了壓降的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與電流理論的比較結(jié)果。結(jié)果顯示Alexander和Barth模式與試驗(yàn)數(shù)據(jù)最符合,盡管Shepherd ，Lapple 和Dirgo 氣旋模式推算也很出色。
Fig.4 不同進(jìn)口速度時(shí)的選粉效率等級(jí)：(a)進(jìn)口速度為11.99 m/s (b)進(jìn)口速度為16.04 m/s (c) 進(jìn)口速度為20.18 m/s (d) 進(jìn)口速度為23.85 m/s.
Fig.5 試驗(yàn)所得效率等級(jí)與理論的比較 Fig.6 旋風(fēng)分離器的50%切截尺寸
Table 2 ：旋風(fēng)分離器的壓力損失系數(shù)：
Table 3 ：與理論壓力損失系數(shù)比較：
4、結(jié)論
人們發(fā)明了一種具有對稱的蝸管進(jìn)口(SSI)，DSSI和CSSI的新型旋風(fēng)分離器,并且測試和比較了這種進(jìn)口類型的旋風(fēng)分離器的性能。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示這種DSSI旋風(fēng)分離器和CSSI旋風(fēng)分離器的總效率分別比CTSI旋風(fēng)分離器高出0.15–1.15%和0.40–2.40%。此外,DSSI旋風(fēng)分離器、CSSI旋風(fēng)分離器和CTSI旋風(fēng)分離器的壓力損失系數(shù)分別是5.63、5.67和5.55。盡管這些并聯(lián)進(jìn)口增加了旋風(fēng)分離器的復(fù)雜程度并加大了其成本,然而具有SSI尤其是CSSI的旋風(fēng)分離器具有更好的收集效率,而且顯著的減少了壓力損失。這篇文章介紹了借助于改進(jìn)進(jìn)氣道幾何形狀設(shè)計(jì)而改善旋風(fēng)分離器性能的可能性。
參考資料：
[1] Y.F. Zhu, K.W. Lee, Experimental study on small cyclones operating at high flow rates, Aerosol Sci. Technol. 30 (10) (1999) 1303– 1315.
[2] J.B. Wedding, M.A.Weigand, T.A. Carney, A 10 Am cut point inlet for the dichotomous sampl Environ.Sci.Technol. 16 (1982) 602– 606.
[3] R.E. DeOtte, A model for the prediction of the collection efficiency characteristics of a small, cylindrical aerosol sampling cyclone, Aerosol Sci. Technol. 12 (1990) 1055– 1066.
[4] M.E. Moore, A.R. Mcfarland, Design methodology for multiple inlet cyclones, Environ. Sci. Technol. 30 (1996) 271–276.
[5] M. Gautam, A. Streenath, Performance of a respirable multi-inlet cyclone sampler, J. Aerosol Sci. 28 (7) (1997) 1265– 1281.
[6] K.S. Lim, S.B. Kwon, K.W. Lee, Characteristics of the collection efficiency for a double inlet cyclone with clean air, J. Aerosol Sci. 34 (2003) 1085–1095.
[7] D. Leith, W. Licht, The collection efficiency of cyclone type particle collectors: a new theoretical approach, AIChE Symp. Ser. 68 (126) (1972) 196– 206.
[8] P.W. Dietz, Collection efficiency of cyclone separators, AIChE J. 27(6) (1981) 888– 892.
[9] H. Mothes, F. Loffler, Prediction of particle removal in cyclone separators, Int. Chem. Eng. 28 (2) (1988) 231– 240.
[10] D.L. Iozia, D. Leith, The logistic function and cyclone fractional efficiency, Aerosol Sci. Technol. 12 (1990) 598– 606.
[11] R. Clift, M. Ghadiri, A.C. Hoffman, A critique of two models for cyclone performance, AI ChE J. 37 (1991) 285–289.
[12] J. Dirgo, D. Leith, Cyclone collection efficiency: comparison of experimental results with theoretical predictions, Aerosol Sci. Technol. 4 (1985) 401–415.
[13] R.B. Xiang, S.H. Park, K.W. Lee, Effects of dimension on cyclone performance, J. Aerosol Sci. 32 (2001) 549– 561.
[14] C.B. Shepherd, C.E. Lapple, Flow pattern and pressure drop in cyclone dust collectors: cyclone without inlet vane, Ind. Eng. Chem. 32 (1940) 1246–1256.
[15] R.M. Alexander, Fundamentals of cyclone design and operation, Proc. Aust. Inst. Min. Met. (New Series) (1949) 152– 153, 202– 228.
[16] M.W. First, Cyclone dust collector design, Am. Soc. Mech. Eng. 49(A) (1949) 127–132.
[17] C.J. Stairmand, Design and performance of cyclone separators, Trans .Inst. Chem. Eng. 29 (1951) 356–383.
[18] W. Barth, Design and layout of the cyclone separator on the basis of new investigations, Brennst. Wa¨rme Kraft 8 (1956) 1 – 9.
[19] J. Casal, J.M. Martinez-Bennet, A batter way to calculate cyclone pressure drop, Chem. Eng. 90 (3) (1983) 99– 100.
[20] J. Dirgo, Relationship between cyclone dimensions and performance, Doctoral Thesis, Harvard University, USA, 1988.
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