Теоретические основы химической технологии, 2022, T. 56, № 2, стр. 236-243

Моделирование процесса гидроциклонирования частиц “легких” фракций на фильтрующей поверхности сливного патрубка

А. Б. Голованчиков^a, М. И. Ламскова^a, *, А. Е. Новиков^a, b, М. И. Филимонов^a, b

^a Волгоградский государственный технический университет
Волгоград, Россия

^b ФГБНУ Всероссийский научно-исследовательский институт орошаемого земледелия
Волгоград, Россия

^* E-mail: lamskov@yandex.ru

Поступила в редакцию 10.03.2021
После доработки 25.10.2021
Принята к публикации 27.10.2021

EDN: BKYROC
DOI: 10.31857/S0040357122020075

Полный текст (PDF)

Аннотация

Ключевые слова: гидроциклонирование, вибрация, амплитуда и частота, фильтровальная поверхность сливного патрубка, “легкая” фракция частиц, виброожижение, локальная и общая степени очистки

ВВЕДЕНИЕ

Гидромеханические процессы разделения неоднородных систем составляют основу многих производств химической, нефтехимической, угольной, горнорудной и других отраслей промышленности.

Экономичность и эффективность процессов разделения неоднородных систем часто определяется величиной уноса дисперсной фазы. Помимо снижения производительности технологического оборудования унос твердых частиц приводит к потерям целевого продукта. Если целевым продуктом является жидкая фаза, то унос твердых частиц негативно сказывается на ее качественных показателях. В связи с этим совершенствование технологического процесса разделения неоднородных жидкостных систем в гидроциклонах с позиции уменьшения уноса дисперсной фазы является перспективным направлением исследования.

Универсальным оборудованием для осуществления процессов разделения систем жидкость–твердое тело являются гидроциклонные аппараты. Они просты в изготовлении, компактны, обладают высокой производительностью. Кроме того, как показывает практика, эксплуатация гидроциклонов не требует больших затрат и дополнительного персонала для обслуживания. Стандартные конструкции гидроциклонных аппаратов предназначены для разделения суспензий и эмульсий с плотностью частиц дисперсной фазы большей, чем плотность сплошной жидкой фазы [1–3]. Однако, конструкции гидроциклонов постоянно совершенствуются, становятся все более наукоемкими и сложными [4–7]. Так, например, одним из направлений исследования является разделение неоднородных жидкостных систем под совместным действием центробежного поля и радиальных магнитных полей – гидроциклоны Фрикера [8].

ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ

Обоснование предлагаемой конструкции аппарата. Скорость центробежного разделения в гидроциклонах значительно превышает скорость гравитационного разделения в отстойниках. Это увеличение характеризуется фактором разделения, который рассчитывается по формуле [9]:

(1)

$F = \frac{{\upsilon _{с}^{2}}}{{g{{R}_{i}}}}.$

При этом “тяжелые” частицы дисперсной фазы, плотность которых больше плотности сплошной фазы, оседают в виде слоя на внутренней поверхности корпуса, что в ряде случаев требует их периодического удаления при остановке работы гидроциклона. Последняя операция значительно упрощается при вибрации гидроциклона с амплитудой и частотой, переводящей осадок в виброожиженное состояние, при котором он непрерывно стекает со стенки в нижнюю часть аппарата.

В последнее время появились работы по гидроциклонированию суспензий и эмульсий, в которых плотность частиц и капель дисперсной фазы меньше плотности сплошной жидкой фазы. Так называемые “легкие” фракции под действием центробежной силы движутся в радиальном направлении от поверхности корпуса к наружной поверхности сливного патрубка и образуют на ней слой осадка. Алгоритм расчета такого гидроциклонирования “легких” фракций дисперсной фазы предложен нами в работах [10, 11]. В случае с гидроциклоном, дополненным фильтром тонкой очистки [12], также целесообразно для непрерывного сброса осадка с фильтрующей поверхности сливного патрубка использовать вибрацию при амплитуде и частоте, переводящих осадок в виброожиженное состояние. При этом частицы будут всплывать в верхнюю часть корпуса аппарата и далее отводится через штуцер.

Исполнение боковой стенки сливного патрубка в виде фильтровальной поверхности позволит увеличить скорость центробежного движения “легких” частиц дисперсной фазы за счет скорости фильтрования. Поскольку при малой разнице плотностей сплошной и дисперсной фаз

(2)

$\Delta \rho = \rho - {{\rho }_{i}},$

в центробежном поле гидроциклона скорость радиального осаждения на наружную боковую стенку сливного патрубка “легких” частиц и капель дисперсной фазы остается незначительной, локальная и общая степени очистки характеризуются невысокими значениями.

Математическое моделирование совмещенного процесса гидроциклонирования и виброфильтрования. Целью работы является моделирование совмещенного процесса гидроциклонирования с виброфильтрованием на боковой поверхности сливного патрубка, обеспечивающим псевдоожижение и всплывание осадка из частиц “легких” фракций в верхнюю часть корпуса аппарата.

На рис. 1 представлена схема гидроциклона с фильтровальной боковой поверхностью сливного патрубка.

Рис. 1.

Схема гидроциклона с боковой фильтрующей поверхностью сливного патрубка и виброожижением осадка.

Особенность представленной конструкции связана с тем, что боковая поверхность сливного патрубка не сплошная, а представляет собой фильтрующую боковую поверхность цилиндра. В процессе центробежного разделения частиц, плотность которых меньше плотности сплошной жидкой фазы, на движущуюся частицу действует радиальная скорость центробежного всплывания “легких” фракций. Для предлагаемой конструкции к скорости центробежного всплывания прибавляется скорость фильтрации, что уменьшает время всплывания частиц на отрезке от R_c до R_ex (рис. 1), а значит, уменьшает номинальный диаметр улавливаемых частиц, и как следствие, увеличивает локальную степень улавливания дисперсной фазы в аппарате. Другая особенность предлагаемой конструкции аппарата связана с продольной вертикальной вибрацией фильтрующей боковой поверхности сливного патрубка, при этом амплитуда и частота вибрации обеспечивают виброожижение осадка и всплывание его вверх вдоль боковой поверхности сливного патрубка.

Ускорение вибрации, определяемое по формуле:

(3)

$Y = A{{\left( {2\pi f} \right)}^{2}}$

приводит к регенерации пор фильтровальной поверхности от частиц дисперсной фазы при определенном критическом значении, зависящем от характеристик разделяемой гетерогенной системы и фильтровальной поверхности.

Процесс перевода выделенного осадка в виброожиженное состояние и его всплывание вдоль фильтровальной перегородки обеспечивается интенсивностью вибрации [13]:

(4)

$J = {{А}^{2}}{{\left( {2\pi f} \right)}^{3}}.$

Увеличивать интенсивность вибрации до критических значений, повышающих амплитуду и частоту, нецелесообразно, так как чрезмерно высокие параметры вибрации разрушают узлы и детали, кроме того увеличиваются энергозатраты на вибрацию.

Для определения требуемой амплитуда и частоты вибрации, необходимой для реализации процесса виброожижения слоя осадка, проведены экспериментальные исследования по разделению неоднородной системы, а именно водной суспензии влажных сосновых опилок, в аппарате предлагаемой конструкции. Характеристики разделяемой неоднородной системы и фильтровальной поверхности представлены в табл. 1. Для рассматриваемой суспензии и конструкции гидроциклона с вибрирующим фильтрующим патрубком критическое значение ускорения вибрации Y составляет 20 м/с², критическая интенсивность вибрации J = 1.5 м²/с³ или 1.5 Вт/кг, что соответствует частоте вибрации f = 50 Гц и амплитуде колебания A = 0.23–0.25 мм. В этом случае поры фильтровального материала на сливном патрубке будут регенерироваться, а осадок находится в виброожиженном состоянии и всплывать вверх.

Таблица 1.

Исходные и справочные данные, расчётные параметры гидроциклона ГНС-125 [14], работающего в режиме гидроциклонирования и совмещенном режиме гидроциклонирования и виброфильтрования (I – параметры типового гидроциклона; II – параметры гидроциклона с боковой виброфильтрующей поверхностью сливного патрубка)

Наименование параметра	Размерность	Обозна-чение	Тип гидроциклона
Наименование параметра	Размерность	Обозна-чение	I	II
Исходные и справочные данные
Производительность по суспензии	м³/ч	q	20	20
Плотность жидкости	кг/м³	ρ	1000	1000
Плотность частиц суспензии	кг/м³	ρ_i	750	750
Динамическая вязкость жидкости	Па · с	µ	1.0 × 10^–3	1.0 × 10^–3
Внутренний радиус цилиндрического корпуса гидроциклона	м	R_с	0.0625	0.0625
Радиус сливного патрубка	м	R_ex	0.025	0.025
Радиус питающего патрубка	м	R_in	0.02	0.02
Высота сепарационной зоны гидроциклона	м	L	1.1	1.1
Сопротивление фильтровальной поверхности	1/м	r_f	_	2.3 × 10⁹
Удельное сопротивление осадка, находящегося в виброожиженном состоянии	1/м²	r_s	_	1.3 × 10¹⁰
Толщина слоя осадка, находящегося в виброожиженном состоянии	м	δ	0	5 × 10^–3
Избыточное давление в корпусе	Па	∆Р	_	9806.65
Ускорение вибрации	м/с²	Y	0	20
Интенсивность вибрации	м²/с³	J	0	1.5
Расчетные параметры
Общая степень очистки
теоретическая	%	η	31.6	59.7
экспериментальная			28.1	56.4
Фактор разделения	–	F	8.06	8.06
Номинальный диаметр частиц, улавливаемых на 100%	мкм	d₀	148.1	134.9
Скорость потока в питающем патрубке	м/с	υ_in	4.42	4.42
Окружная скорость суспензии в корпусе	м/с	υ_c	2.22	2.22
Скорость центробежного всплывания частиц номинального диаметра	м/с	υ_cf	1.83 × 10^–2	1.43 × 10^–2
Время пребывания суспензии в сепарационной зоне	с	τ	2.04	2.04
Поверхность фильтрования	м²	S	–	0.173
Скорость фильтрования	м/с	υ_f	–	4.07 × 10^–3
Производительность по фильтрату	м³/ч	q_f	–	0.98
Доля расхода фильтрата в общем расходе очищаемой жидкости	%	δ_f	–	12.25
Отношение скорости фильтрования к скорости осаждения частиц номинального диаметра в типовом гидроциклоне	–	υ_rat	–	0.0858
Частота колебаний для создания псевдоожиженного слоя и регенерации пор фильтровальной поверхности	Гц	f	–	50
Амплитуда вибрации для процесса виброфильтрования	м	А	–	0.25 × 10^–3

Рассмотрим алгоритм расчета процесса гидроциклонирования частиц “легких” фракций с фильтрующей боковой поверхностью сливного патрубка и его вибрацией с частотой не ниже f и амплитудой не менее А.

1. Алгоритм расчета номинального диаметра уловленных частиц (диаметра частиц дисперсной фазы, которые улавливаются в данном аппарате при рассматриваемых условиях на 100%) [9–11].

1.1. Скорость суспензии во входном патрубке:

(5)

${{\upsilon }_{{in}}} = {{\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)} {\pi R_{{in}}^{2}}}} \right. \kern-0em} {\pi R_{{in}}^{2}}}.$

1.2. Окружная (тангенциальная) скорость суспензии внутри корпуса:

(6)

${{\upsilon }_{c}} = 3.1{{\upsilon }_{{in}}}{{\left( {\frac{{{{R}_{{in}}}}}{{{{R}_{c}}}}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {\frac{{{{R}_{{in}}}}}{{{{R}_{c}}}}} \right)} {{{{\left( {\frac{L}{{2{{R}_{c}}}}} \right)}}^{{ - 0.32}}}}}} \right. \kern-0em} {{{{\left( {\frac{L}{{2{{R}_{c}}}}} \right)}}^{{ - 0.32}}}}}.$

1.3. Фактор разделения рассчитывается по формуле (1).

1.4. Из условия равенства времени центробежного всплывания частиц номинального диаметра, когда путь наибольший

(7)

${{\tau }_{s}} = \frac{{{{R}_{c}} - {{R}_{{ex}}}}}{{{{\upsilon }_{{cf}}}}}$

и времени пребывания суспензии в сепарационной зоне

(8)

$\tau = {{\left[ {\pi \left( {{{R}_{c}}^{2} - R_{{ex}}^{2}} \right)L} \right]} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left[ {\pi \left( {{{R}_{c}}^{2} - R_{{ex}}^{2}} \right)L} \right]} {\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)}},$

получаем уравнение для скорости центробежного всплывания частиц номинального диаметра:

(9)

${{\upsilon }_{{cf}}} = {{\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)} {\pi \left( {{{R}_{c}} + {{R}_{{ex}}}} \right)L}}} \right. \kern-0em} {\pi \left( {{{R}_{c}} + {{R}_{{ex}}}} \right)L}}.$

1.5. Число Лященко для частиц номинального диаметра:

(10)

${\text{L}}{{{\text{а}}}_{0}} = {{\upsilon _{{cf}}^{3}\rho _{i}^{2}} \mathord{\left/ {\vphantom {{\upsilon _{{cf}}^{3}\rho _{i}^{2}} {\left[ {gF\mu \left( {{{\rho }_{{}}} - {{\rho }_{i}}} \right)} \right]}}} \right. \kern-0em} {\left[ {gF\mu \left( {{{\rho }_{{}}} - {{\rho }_{i}}} \right)} \right]}}.$

1.6. Число Архимеда для частиц номинального диаметра определяется из трансцендентного уравнения Тодеса методом половинного деления:

$L{{а}_{0}} = {{Ar_{0}^{2}} \mathord{\left/ {\vphantom {{Ar_{0}^{2}} {{{{\left( {18 + 0.61\sqrt {A{{r}_{0}}} } \right)}}^{3}}}}} \right. \kern-0em} {{{{\left( {18 + 0.61\sqrt {A{{r}_{0}}} } \right)}}^{3}}}}.$

1.7. Номинальный диаметр уловленных частиц:

(12)

${{d}_{0}} = \sqrt[3]{{{{{\text{A}}{{{\text{r}}}_{0}}{{\mu }^{2}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{\text{A}}{{{\text{r}}}_{0}}{{\mu }^{2}}} {gF\rho \left( {\rho - {{\rho }_{i}}} \right)}}} \right. \kern-0em} {gF\rho \left( {\rho - {{\rho }_{i}}} \right)}}}}.$

2. Алгоритм расчета локальной степени улавливания частиц меньше номинального размера и общей степени очистки [10, 11].

2.1. Число Архимеда для частиц фракций d_i меньше номинального размера d₀:

(13)

${\text{A}}{{{\text{r}}}_{i}} = {\text{A}}{{{\text{r}}}_{0}}{{\left[ {{{{{d}_{i}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{d}_{i}}} {{{d}_{0}}}}} \right. \kern-0em} {{{d}_{0}}}}} \right]}^{3}}.$

2.2. Число Рейнольдса для частиц фракции d_i меньше номинального размера d₀:

(14)

${{\operatorname{Re} }_{i}} = {{{\text{A}}{{{\text{r}}}_{i}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{\text{A}}{{{\text{r}}}_{i}}} {\left[ {18 + 0.61\sqrt {{\text{A}}{{{\text{r}}}_{i}}} } \right]}}} \right. \kern-0em} {\left[ {18 + 0.61\sqrt {{\text{A}}{{{\text{r}}}_{i}}} } \right]}}.$

2.3. Скорость всплывания в центробежном поле частиц фракций d_i меньше номинального размера d₀:

(15)

${{\upsilon }_{i}} = {{{{{\operatorname{Re} }}_{i}}\mu } \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{\operatorname{Re} }}_{i}}\mu } {\rho {{d}_{i}}}}} \right. \kern-0em} {\rho {{d}_{i}}}}.$

2.4. Из условия равенства времени всплывания частиц с траектории ${{R}_{{ex}}} \leqslant {{R}_{i}} \leqslant {{R}_{c}}{\text{:}}$

${{\tau }_{{_{i}}}} = {{({{R}_{i}} - {{R}_{{eх}}})} \mathord{\left/ {\vphantom {{({{R}_{i}} - {{R}_{{eх}}})} {{{\upsilon }_{i}}}}} \right. \kern-0em} {{{\upsilon }_{i}}}}$

и времени пребывания, приравнивая правые части уравнения (7) и (16) получаем пропорцию:

(17)

$\frac{{{{R}_{i}} - {{R}_{{eх}}}}}{{{{R}_{c}} - {{R}_{{eх}}}}} = \frac{{{{\upsilon }_{i}}}}{{{{\upsilon }_{{cf}}}}}.$

2.5. Исходя из условия равномерного распределения частиц каждой фракции по объему очищаемой суспензии следует, что левая часть последней пропорции (17) численно равна локальной степени улавливания частиц i-ой фракции с диметром частиц d_i < d₀.

Тогда локальные степени улавливания частиц по фракциям будут определяться по уравнениям:

(18)

$\begin{array}{*{20}{c}} {{{\chi }_{i}} = {{{{\upsilon }_{i}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{\upsilon }_{i}}} {{{\upsilon }_{{cf}}}}}} \right. \kern-0em} {{{\upsilon }_{{cf}}}}}}&{{{d}_{i}} \leqslant {{d}_{0}},} \\ {{{\chi }_{i}} = 1}&{{{d}_{i}} \geqslant {{d}_{0}},} \end{array}$

а относительная концентрация уловленных частиц каждой фракции

(19)

${{\eta }_{i}} = {{\chi }_{i}}С{}_{i}.$

2.6. Общая степень очистки определяется по формуле:

(20)

$\eta = \sum\limits_{i = 1}^m {{{\eta }_{i}}} ,$

где m – число фракций дисперсной фазы.

3. Алгоритм расчёта совмещенного процесса гидроциклонирования “легких” фракций и виброфильтрования на боковой фильтровальной поверхности сливного патрубка.

3.1. Скорость фильтрования с образованием осадка на фильтрующей поверхности определяется из уравнения [13]:

(21)

${{\upsilon }_{f}} = \frac{{\Delta P}}{{\mu \left( {{{r}_{f}} + {{r}_{s}}\delta } \right)}}.$

3.2. Поверхность фильтрования определяем по формуле:

$S = 2\pi {{R}_{{ex}}}L.$

3.3. Скорость радиального движения частиц “легких” фракций к боковой поверхности сливного патрубка для частиц номинального диаметра будет равняться сумме скоростей фильтрования и центробежного всплывания:

(23)

${{\upsilon }_{s}} = \upsilon _{{cf}}^{/} + {{\upsilon }_{f}}.$

Время осаждения частиц на сливном патрубке при суммарном действии на нее двух сил – центробежной и фильтрования, вычисляется по формуле:

(24)

${{\tau }_{s}} = \frac{{{{R}_{c}} - {{R}_{{ex}}}}}{{{{\upsilon }_{s}}}}.$

3.4. Из условия равенства времени осаждения частицы с общей скоростью υ_s (23) и времени пребывания ее в сепарационной зоне аппарата (8) получаем уравнение для общей скорости всплывания в центробежном поле и фильтрования:

(25)

${{\upsilon }_{s}} = {{\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {\frac{q}{{3600}}} \right)} {\left[ {\pi \left( {{{R}_{c}} + {{R}_{{ex}}}} \right)L} \right]}}} \right. \kern-0em} {\left[ {\pi \left( {{{R}_{c}} + {{R}_{{ex}}}} \right)L} \right]}}.$

3.5. Выполняем расчет по формулам (10)–(12) и (13)–(20), используя модифицированное число Лященко с учетом равенства (23):

(26)

${\text{L}}{{{\text{а}}}^{/}} = {{{{{\left( {\upsilon _{{cf}}^{/}} \right)}}^{3}}\rho _{i}^{2}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{\left( {\upsilon _{{cf}}^{/}} \right)}}^{3}}\rho _{i}^{2}} {\left[ {gF\mu \left( {\rho - {{\rho }_{i}}} \right)} \right] < {\text{Lа}}}}} \right. \kern-0em} {\left[ {gF\mu \left( {\rho - {{\rho }_{i}}} \right)} \right] < {\text{Lа}}}},$

где $\upsilon _{{cf}}^{/} = {{\upsilon }_{s}} - {{\upsilon }_{f}}.$

3.6. Число Архимеда и номинальный диаметр частиц, рассчитанные по формулам (11) и (12), будут с учетом фильтрования меньше, чем для стандартного процесса гидроциклонирования, а уравнение (17) приобретает вид:

(27)

$\frac{{{{R}_{i}} - {{R}_{{eх}}}}}{{{{R}_{c}} - {{R}_{{eх}}}}} = \frac{{{{\upsilon }_{i}} + {{\upsilon }_{f}}}}{{\upsilon _{{cf}}^{'} + {{\upsilon }_{f}}}},$

так как

$\frac{{{{R}_{c}} - {{R}_{{ex}}}}}{{\upsilon _{{cf}}^{'} + {{\upsilon }_{f}}}} = \frac{{{{R}_{i}} - {{R}_{{eх}}}}}{{{{\upsilon }_{i}} + {{\upsilon }_{f}}}}.$

Соответственно, при условии равенства времени центробежного движения к боковой фильтрующей поверхности сливного патрубка “легких” частиц номинального диаметра и частиц фракции d_(i) с траектории R_(i), среднему времени пребывания суспензии в гидроциклоне, уравнение (18) приобретает вид:

(28)

$\begin{array}{*{20}{c}} {{{\chi }_{i}} = \frac{{{{\upsilon }_{i}} + {{\upsilon }_{f}}}}{{\upsilon _{{cf}}^{'} + {{\upsilon }_{f}}}}}&{{{d}_{i}} \leqslant {{d}_{0}},} \\ {{{\chi }_{i}} = 1}&{{{d}_{i}} \geqslant {{d}_{0}}.} \end{array}$

РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ

В табл. 1 и на рис. 2 приведены исходные, справочные данные и расчётные параметры процесса разделения неоднородной системы (водной суспензии влажных сосновых опилок) в гидроциклоне ГНС-125 [14] в типовом исполнении и при его дополнении фильтрующим сливным патрубком с механизмом вибрации.

Рис. 2.

Графики зависимости локальной степени улавливания “легких” частиц по фракциям: 1 – Плотность распределения частиц по фракциям в исходной суспензии; 2 – Распределение уловленных частиц по фракциям в типовом гидроциклоне ГНС-125; 3 – Распределение уловленных частиц по фракциям в гидроциклоне ГНС-125 с фильтрующей боковой поверхностью сливного патрубка и виброожижением осадка.

По результатам имитационного моделирования получено, что для гидроциклона виброфильтрование через боковую поверхность сливного патрубка позволяет увеличить локальные степени улавливания “легких” частиц размером меньше номинального, что приводит к увеличению пофракционных степеней очистки (рис. 2), и как следствие, показатель общей степени очистки возрастает с 31.6% до почти 60%.

Доказано уменьшение номинального диаметра уловленных частиц с 148.1 мк до 134.9 мк, т.е. представленная конструкция гидроциклонного аппарата обеспечивает выделение частиц дисперсной фазы более тонкой фракции, что обусловлено значительным превышением скорости фильтрования над скоростью центробежного разделения для тонкодисперсных частиц.

В табл. 1 представлены данные экспериментальных исследований по определению общей степени очистки для гидроциклона ГНС-125 типовой конструкции (I) и дополненного сливным патрубком с боковой виброфильтрующей поверхностью (II).

Экспериментально установлено, что использование в гидроциклоне процесса виброфильтрования на боковой поверхности сливного патрубка позволяет повысить общую степень очистки с 28.1 до 56.4%, т.е. в 2 раза, а расхождение теоретических данных с экспериментальными незначительно и составляет менее 5%.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Рассмотрен процесс разделения неоднородных систем, в случае, когда плотность частиц дисперсной фазы меньше плотности дисперсионной среды. Предлагается процесс осуществлять в гидроциклоне с фильтрующей поверхностью сливного патрубка при вибрации, обеспечивающей виброожижение образующегося осадка и непрерывную регенерацию пор фильтровальной перегородки. Представлены результаты математического моделирования процесса гидроциклонирования “легких” фракций дисперсной фазы с дополнительной очисткой на фильтрующей поверхности сливного патрубка в сравнении с типовым аппаратом Из результатов имитационного моделирования следует, что общая степень очистки от частиц дисперсной фазы “лёгких” фракций в гидроциклоне ГНС-125 с боковой виброфильтрующей поверхностью сливного патрубка выше в 1.9 раза в сравнении с гидроциклоном типовой конструкции. Проведенные экспериментальные исследования также показали увеличение общей степени очистки в 2 раза при использовании гидроциклона предлагаемой конструкции. Незначительное расхождение теоретических данных с экспериментальными подтверждает адекватность представленного алгоритма расчета процесса гидроциклонирования “легких” фракций дисперсной фазы с дополнительной очисткой на виброфильтрующей поверхности сливного патрубка.

Таким образом, комбинирование в гидроциклонах нескольких технологических процессов позволяет обеспечить комплексный подход к процессу разделения гетерогенных систем, позволяя повысить экономические показатели процесса как за счет более эффективного улавливания дисперсных частиц тонких фракций, так и в результате непрерывной очистки фильтрующей поверхности сливного патрубка при использовании вибрации, что позволяет избежать простоя оборудования на время регенерации фильтрующего элемента.

Работа выполнена в рамках гранта Президента Российской Федерации МК-2289.2020.8.

ОБОЗНАЧЕНИЯ

А	амплитуда вибрации, м
C_i	доля i-ой фракции, %
d_i	диаметр частиц i-ой фракции, мкм
d₀	номинальный диаметр частиц, улавливаемых на 100%, мкм
F	фактор разделения
f	частота колебаний для создания псевдоожиженного слоя и регенерации пор фильтровальной поверхности, Гц
J	интенсивность вибрации, м²/с³
L	высота сепарационной зоны гидроциклона, м
m	число фракций дисперсной фазы
∆Р	избыточное давление в корпусе гидроциклона, Па
q	производительность по суспензии, м³/ч
q_f	производительность по фильтрату, м³/ч
R_c	внутренний радиус цилиндрического корпуса гидроциклона, м
R_ex	радиус сливного патрубка, м
R_i	радиус траектории движения частиц i-ой фракции, м
R_in	радиус питающего патрубка, м
S	поверхность фильтрования, м²
r_f	сопротивление фильтровальной поверхности, 1/м
r_s	удельное сопротивление осадка, находящегося в виброожиженном состоянии, 1/м²
Y	ускорение вибрации, м/с²
δ	толщина слоя осадка, находящегося в виброожиженном состоянии, м
δ_f	доля расхода фильтрата в общем расходе очищаемой жидкости, %
η_i	относительная концентрация уловленных частиц каждой фракции
η	общая степень очистки, %
μ	динамическая вязкость жидкости, Па · с
Δρ	разница плотностей сплошной и дисперсной фаз, кг/м³
ρ	плотность жидкости, кг/м³
ρ_i	плотность частиц суспензии, кг/м³
τ	время пребывания суспензии в сепарационной зоне, с
τ_s	время осаждения частиц, с
υ_с	окружная скорость суспензии в корпусе, м/с
υ_cf	скорость центробежного всплывания частиц номинального диаметра, м/с
${{\upsilon }}_{{cf}}^{'}$	приведенная скорость центробежного всплывания частиц, м/с
υ_f	скорость фильтрования, м/с
υ_i	скорость движения частиц i-ой фракции, м/с
υ_in	скорость суспензии во входном патрубке гидроциклона, м/с
υ_rat	отношение скорости фильтрования к скорости осаждения частиц номинального диаметра
υ_s	скорость радиального движения частиц к боковой поверхности сливного патрубка, м/с
χ_i	локальная степень улавливания частиц i-ой фракции
Ar₀	число Архимеда для частиц номинального диаметра
Ar_i	число Архимеда для частиц i-ой фракции
La₀	число Лященко для частиц номинального диаметра
La’	приведенное число Лященко номинального диаметра
Re₀	число Рейнольдса для частиц номинального диаметра
Re_i	число Рейнольдса для частиц i-ой фракции

Список литературы

Hydrocyclones: Analysis and Applications // Eds. Svarovsky L., Dordrecht M.T. Thew: Kluwer Academic Publishers, 1992.
Bradley D. The hydrocyclone. London: Pergamon press, 1965.
Дик И., Миньков Л.Л. Особенности течения высококонцентрированной суспензии в гидроциклоне // Теорет. основы хим. технологии. 2019. Т. 53. № 4. С. 431.
Lagutkin M.G., Baranov D.A. Evaluation of the effect of the coriolis force in swirling-flow apparatuses // Theor. Found. of Chem. Eng. 2004. V. 38. № 1. Р. 6. [Лагуткин М.Г., Баранов Д.А. Оценка действия силы Кориолиса в аппаратах с закрученным потоком // Теорет. основы хим. технологии. 2004. Т. 38. № 1. С. 9.]
Baranov D.A., Pronin A.I., Dikov V.A., Ivanov A.A, Kolesova N.A., Balahnln I.A., Lagutkin M.G. Battery hydrocyclones for chemical industry and for units to rewater and sewage purify // Chem. and Petrol. Eng. 2007. V. 43. № 7. Р. 385. [Баранов Д.А., Пронин А.И., Диков В.А., Иванов А.А., Колесова Н.А., Балахнин И.А., Лагуткин М.Г. Гидроциклоны для химических производств и установок очистки оборотных и сточных вод // Хим. и нефтегаз. машиностр. 2007. Т. 43. № 7. С. 20].
Neesse T., Schneider M., Donhauser F., Schricke B. Computer controlled hydrocyclone battery // Science & Technology of Filtration and Separations for the 21st Century. Florida: 2001. № 32. P. 85.
Dueck J.G., Matvienko O.V., Neesse T. Modeling of hydrodynamics and separation in a hydrocyclones // Theor. Found. of Chem. Eng. 2000. V. 30. № 5. Р. 428. [Дик И.Г., Матвиенко О.В., Неессе Т. Моделирование гидродинамики и сепарации в гидроциклоне // Теорет. основы хим. технологии. 2000. Т. 34. № 5. С. 478.]
Freeman R.J., Rowson N.A. Veasey T.J., Harris R. The progress of the magnetic hydrocyclones // Magnetic and Electrical Separation. 1993. V. 4. № 3. P. 139.
Терновский И.Г., Кутепов А.М. Гидроциклонирование. М.: Наука, 1994.
Голованчиков А.Б., Ламскова М.И., Филимонов М.И, Новиков А.Е. Моделирование процессов очистки нефтяных шламов в гидроциклоне одновременно от “тяжелых” и “легких” частиц дисперсной фазы // Известия ВолгГТУ. Сер. Актуальные проблемы управления, вычислительной техники и информатики в технических системах. № 11. Волгоград, 2016. С. 8.
Golovanchikov A.B., Novikov A.E., Lamskova M.I., Filimonov M. I. Modeling the process of separation of non-homogeneous liquid disperse systems in hydrocyclone accounting for similarity criteria // Chem. and Petrol. Eng. 2018. V. 54. № 1. P. 118. [Голованчиков А.Б., Новиков А.Е., Ламскова М.И., Филимонов М.И. Моделирование процессов разделения неоднородных жидкостных систем в гидроциклоне с учетом критериев подобия // Хим. и нефтегаз. машиностр. 2018. № 2. С. 34.]
Ламскова М.И., Новиков А.Е., Филимонов М.И. Гидроциклон Пат. 158008 РФ. 2015.
Голованчиков А.Б., Дулькин А.Б., Тябин Н.В. Исследование работы виброфильтра с гидродинамическим приводом // Изв. ВолгГТУ. Сер. Реология, процессы и аппараты химической технологии. № 1. Волгоград, 1996. С. 65.
Тимонин А.С. Инженерно-экологический справочник. Т. 2. Калуга: Изд-во Н. Бочкаревой, 2003.

Дополнительные материалы отсутствуют.

Инструменты

следующая статья выпуска предыдущая статья выпуска содержание выпуска

Теоретические основы химической технологии

Архивы выпусков Информация о журнале Отправить рукопись в журнал