Continu filtersysteem: analyse en optimalisatie van het...

Faculteit Ingenieurswetenschappen

Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding

Voorzitter: Prof. Dr. Ir. R. Sierens

Continu filtersysteem: analyse en optimalisatie

van het ’jet-pulse cleaning’ proces

door

Dimitri De Sloover

Promotor: Prof. Dr. Ir. J. Vierendeels

Scriptiebegeleiders: Dr. Ir. J. Vande Voorde, Ir. V. Kuijken

Scriptie voorgedragen tot het behalen van de academische graad van

Burgerlijk Werktuigkundig-Elektrotechnisch Ingenieur

Academiejaar 2006–2007

Voorwoord

Eerst en vooral wil ik mijn promotor, Professor Vierendeels, bedanken voor de begeleiding.

Zijn suggesties en kennis duwden mij in de goede richting. Voor het toetsen van de bekomen

resultaten aan de realiteit en het helpen sturen van dit werk bedank ik ook ir. Valentijn

Kuijken van Bekaert.

Mijn medestudenten wil ik bedanken voor het delen van hun ervaringen in verband met de

scriptie en hun steun.

Ook mijn ouders dank ik voor de steun bij het schrijven van dit werk en de steun die ze mij

gegeven hebben bij mijn studies.

Dimitri De Sloover, juni 2007

Toelating tot bruikleen

“De auteur geeft de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delenvan de scriptie te kopieren voor persoonlijk gebruik.Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met be-trekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultatenuit deze scriptie.”

Dimitri De Sloover, juni 2007

Continu filtersysteem:

analyse en optimalisatie van het

’jet-pulse cleaning’ proces

door

Dimitri De Sloover

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van

Burgerlijk Werktuigkundig-Elektrotechnisch Ingenieur

Academiejaar 2006–2007

Promotor: Prof. Dr. Ir. J. Vierendeels

Scriptiebegeleiders: Dr. Ir. J. Vande Voorde, Ir. V. Kuijken

Faculteit Ingenieurswetenschappen

Universiteit Gent

Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding

Voorzitter: Prof. Dr. Ir. R. Sierens

Samenvatting

In dit werk analyseren we de parameters die een invloed hebben op het jet-pulse cleaningproces. Er wordt ook gezocht naar een optimum voor deze parameters.

In de inleiding wordt de werking van het jet-pulse cleaning proces uitgelegd en wordt het doelvan deze thesis uiteengezet. In hoofstuk 2 bespreken we kort enkele studies. In hoofstuk 3wordt een tijdsonafhankelijk model opgesteld. Hoofstuk 4 bespreekt enkele parameters dieeen invloed hebben op het reinigen. In hoofdstuk 5 gaan we na wanneer bepaalde parameterseen optimaal resultaat geven. Hoofstuk 6 bevat enkele modellen voor een tijdsafhankelijksimulatie en de problemen met deze modellen. Het besluit wordt gegeven in hoofstuk 7.

Trefwoorden

jet-pulse cleaning, metalen kaarsfilter, simulatie

On-line filter system: analysis and optimization ofthe ’jet-pulse cleaning’ process

Dimitri De Sloover

Supervisor(s): Jan Vierendeels, John Vande Voorde, Valentijn Kuijken

Abstract—This article analyses and optimizes the jet-pulse cleaning of acandle filter made of metal fibres.

Keywords—Jet-pulse cleaning, metal candle filter, simulation

I. INTRODUCTION

METAL and ceramic rigid filters are used for particle re-moval from gases. They can withstand high temperatures

and corrosive environments. But ceramic filters are sensitive tothermal and physical shocks. Metal filters have a much highertoughness and strength and are more able to withstand thesethermal and physical shocks.

A dustcake is formed on the outside of the candle filter dur-ing cleaning. To remove this dustcake when the pressure dropover the filter becomes too high, a pulse-jet is introduced fromthe clean side. This pulse-jet breaks the dustcake up and dis-lodges the dustcake. The dust then drops to the bottom of thefilter vessel where it is collected and transported out of the filtervessel.

In this article we will use a steady-state model to determinewhich parameters influence the efficiency of cleaning and howthe geometry has to be modified to improve cleaning.

II. MODEL

For the simulation we use the Fluent CFD software. Severalproblems were encountered while creating a model of the com-plete filter in Fluent to simulate the time dependent jet-pulsecleaning. It was therefore decided to concentrate on a steadystate model.

In the model the filter is simulated by a pressure drop in atube. The size of the pressure drop is determined by Darcy’slaw which determines the relation between the speed throughthe filter and the pressure drop over the filter.

∆p = −µ

αv∆m (1)

Darcy’s law is implemented in Fluent through the Porous Jumpmodel. To compensate for the smaller surface area in the modelin comparison with a real filter we multiply the permeability (α)with the surface area of the filter divided by the surface area ofthe model. We compare three different permeabilities, 6.15 ×1011, 1.23 × 10−11 and 6.15× 10−12 m2. The geometry of amodel is shown in figure 1.

III. PARAMETER STUDY

First we compare a model with a venturi at the entrance ofthe clean side of the filter and one without. We find that theventuri has a positive effect on the mass flow rate through thePorous Jump boundary. When comparing two nozzles shapes,

Fig. 1. Model geometry

one converging and one with a converging and diverging sectionwe find that the converging nozzle is superior. The differenceis amplified when we compare these nozzles when there is aventuri present at the entrance. We also observe that the positiveeffect of the venturi on the mass flow rate is more noticeable atlow permeabilities.

When we look at the mach contours in the venturi of the ge-ometry of figure 1 for a permeability of 6.15× 10−11 m2, weobserve that the flow through the venturi is choked (figure 2).By enlarging the diameter of the venturi throat we can increasethe mass flow rate through the Porous Jump boundary.

Fig. 2. Machcontours

When we compare three different nozzle diameters, 9 ,11 en13 mm, the mass flow rate through the Porous Jump boundaryincreases when the diameter of the nozzle increases. But whenwe compare relative mass flow rates (mass flow rate through thePorous Jump boundary divided by the mass flow rate throughthe nozzle) we get an increase when making the nozzle diametersmaller for a permeability of 6.15× 10−11 m2 and a decreasefor the smaller permeabilities.

To ease construction and decrease costs it would befavourable if the venturi could be replaced by a simple plate witha hole that has the same diameter as the venturi throat. The massflow rates through the Porous Jump boundary are comparable orbetter when comparing with the geometry with the venturi. Butthe buildup of pressure now happens inside the filter and not inthe venturi. This could lead to bad cleaning at the top of the

filter.

IV. OPTIMIZATION

Several studies have looked at the influence of different pa-rameters on the jet-pulse cleaning proces [1], [2], [3]. Fromthe previous section and these studies we select three parame-ters for an optimization, nozzle diameter, distance between thenozzle and the venturi and venturi throat diameter.

For a nozzle diameter of 13 mm we compare two venturithroat diameters of 33 and 40.5 mm and for each of these venturithroat diameters we place the nozzle at a distance of 100, 160and 220 mm from the venturi. We conclude that for a maximummass flow rate through the Porous Jump the nozzle has to standcloser than 100 mm to the venturi. For a permeability corre-sponding to an initial pressure drop of 20 mbar the venturi throatdiameter has to be bigger than 40.5 mm, for 100 and 200 mbarthe venturi throat diameter should be smaller than 33 mm.

For a nozzle diameter of 11 mm we compare venturi throatdiameters of 27, 33 and 40.5 mm. We place the nozzle at a dis-tance of 100, 160 and 220 mm from the venturi. We concludeagain that for a maximum mass flow rate through the PorousJump boundary the nozzle has to stand closer than 100 mm tothe venturi. For a permeability corresponding to an initial pres-sure drop of 20 mbar the venturi throat diameter optimum liesaround 40.5 mm, for 100 and 200 mbar the venturi throat diam-eter should be smaller than 27 mm.

For a nozzle diameter of 9 mm we now compare venturi throatdiameters of 27 and 33 mm. Because the optimum distance be-tween nozzle and venturi is smaller than 100 mm for a nozzlediameter of 13 and 11 mm, we now compare distances of 100and 25 mm between the nozzle and the venturi with a geometrywhere the nozzle is placed 25 mm inside the venturi entrance.We observe that the optimum distance between the nozzle andthe venturi lies around 25 mm. For a permeability correspond-ing to an initial pressure drop of 20 mbar the venturi throat di-ameter optimum lies around 33 mm, for 100 and 200 mbar theventuri throat diameter should be smaller than 27 mm.

V. CONCLUSION

The simulations show the influence of the different parmatersand that by changing the geometry of the jet-pulse cleaing sys-tem we can can find an optimum for the mass flow rate throughthe filter.

REFERENCES

[1] Z. Ji, M. Shi, and F. Ding, “Transient flow analysis of pulse-jet generatingsystem in ceramic filter,” Powder Technology, vol. 139, no. 3, pp. 200–207,2004.

[2] J-H. Choi, Y-G. Seo, and J-W. Chung, “Experimental study on the nozzleeffect of the pulse cleaning for the ceramic filter candle,” Powder Technol-ogy, vol. 114, pp. 129–135, 2001.

[3] I. Schildermans, J. Baeyens, and K. Smolders, “Pulse jet cleaning of rigidfilters: a literature review and introduction to process modelling,” Filtrationand Seperation, vol. 41, no. 5, pp. 26–33, 2004.

Inhoudsopgave

Voorwoord i

Toelating tot bruikleen ii

Overzicht iii

Extended abstract iv

1 Inleiding 11.1 Werking jet-pulse cleaning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.1.1 Filter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11.1.2 Jet-pulse cleaning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

1.2 Doel thesis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

2 Studies uit de literatuur 62.1 Algemeen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62.2 Studie door Ji et al. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6

2.2.1 Experimentele metingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62.2.2 Model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

2.3 Studie door Choi et al. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92.4 Studie door Schildermans et al. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

3 Model en instellingen 133.1 Filtermodel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

3.1.1 Eenvoudige geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143.1.2 Andere geometrieen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

3.2 Fluent instellingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153.2.1 Turbulentie model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

3.3 Werkwijze . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

vi

INHOUDSOPGAVE vii

4 Parameters 174.1 Eenvoudige geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

4.1.1 Zonder Venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 174.1.2 Met Venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

4.2 Verschillende straalpijpvormen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 214.2.1 Zonder Venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 214.2.2 Met Venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

4.3 Diameter Venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.4 Veranderen straalpijpdiameter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.5 Plaatje met opening in plaats van een venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

5 Optimalisatie 355.1 Algemeen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 355.2 Straalpijpdiameter 13mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 355.3 Straalpijpdiameter 11mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 375.4 Straalpijpdiameter 9mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

6 Model voor tijdsafhankelijke studie 496.1 Algemeen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 496.2 Porous Jump . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 496.3 Zelf gedefinieerde randconditie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 506.4 Porous Medium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

6.4.1 10 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 546.4.2 40 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

6.5 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

7 Besluit en toekomstperspectieven 60

A Simulaties 61

Bibliografie 62

Lijst van figuren 63

Lijst van tabellen 66

Hoofdstuk 1

Inleiding

1.1 Werking jet-pulse cleaning

1.1.1 Filter

Voor het verwijderen van vaste deeltjes uit gas bestaan verschillende oplossingen zoals cy-clonen, elektrostatische filters, korrelbedfilters, doek en vezelfilters en stijve barriere filters.Stijve barriere filters maken gebruik van metalen en keramisch materialen. Stijve keramischfilters worden gemaakt door keramische vezels of korrels te sinteren. Metalen filters wordennaast het sinteren van korrels en vezels ook gemaakt door het weven van metalen dradenen het perforeren van platen. Filters gemaakt uit keramische materialen of metaal hebbenhet voordeel dat ze ook goed werken bij hogere temperaturen. Hoge temperatuur filtratiewon aan belang door onderzoek naar wervelbedverbranding van kolen en gasificatie van kolenvoor elektriciteitscentrales omdat hierbij een een reiniging van gassen op hoge temperatuurnodig is [4]. Maar de nadruk is nu verschoven naar toepassingen in de chemische industrie enverwerkingsindustrie [5]. Het voordeel van metalen filters ten opzichte van keramische is datmetalen beter bestand zijn tegen thermische en fysische schokken door de hogere sterkte entaaiheid van metalen. Een nadeel is de iets hogere kostprijs.

In dit werk wordt uitgegaan van door Bekaert gemaakte filters. Deze filters bestaan uitgesinterde metalen vezels. Deze vezels hebben een diameter van 1, 5 µm tot 80µm. Door dehoge porositeit van deze filters (tot 85%) is de permeabileit van de filter ook hoger en krijgenwe dus een lagere drukval dan voor filters gemaakt uit gesinterd metaalpoeder en anderemetalen filterconcepten. Standaard wordt gebruikt gemaakt van 316L roestvrij staal maarvoor hoge temperatuur en hoge corrosiviteit toepassingen kan ook Inconel 601 en Fercalloygebruikt worden. Naast het gebruik bij hoge temperaturen en corrosiviteit kunnen deze filtersook een zeer hoge druk aan.

De lucht kan door de porositeiten in de filter terwijl de vaste deeltjes zich aan de filter hech-

1

HOOFDSTUK 1. INLEIDING 2

ten. Door het vasthechten van de deeltjes stijgt de drukval over de filter en verbeterd bijsommige filters ook de filtratie. Het filteren kan op twee manieren gebeuren: dieptefiltratieof oppervlaktefiltratie. Bij dieptefiltratie worden de vaste deeltjes opgevangen in de filter zelfdoordat aan de buitenkant van de filter grove vezels voorkomen en aan de binnenkant fijne-re vezels zitten. Dieptefiltratie wordt gebruikt bij lage stofconcentraties. Voor het reinigenmoet de filter buiten werking gesteld worden, het is dus belangrijk dat deze filters een grotestofcapaciteit hebben. Reinigen gebeurt ultrasoon, met chemicalien of gecontroleerde atmos-ferische opbranding. Bij oppervlaktefiltratie zitten de fijnste vezels aan de buitenkant en degrovere aan de binnenkant. Hierdoor blijft het stof aan de oppervlakte van de filter. Dezestofkoek aan de buitenkant bevordert de filtratie door ook kleine deeltjes tegen te houden enna een aantal reinigingscycli is de stofkoek verantwoordelijk voor het grootste deel van defiltratie. Men gebruikt oppervlaktefiltratie bij grote stofconcentraties. Het reinigen van defilter gebeurt tijdens de werking door jet-pulse cleaning.

De verwijdering van de deeltjes uit het gas gebeurt door vijf verschillende fysische verschijn-selen zoals te zien in figuur 1.1. Het traject van de grootste deeltjes wordt bepaald door dezwaartekracht. Iets kleinere deeltjes hebben een te grote inertie om de stroming te kunnenvolgen rond de vezel en slaat in op de vezel. Deze deeltjes komen ook in contact met devezel doordat het met stof beladen gas door de vernauwing gevormd door de vezels moet. Dekleinste deeltjes worden verwijderd door diffusie als gevolg van een Browniaanse beweging.Het laatste mechanisme is door elektrostatische krachten. Het deeltje kan geladen worden enwordt aangetrokken door de vezel als er een elektrisch veld staat over de filter [6].

Figuur 1.1: Fysische mechanismen bij aanhechting deeltjes aan vezels [6]

Er bestaan drie filtervormen voor stijve barriere filters. Tegenstroomfilters bestaan uit eenafwisseling van kanalen waar het met stof bevuilde gas toekomt en kanalen waar het gezuiverde


gas wegstroomt. Deze kanalen worden gescheiden door filters. Buis- en kaarsfilters bestaanuit cilindervormige filterelementen. Bij buisfilters stroomt het gas van binnen de cilinder naarbuiten, bij kaarsfilters van buiten naar binnen. Bij kaarsfilters is een uiteinde afgesloten. Bijhet gebruik van kaarsfilters worden verschillende filterelementen met het open uiteinde aaneen filterplaat vastgemaakt. Dit geheel zit in een filtervat. Het te reinigen gas komt in hetonderste deel van het filtervat toe en het gereinigde gas verlaat het filtervat langs boven. Hetstof wordt verzameld en afgevoerd in het onderste deel van het filtervat. Figuur 1.2 geeftschematisch de werking weer en figuur 1.3 toont een volledig filtervat.

Figuur 1.2: Schematische voorstelling filtering[6]

Figuur 1.3: Filtervat (Bekaert)


1.1.2 Jet-pulse cleaning

Bij jet-pulse cleaning systemen wordt de stofkoek van de filter verwijderd door middel vaneen drukstoot. Een sensor dedecteert als de drukval over de filter te groot wordt. Er wordtdan een klep geopend waardoor gas uit een reservoir onder hoge druk kan stromen. Dit gasstroom door een straalpijp die boven de filterkaars is bevestigd. Er onstaat dan een drukgolfdie door de filterkaars loopt en de stofkoek opbreekt. Er onstaat ook een opbouw van drukin de filterkaars waardoor de stroming door de filter wordt omgekeerd en de stofkoek wordtafgeblazen. Het afgeblazen stof valt naar beneden en wordt onderaan het filtervat verzamelden afgevoerd. Figuur 1.4 geeft schematisch de opbouw en afbraak van de stofkoek weer.Figuur 1.5 toont enkele momentopnames bij het afblazen van de stofkoek [7].

Figuur 1.4: Opbouw en afblazen stofkoek (Bekaert)

Figuur 1.5: Afblazen stofkoek [7]


1.2 Doel thesis

Voor de jet-puls reiniging wordt gas onder hoge druk gebruikt. Het samendrukken van dit gaskost energie. Het is daarom uit economisch oogpunt belangrijk om met een zo klein mogelijkdebiet toch nog een goede reiniging van de filter te krijgen. Om het verbruikte debiet tebeperken moet worden bekeken welke invloed bepaalde parameters hebben op het reinigen.Hiervoor moet een model opgesteld worden. Met behulp van dit model en de analyse van deparameters zal er dan geprobeerd worden voor enkele geselecteerd parameters een optimumte vinden.

Hoofdstuk 2

Studies uit de literatuur

2.1 Algemeen

In de literatuur zijn verschillende studies voorhanden die het jet-pulse cleaning proces onder-zoeken en bespreken. Het overgrote deel van deze studies behandeld bagfilters en keramischefilters. Er zijn weinig studies beschikbaar die metalen filters behandelen. Maar omdat ke-ramsiche filters dezelfde stijve structuur hebben als de metalen filters kan er verondersteldworden dat bij metalen filters dezelfde verschijnselen zich voordoen. In deze literatuurstudieworden vooral de studies en delen uit studies besproken waarbij de invloed van de geometrieop het reiniginsproces bij stijve filters wordt nagegaan.

2.2 Studie door Ji et al.

Ji et al. [1] meten de ogenblikkelijke snelheid van de pulse-jet en het debiet van de pulse-jetstraalpijp en bekijken de invloed van de druk in het reservoir en de lengte van de puls. Ookcreerden zij een model waarmee se de variaties in de tijd van het massadebiet van het pulse-jetgas bekijken.

2.2.1 Experimentele metingen

De experimentele opstelling bestaat uit een reservoir gevuld met lucht onder druk, een sole-noıde klep, een straalpijp en tussenliggende pijpen (figuur 2.1). Het reservoir heeft een inhoudvan 0, 0302 m3. Door een elektronische puls wordt de klep geopend. Om de snelheid van hetgas dat uit de nozzle komt te kunnen meten wordt een stuk buis met een interne diametervan 40 mm en een lengte van 400mm aan het uiteinde van de nozzle bevestigd. De snelhedenworden op 30mm van het uiteinde van deze buis gemeten. Het massadebiet is bepaald doorintegratie van de axiale snelheden.

6

HOOFDSTUK 2. STUDIES UIT DE LITERATUUR 7

Figuur 2.1: Experimentele opstelling. (1) Druklucht reservoir; (2) buis; (3) solenoid valve; (4) buis;(5) straalpijp. [1]

Men bepaalt voor de drukken 0,5; 0,6 en 0, 7 MPa in het reservoir gevuld met lucht de axialesnelheden en massadebieten (figuur 2.2). De lengte van de elektronische puls is ingesteldop 46 ms. Als men de snelheden en debieten vergelijkt ziet men een stijging van zowel deaxiale snelheid als het massadebiet bij stijgende druk. Als ze de pulslengte vergroten naar198 en 292 ms bij een druk van 0, 7 MPa blijft de maximale axiale snelheid en het maximalemassadebiet bijna gelijk (figuur 2.3).

Figuur 2.2: Effect van de reservoirdruk op de axiale snelheid en het massadebiet [1]

2.2.2 Model

Ji et al. [1] stellen ook een 1-dimensionaal unsteady model voor van de experimentele op-stelling. Omwille van de korte duur van het pulse-jet proces nemen ze aan dat het systeemkan gemodelleerd worden als een adiabatisch proces. Er wordt ook verondersteld dat dedoorstroomoppervlakte van de klep lineair verloopt bij het openen en sluiten. De numerieke


Figuur 2.3: Effect van de lengte van de elektronische pulse op de axiale snelheid en het massadebiet[1]

simulaties van het model vertonen een goede overeenkomst met de experimentele metingen.

Bij het vergelijken van drie straalpijpdiameters (4, 6 en 8mm) bij 0, 7 MPa stijgt het totalegasverbruik met groter wordende straalpijpdiameter. Het maximum debiet en de snelstetoename van het debiet wordt bereikt bij de straalpijp met een diameter van 6mm (figuur2.4). De toename van het debiet hangt samen met de snelheid van de drukverandering in defilter, wat een belangrijke maat is voor de efficientie van het reinigen van de filter. Er bestaatdus een optimum voor de straalpijpdiameter.

Figuur 2.4: Effect van de nozzlediameter op het massadebiet van het pulse-jet gas [1]

Bij een toename van het reservoir volume is er slechts een opmerkelijke toename in het maxi-mum massadebiet bij een toename van het volume van 0, 003 m3 naar 0, 0302 m3. Een verderetoename van het volume veroorzaakt slechts een lichte toename van het maximum massade-biet. Het veranderen van de buislengte tussen de klep en de straalpijp heeft geen invloed ophet totale gasverbruik. Maar het maximumdebiet stijgt met als de buislengte tussen de klepen de straalpijp afneemt. De klep staat dus best zo dicht mogelijk bij de straalpijp. Bij een


toename van de werkingsdruk van de filter en een constant blijven van het drukverschil tussenhet lucht reservoir en de filter neemt het gasverbruik en het veranderen van het massadebiettoe door omwille van de hoge werkingsdruk. Bij een toename van de temperatuur van het pulsgas verkrijgen ze een afname van het gasverbruik en van het veranderen van het massadebiet.

2.3 Studie door Choi et al.

Choi et al. [2] onderzoeken experimenteel het effect van de straalpijpdiameter en de straal-pijpvorm op het jet-pulse reinigen van een keramische filter.

In figuur 2.5 wordt een schematisch overzicht getoond van de experimentele opstelling. Dekeramische filter zuivert de uitlaat gassen van een oliebrander. De opstelling bestaat uit zesSiC Dia-Schumalith T 10-20 elementen met een lengte van 1, 5 m. De opstelling maakt gebruikvan een diffusor die voor de ingang van de filter wordt geplaatst. Deze diffusor zorgt vooreen uniforme druk onder 50 cm onder de top van de filter in deze opstelling. De prestatiesvan twee convergente straalpijpen met een hoek van 10◦ en 34◦ en een rechte nozzle zijnvergeleken. Figuur 2.6 toont de afmetingen van deze diffuser en straalpijpen.

Figuur 2.5: Schematische voorstelling. 1. Lucht compressor, 2. Oliebrander, 3. Doseerschroef, 4.Filter eenheid, 5. Pulslucht compressor, 6. Pulslucht tank, 7. Puls klep, 8. Samplingpoort, 9. Stof hopper. [2]

Om het effect van de straalpijpdiameter op het puls reinigen van de filter te onderzoeken isde druk in het midden van de filterholte gemeten (PCM in figuur 2.5). Bij het vergelijkenvan verschillende straalpijpdiameters blijkt de maximum overdruk zich voor te doen bij eendiameter van 13mm terwijl het puls gasverbruik blijft stijgen met toenemende straalpijp-diameter (figuur 2.7). De daling van de overdruk bij grote straalpijpdiameters is een gevolgvan deze dalende entrainment ratio. Figuur 2.8 toont dat de entrainment ratio afneemt met


Figuur 2.6: Vorm en afmetingen van de convergente straalpijp (a) en de diffusor (b). [2]

stijgende straalpijpdiameter. De entrainment ratio wordt gedefinieerd als het meegesleur-de massadebiet gedeeld door het massadebiet door de straalpijp, waarbij het meegesleurdemassadebiet het massadebiet door de diffusor min het massadebiet door de straalpijp is. Devoornaamste bron voor het entrainment effect of meevoer effect komt van de omvorming vande pulsdruk in kinetische energie nabij de straalpijp. Bij een grotere straalpijpdiameter is depulsdruk in de straalpijp lager waardoor ook het entrainment effect verkleint.

Figuur 2.7: Effect van de straalpijpdiameterop de overdruk in het midden vande filterholte en op het gasverbruik[2]

Figuur 2.8: Effect van de straalpijpdiameterop de entrainment [2]

Men vergelijkt een rechte en twee convergente straalpijpen met een interne diameter 10 mmaan de straalpijptip. De convergente straalpijpen convergeren met hoeken 10◦ en 34◦ van eeninterne diameter 15 mm naar 10 mm. In figuur 2.9 is te zien dat de convergente straalpijpenvoor een grotere overdruk zorgen aan de bodem van de filter holte (PCB in figuur 2.5). Dit is


het gevolg van een hoger entrainment effect omdat er nu een hogere druk is aan de straalpijptipzoals te zien in figuur 2.10. Een nadeel van de efficientere convergerende straalpijpen is dat zeeen onderdruk kunnen veroorzaken in het begin van de filter. Daardoor kan het voorkomendat er in het begin van de filter een slechte reiniging is.

Figuur 2.9: Effect van de straalpijpvorm op deoverdruk op de bodem van de fil-terholte [2]

Figuur 2.10: Effect van de straalpijpvorm opde effectieve druk van het pulsgasaan de uitlaat van de straalpijp.[2]

2.4 Studie door Schildermans et al.

Schildermans et al. [3] doen een uitgebreide bespreking van de data en theorieen omtrent dejet-pulse cleaning van stijve filters beschikbaar in de literatuur. Parameters die het jet-pulsecleaning proces beınvloeden zijn de reinigingsdruk, de straalpijpdiameter, de afstand tussende nozzle en de opening van de filter, het gebruik van een venturi en openingstijd van de klep.

De reinigingsdruk heeft een directe invloed op de druk in de filterholte en dus op de effici-entie van het reinigen. Hoe hoger de druk, hoe groter de dichtheid van de stofkoek die kanafgeblazen worden. Een hoge reinigingsdruk kan wel een onderdruk in de filter veroorzakenwaardoor het gas tijdens het reinigen naar binnen stroomt en er dus een heraanhechting vanhet stof op de filter kan voorkomen.

Convergente straalpijpen zijn beter omwille van de grotere entrainment. Als de straalpijp tedicht bij de filteropening staat, is de jet nog aan het expanderen als hij de filter binnenkomt.Hierdoor wordt nog gas met stofdeeltjes aangezogen door de filter waardoor er na een aantalcycli een permanente stofkoek aan de bovenkant van de filter wordt gevormd. De openingstijd


van de klep heeft geen invloed op de efficientie van het reinigen omdat we geen stijgingkrijgen van de druk in de filter bij een langere openingstijd en alleen de snelle drukstijgingverantwoordelijk is voor het losmaken van de stofkoek.

Enkele voordelen van het gebruik van een venturi zijn meer entrainment van secundair gas endus een betere reinigingsefficientie, vermindering van de benodigde reinigingsdruk, een beterestroming van het reinigingsgas in de filter en de druk in de filter is meer uniform over de lengtevan de filter. Maar andere publicaties en de auteurs geven dan weer aan dat een venturi weinigof geen invloed heeft op het reinigen. Een venturi met een grote keeldiameter veroorzaakt eenkleinere druk maar een groter massadebiet dan een venturi met kleinere keeldiameter. Hoegroter de reinigingsdruk, hoe groter de optimale keeldiameter van de venturi is. In figuur 2.11worden de invloeden van de parameters weergegeven in een tabel.

Figuur 2.11: Invloed parameters [3]

Hoofdstuk 3

Model en instellingen

3.1 Filtermodel

In Fluent zijn er twee modellen beschikbaar om een poreus medium (zoals een filter) te model-leren: Porous Medium en Porous Jump. Porous Jump is een eendimensionale vereenvoudigingvan Porous medium. Beide modellen zijn gebaseerd op de wet van Darcy die het verbandgeeft tussen snelheid door en drukval over het poreuze medium:

∆p = −µ

αv∆m (3.1)

∆p = drukval over poreus mediumµ = dynamische viscositeit van de vloeistofα = permeabiliteit van het poreuze mediumv = normale snelheid op het oppervlak van het poreuze medium∆m = dikte poreuze medium

In Fluent bestaat er nog de mogelijkheid om hierbij nog een inertie verliesterm te definieren,maar wij verwaarlozen dit inertie verlies. In sommige formulaties van de wet van Darcy wordtµ en ∆m samengenomen en wordt dan K genoemd.

Omwille van problemen met Porous Medium en de slechte convergentie van Porous Jumpvoor zeer kleine permeabiliteit waarden (zie ook hoofdstuk 6) werd ervoor gekozen om degehele filter te modelleren als een drukval in een buis met behulp van Porous Jump. Wevervangen dus een groot filteroppervlak door een veel kleinere oppervlakte in het model. Weveronderstellen dat het debiet en de drukval over het model hetzelfde blijven als die in deechte filter. Doordat het debiet constant blijft en de oppervlakte kleiner wordt, is de snelheiddoor het model van de filter veel groter dan die in werkelijkheid. Om de wet van Darcy tochnog te doen gelden moet de permeabiliteit van het model worden aangepast.

13

HOOFDSTUK 3. MODEL EN INSTELLINGEN 14

3.1.1 Eenvoudige geometrie

Bij de eenvoudige geometrie is de lengte van de filter 764 mm en de diameter 45, 84 mm. Wevervangen deze filter door een model met een diameter van 45, 84 mm.

Afilter = π.45, 84.764 = 110024 mm2

Amodel = π45, 842

4= 1650mm2

Het debiet blijf constant.

Q = Afiltervfilter = Amodelvmodel

vmodel = 66, 68vfilter

We gaan uit van een waarde van 3, 45.109 m−1 voor K en een filterdikte van 1, 5 mm. Dedrukval over filter en model is gelijk.

αfilter =∆m

K

∆p = − µ

αfiltervfilter∆m = − µ

αmodelvmodel∆m

αfilter = 2, 9.10−11 m2

3.1.2 Andere geometrieen

Voor de andere geometrieen werd uitgegaan van een filter waarbij net voor er een drukpulswerd doorgestuurd een drukval van 20, 100 of 200 mbar over de filter stond. Ook werduitgegaan van een snelheid door de filter van 2 m/min. Hier werd gekozen om een filter meteen lengte van drie meter en een diameter van 86 mm te modelleren. Bij dit model is de filtereen schijf met een doorsnede van 86 mm. We veronderstellen weer constante drukval en eenconstant debiet. We veronderstellen een filterdikte van 1, 5 mm en een constante dynamischeviscositeit van 1, 7895.105 kg/ms. De berekeningen zijn gelijklopend aan die bij de eenvoudigegeometrie en gebeuren hier voor een begindrukval van 100 mbar.

Afilter = π.86.3000 = 810531 mm2

Amodel = π862

4= 5809mm2

Q = Afiltervfilter = Amodelvmodel

vmodel = 139, 53vfilter

∆p = − µ

αfiltervfilter∆m

αfilter = 8, 82.10−14 m2

∆p = − µ

αfiltervfilter∆m = − µ

αmodelvmodel∆m

αfilter = 1, 23.10−11 m2


Met een begindrukval van 20, 100 en 200 mbar komt dus respectievelijk een permeabiliteitvan 6, 15.1011; 1, 23.10−11 en 6, 15.10−12 m2 overeen voor het model.

3.2 Fluent instellingen

De inlaat waar de hoge druk staat die de drukpuls en jet veroorzaakt, wordt voorgestelddoor een pressure inlet op met een absolute en statische druk van 6.105 Pa. Het deel waarnormaal de gezuiverde lucht het filtervat verlaat wordt ook voorgesteld door een pressure inletomdat bij het reinigen van de filter de lucht vooral richting de filterkaars stroomt. Aan dezeinlaat staat een absolute en statische druk van 1013 hPa. De uitlaat is een pressure outlet op1013 hPa. De temperatuur van de binnenstromende lucht is 300K. De operating pressure is0 Pa.

We veronderstellen dat het fluidum lucht is en dat het een ideaal gas is. We brengen ookde samendrukbaarheid in rekening omwille van het voorkomen van Mach getallen groter daneen. Elk model is axisymmetrisch. We gebruiken een gekoppelde solver omwille van desamendrukbaarheid en de hoge snelheid van het fluıdum.

3.2.1 Turbulentie model

Als turbulentiemodel is gekozen voor het realizable κ−ε model. In de thesis van Tom Berkvenswerd vastgesteld dat dit model de beste voorspelling van het massadebiet gaf [8]. Volgens dehandleiding van Fluent voorspeld dit model ook beter de uitwaaiiering van een jet [9].

Om het effect van de vaste wanden op de stroming in rekening te brengen is gekozen voor destandaard wand functies. Er is voor gekozen om geen fijne mesh in wandlaag aan te leggenom de rekentijd te beperken.

De hoeveelheid turbulentie die binnenkomt aan de pressure inlet voor de nozzle wordt ge-definieerd door de turbulentie-intensiteit en door de hydraulische diameter. De hydraulischediameter is gelijkgesteld aan de diameter van de buis voor de nozzle (bv. 39 mm voor een geo-metrie zoals in figuur 4.9). Voor de turbulentie-intensiteit is een gemiddeld intensiteit van 5%gekozen. De hoeveelheid turbulentie aan de andere pressure inlet en aan de pressure outlet isbepaald door de turbulentie-intensiteit en de karakteristieke lengte. De turbulentie-intensiteitis ook gelijkgesteld aan 5% en voor de karakteristieke lengte werd de grootte van de mesh cellgekozen (meestal 1 mm).

Omdat we hier enkel een schatting maken van de turbulentie intensiteit kijken we naar water gebeurt bij verschillende andere waarden. Tabel 3.1 geeft het massadebiet door de PorousJump bij verschillende waarden voor de turbulentie intensiteit. Een turbulentie intensiteitvan 0,1% geeft hierbij lage turbulentie aan terwijl 10% hoge turbulentie aangeeft. Bij de


simulaties gebruiken we een geometrie zoals in figuur 4.13. We zien dat de verschillen redelijkbeperkt blijven. We maken dus geen grote fout mocht de turbulentie intensiteit sterk afwijkenvan 5%.

Turbulentie intensiteit massadebiet Porous Jump(%) (kg/s)

0,1 0,16761 0,16695 0,161110 0,1568

Tabel 3.1: Invloed turbulentie intensiteit

3.3 Werkwijze

De geometrieen zijn eerst getekend in het CAD programma Solidworks. Dit is dan met behulpvan een ACIS bestand uitgevoerd naar Gambit. In Gambit is de geometrie dan gemesheden is aangegeven aan welke randen welke randconditie moest gelden. Deze mesh is dangeexporteerd naar Fluent. We maken gebruik van Fluent versie 6.2. In Fluent is dan allesingesteld zoals aangegeven in sectie 3.2. Om convergentie mogelijk te maken moest er welin verschillende stappen gewerkt worden. De inlaatdruk is eerst ingesteld op 2.105 Pa en dedikte van het poreuze medium is ingesteld op nul meter. Ook is voor de beginiteraties eeneerste orde discretizatie gebruikt om een snellere convergentie te bekomen. In de volgendestap is de inlaat druk dan verhoogd naar 6.105 Pa. Hierna is dan de permeabiliteit en dedikte van het porueze medium ingesteld en als laatste stap is overgegaan naar een tweedeorde discretizatie. Bij het begin van een nieuwe stap zijn eerst 1000 a 2000 iteraties explicietuitgerekend omdat de berekeningen anders instabiel zijn. Daarna is overgeschakeld op eenimpliciete berekening om een snellere convergentie te bekomen. Als de residuals klein genoegzijn of zich stabiliseren is overgegaan naar de volgende stap.

Hoofdstuk 4

Parameters

4.1 Eenvoudige geometrie

4.1.1 Zonder Venturi

We beginnen met een eenvoudige geometrie (figuur 4.1). Voor de permeabileit van de PorousJump gebruiken we de waarde berekent in sectie 3.1.1. We kijken ook naar wat er gebeurtals we deze waarde vermenigvuldigen en delen door twee.

Figuur 4.1: Eenvoudige straalpijp

In tabel 4.1 wordt de drukval over de Porous Jump, het massadebiet door de nozzle en hetmassadebiet door de Porous Jump weergegeven. We merken op dat het debiet door de PorousJump bijna evenredig varieert met de permeabiliteit. Als de permeabiliteit met een factor tweeafneemt, neemt het debiet ook ongeveer met een factor twee af. Uit de wet van Darcy volgtdat de druk evenredig is met de snelheid en dus het massadebiet en omgekeerd evenredig metde permeabiliteit. Hieruit zou moeten volgen dat de drukval over de Porous Jump ongeveergelijk blijft en we zien in de tabel dat dit ook zo is. Figuur 4.2 geeft de drukopbouw in debuis weer bij een permeabiliteit van 5, 8.10−11 m2.

17

HOOFDSTUK 4. PARAMETERS 18

Porositeit drukval massadebiet massadebietporous jump straalpijp porousjump

(m2) (Pa) (kg/s) (kg/s)

5,8.10−11 5997 0,0225 0,02652,9.10−11 6416 0,0225 0,01421,45.10−11 6616 0,0225 0,0073

Tabel 4.1: Prestatie eenvoudige geometrie

Figuur 4.2: Druk in buis eenvoudige geometrie

We zien dat voor de grootste permeabileit er meer massadebiet door de Porous Jump stroomtdan er door de straalpijp stroomt. Dit kan doordat de jet een deel van de omgevingsluchtmeeneemt. Dit effect wordt entrainment genoemd. In figuur 4.3 worden de snelheidvectorenaan de ingang van de kaarsfilter weergegeven bij een permeabiliteit van 5, 8.10−11 m2. Aan dewanden van de buis krijgen we een stroming uit het filtermodel. Een gedeelte van de stromingdie de filter binnenkomt stroomt de filter dus weer uit. Bij de twee kleinere permeabiliteitenstroomt er bijna evenveel massadebiet als bij de grootste permeabiliteit de buis binnen maarer verlaat nu een veel groter debiet de buis weer aan dezelfde kant. Het zou dus voordeligzijn mochten we deze terugstroom kunnen verhinderen.


Figuur 4.3: Snelheidsvectors aan ingang filter eenvoudige straalpijp

4.1.2 Met Venturi

We gaan na of een venturi een gunstig effect heeft op het massadebiet door de Porous Jump(figuur 4.4).

In tabel 4.2 wordt de drukval over de Porous Jump, het massadebiet door de straalpijp enhet massadebiet door de Porous Jump weergegeven voor de geometrie met en zonder venturi.De aanwezigheid van een venturi heeft een verwaarloosbaar effect op het massadebiet doorde straalpijp. We maken dus geen onderscheid in de aanwezigheid van de venturi in de tabelvoor het massadebiet door de straalpijp. Voor de geometrie met venturi zijn er nu wel groteverschillen in de drukval over de Porous Jump. De drukval stijgt als de permeabiliteit daalt.Het massadebiet door de Porous Jump bij een permeabileit van 5, 8.10−11 m2 en 2, 9.10−11 m2

verschilt maar weinig. Ook bij een permeabileit van 1, 45.10−11 m2 zien we maar een lichtedaling van het debiet. Figuur 4.5 geeft de drukopbouw in de buis weer bij een permeabiliteitvan 5, 8.10−11 m2.

We zien dus duidelijk dat de venturi de drukval over de Porous Jump en het debiet door dePorous Jump vergroot. Vooral bij de kleinere permeabiliteiten stroomt er nu veel meer massadoor de Porous Jump dan wanneer er geen venturi aanwezig is.

Het massadebiet dat door de Porous Jump stroomt wordt nu beperkt door de venturi bij een


Figuur 4.4: Eenvoudige straalpijp met venturi

drukval massadebiet massadebietBegindrukval porous jump nozzle porous jump(mbar) (Pa) (kg/s) (kg/s)

zonder venturi met venturi zonder venturi met venturi

5,8.10−11 5997 8315 0,0225 0,0265 0,03762,9.10−11 6416 15477 0,0225 0,0142 0,03721,45.10−11 6616 24723 0,0225 0,0073 0,0320

Tabel 4.2: Prestaties eenvoudige straalpijp met en zonder venturi


Figuur 4.5: Druk in buis eenvoudige geometrie met venturi

permeabiliteit van 5, 8.10−11 m2 en 2, 9.10−11 m2. De venturi staat gechoked zoals te zien isin figuur 4.6. Bij een permeabiliteit van 1, 45.10−11 m2 staat de venturi niet gechoked zoalste zien is in figuur 4.7 (figuur toont alleen de gebieden waar er een machgebied hoger dan eenheerst). We krijgen geen debiet dat weer uit de buis stroomt zoals bij de geometrie zonderventuri. Dit kunnen we zien in figuur 4.8. We zien wel dat een deel van het debiet dat hetconvergente deel van de venturi binnenstroomt de venturi weer verlaat en we een vortex aande ingang van de venturi krijgen.

4.2 Verschillende straalpijpvormen

4.2.1 Zonder Venturi

Om de invloed van de vorm van de straalpijp na te gaan bekijken we twee verschillende straal-pijpgeometrieen. De afmetingen van de verschillende straalpijpgeometrieen worden weerge-geven in figuur 4.9 en 4.10.

Om de prestaties van de twee straalpijpen te vergelijken kijken we naar het massadebiet doorde nozzle, de drukval over de Porous Jump en het massadebiet door de Porous Jump (tabel4.3). We zien dat bij straalpijp 1 er een grotere drukopbouw is voor de Porous Jump en dusook dat er een groter debiet door de Porous Jump stroomt. Het gasverbruik door straalpijp


Figuur 4.6: Machcontouren eenvoudige geometrie met venturi bij permeabiliteit van 2, 9.10−11 m2

Figuur 4.7: Machcontouren eenvoudige geometrie met venturi bij permeabiliteit van 1, 45.10−11 m2


Figuur 4.8: Snelheidsvectoren in venturi bij een permeabiliteit van 1, 45.10−11 m2

Figuur 4.9: Eerste straalpijpgeometrie


Figuur 4.10: Tweede straalpijpgeometrie

2 is wel kleiner dan dat van straalpijp 1, maar het debiet door de Porous Jump daalt nogsterker in verhouding.

drukval massadebiet massadebietBegindrukval Porous Jump straalpijp Porous Jump(mbar) (Pa) (kg/s) (kg/s)

straalpijp 1 straalpijp 2 straalpijp 1 straalpijp 2 straalpijp 1 straalpijp 2

20 13245 10457 0,1825 0,1692 0,2310 0,1787100 15761 12481 0,1825 0,1692 0,0563 0,0434200 16187 12727 0,1825 0,1692 0,0290 0,0222

Tabel 4.3: Prestaties straalpijpvormen zonder venturi

Door de divergente sectie van de tweede straalpijp heeft de jet een andere structuur dan dejet bij de eerste straalpijp (figuur 4.11 en figuur 4.12). Bij tweede straalpijp krijgen we eenschok in de divergente sectie van de straalpijp. De jet van de eerste straalpijp vormt enkelemachdiamanten.

4.2.2 Met Venturi

We vergelijken de twee straalpijpvormen ook wanneer er een venturi aan de ingang van defilterkaars geplaatst wordt. De afmetingen van de verschillende geometrieen worden weerge-geven in figuur 4.13 en 4.14.

We kijken weer naar het massadebiet door de straalpijp, de drukval over de Porous Jump enhet massadebiet door de Porous Jump om de verschillende straalpijpen te vergelijken (tabel4.4). Bij het gebruik van een venturi is nog duidelijker te merken dat straalpijp 1 beter isdan straalpijp 2. Er stroom veel meer debiet door de Porous Jump bij straalpijp 1 dan bij


Figuur 4.11: Mach contouren straalpijp 1

Figuur 4.12: Mach contouren straalpijp 2


Figuur 4.13: Eerste nstraalpijp met venturi geometrie

Figuur 4.14: Tweede straalpijp met venturi geometrie


straalpijp 2.

drukval massadebiet massadebietBegindrukval Porous Jump nozzle Porous Jump(mbar) (Pa) (kg/s) (kg/s)

straalpijp 1 straalpijp 2 straalpijp 1 straalpijp 2 straalpijp 1 straalpijp 2

20 15177 13179 0,1825 0,1692 0,2691 0,2295100 38059 23559 0,1825 0,1692 0,1611 0,0896200 41516 24729 0,1825 0,1692 0,0898 0,0475

Tabel 4.4: Prestaties straalpijpvormen met venturi

Als we nu kijken naar de verschillen tussen de geometrieen met en zonder venturi (tabel 4.3en tabel 4.4) dan zien we dat we een veel grotere drukopbouw hebben met de venturi en dusook een groter massadebiet door de Porous Jump. We merken ook op dat vooral bij de initieledrukvallen van 100 en 200mbar we een sterke vergroting van het massadebiet door de filterkrijgen.

4.3 Diameter Venturi

Als we de geometrie van figuur 4.13 nemen en we kijken naar het machgetal in de venturibij een initiele drukval over de filter van 20 mbar dan merken we dat de venturi gechokedstaat (figuur 4.15). Als we de diameter van de opening van de venturi vergroten zou hetmassadebiet dus moeten dat door de porous jump gaat moeten vergroten. We vergroten dediameter van de venturi van 33 millimeter naar 35 en 37 millimeter(figuur 4.16 en figuur 4.17).Voor de diameter van de ingang en uitgang van de venturi wordt het dubbel van de diametervan de keelsectie genomen.

In figuur 4.18 kunnen we zien dat bij een keeldiameter van 35mm de venturi nog steedsgechoked staat. Maar door de grotere keeldiameter gaat er toch meer massadebiet door deventuri zoals te zien is in tabel 4.5. In figuur 4.19 kunnen we zien dat bij een keeldiametervan 37 mm de venturi niet meer gechoked staat maar nog wel juist mach een bereikt.

4.4 Veranderen straalpijpdiameter

Om het effect van de straalpijpdiameter op het massadebiet door de filter na te gaan wordendrie verschillende straalpijpdiameters bekeken. Er werd gekozen voor een diameter van 13,11 en 9mm (figuur 4.13, figuur 4.20 en figuur 4.21).In tabel 4.6 staat de drukval over de Porous Jump, het massadebiet door de straalpijp, hetmassadebiet door de Porous Jump en het relatieve massadebiet door de Porous Jump ten


Figuur 4.15: Machcontouren in venturi

Figuur 4.16: Venturi 35 millimeter

Diameter drukval massadebiet massadebietventuri porous jump nozzle porousjump(mm) (Pa) (kg/s) (kg/s)

33 15177 0,1825 0,268835 15951 0,1825 0,284237 17024 0,1825 0,3118

Tabel 4.5: Prestaties verschillende venturidiameters


Figuur 4.17: Venturi 37 millimeter

Figuur 4.18: Machcontouren in venturi met keeldiameter 35 mm


Figuur 4.19: Machcontouren in venturi met keeldiameter 37 mm

Figuur 4.20: Straalpijpdiameter 11 mm


Figuur 4.21: Straalpijpdiameter 9 mm

opzichte van het debiet door de straalpijp. Het massadebiet door de Porous Jump neemt afals de diameter van de straalpijp afneemt. Maar als we naar het relatieve massadebiet kijken,dan zien we dat bij een begindrukval van 20 mbar de relatieve massadebiet door de porousjump verhoogd bij een kleinere straalpijp. Er wordt dus relatief meer massadebiet meegezogennaarmate de straalpijpdiameter afneemt. Bij een begindrukval van 100 of 200mbar over defilter zien we een omgekeerd effect. Het relatieve massadebiet door de Porous Jump neemt afnaarmate de straalpijpdiameter kleiner wordt. We merken ook op dat bij deze begindrukkener minder debiet door de Porous Jump gaat dan dat er door de straalpijp gaat voor de driestraalpijpdiameters.

Diameter begindrukval massadebiet massadebiet relatiefnozzle drukval Porous Jump straalpijp Porous Jump massadebiet(mm) mbar (Pa) (kg/s) (kg/s) Porous Jump

20 15180 0,1825 0,2693 1,47513 100 42358 0,1825 0,1777 0,974

200 41436 0,1825 0,0895 0,490

20 13489 0,1304 0,2364 1,81211 100 23413 0,1304 0,0891 0,683

200 24720 0,1304 0,0474 0,363

20 10193 0,0872 0,1794 2,0579 100 15102 0,0872 0,0545 0,626

200 15730 0,0872 0,0283 0,325

Tabel 4.6: Prestaties verschillende straalpijpdiameters


4.5 Plaatje met opening in plaats van een venturi

In het deel eenvoudige geometrie hebben we opgemerkt dat de venturi zorgt voor een ver-groting van het debiet door de porous jump. Maar bij de hogere begindrukvallen stroomt erminder debiet door de Porous Jump dan door de straalpijp. Het meezuigeffect speelt hier dusniet mee. Het gunstige effect van de venturi komt doordat het terugstromen van debiet uit dekaarsfilter wordt verhinderd. Uit constructie en kostprijs oogpunt zou het beter zijn om ditterugstromen te verhinderen met een eenvoudiger geometrie dan een nozzle. We vervangendaarom de venturi (figuur 4.13) door een plaatje met een opening met dezelfde diameter alsde venturikeel (figuur 4.22).

Figuur 4.22: Nozzle met plaatje

Tabel 4.7 geeft de drukval over de Porous Jump, het massadebiet door de straalpijp enhet massadebiet door de Porous Jump voor de geometrie met venturi en de geometrie metplaatje voor een afstand van 125mm tussen het uiteinde van de nozzle en de ingang vande venturi. Tabel 4.8 geeft dezelfde gegevens weer maar dan voor een afstand van 160 mmtussen het uiteinde van de nozzle en de ingang van de venturi. We zien in de tabellen dat hetmassadebiet door de Porous Jump bij een begindrukval van 20mbar ongeveer gelijk is voorde geometrie met venturi en die met plaatje. Bij 100 en 200mbar is het massadebiet door dePorous Jump wel groter bij de geometrie met plaatje. Het veranderen van de afstand heeftweinig invloed op de drukvallen en massadebieten.

Als we de drukopbouw voor de porous jump bij de geometrie met venturi (figuur 4.23) en degeometrie met plaatje (figuur 4.24) vergelijken zien we dat de druk bijna constant is in hetgebied na de venturi, terwijl bij het plaatje er nog een aanzienlijke drukopbouw gebeurt inhet gebied na het plaatje. Dit zou er op kunnen wijzen dat bij de geometrie met plaatje destofkoek op het bovenste deel van de filter weinig of niet zal worden afgeblazen. De stofkoekzou hier dus bijna permanent blijven zitten. Het is ook mogelijk dat de geometrie met plaatjeeen minder sterke drukgolf doet ontstaan in de kaarsfilter.



venturi plaatje venturi plaatje

20 15177 15219 0,1825 0,2691 0,2688100 38059 43802 0,1825 0,1611 0,1917200 41516 59373 0,1825 0,0898 0,1439

Tabel 4.7: Prestaties venturi en plaatje bij 125 mm tussen straalpijp en venturi


venturi plaatje venturi plaatje

20 15177 15285 0,1825 0,2691 0,2696100 38059 44801 0,1825 0,1611 0,1952200 41516 60881 0,1825 0,0898 0,1478

Tabel 4.8: Prestaties venturi en plaatje bij 160 mm tussen straalpijp en venturi

Figuur 4.23: Drukopbouw bij geometrie met venturi


Figuur 4.24: Drukopbouw bij geometrie met plaatje

Hoofdstuk 5

Optimalisatie

5.1 Algemeen

Uit hoofdstuk 4 weten we dat straalpijpdiameter, straalpijpvorm, venturidiameter en de aan-wezigheid van een venturi een belangrijke invloed hebben op het massadebiet door de filter.Uit de literatuurstudie weten we ook dat de reinigingsdruk en de afstand tussen de nozzleen de venturi een invloed hebben. Uit het artikel van Schildermans et al. [3] kennen we deoptimale vorm voor een venturi:

• hoek van de ingangskegel van de venturi ligt tussen 19 en 23 graden

• lengte van de keel van de venturi is hetzelfde als de keeldiameter

• hoek van de uitgangskegel van de venturi mag maximum 15◦ zijn

• uitgangdiameter is hetzelfde als ingangsdiameter

• uitgangs en ingangsdiameter zijn het dubbel van de keeldiameter

De venturi die we in hoofdstuk 4 gebruiken voldoet aan de meeste van deze eisen. En we wetendat een convergente nozzle betere prestaties levert dan andere straalpijpen. Er is daarombeslist om een optimum te zoeken voor een combinatie van veranderende straalpijpdiameter,venturidiameter en afstand tussen de straalpijp en de venturi.

5.2 Straalpijpdiameter 13 mm

Er is eerst gekeken naar het optimum bij een straalpijpdiameter van 13mm. We vergelijkeneen venturikeeldiameter van 33 mm en van 40, 5 mm bij een straalpijp venturi afstand van100, 160 en 220 mm. De geometrie bij venturikeeldiameter 33 mm en bij straalpijp venturiafstand 160mm wordt weergegeven in figuur 4.13. Voor een venturikeeldiameter 33mm en bijstraalpijp venturi afstand 100 mm wordt de geometrie weergegeven in figuur 5.1. De diameter

35

HOOFDSTUK 5. OPTIMALISATIE 36

van de uitgang en ingang van de venturi is hierbij twee keer de diameter van de venturikeel.Tabel 5.1 geeft de drukval over de Porous Jump, het massadebiet door de straalpijp en hetmassadebiet door de Porous Jump bij een venturikeeldiameter van 33 mm. Tabel 5.2 geeftdeze waarden bij een venturikeeldiameter van 40, 5 mm.

Figuur 5.1: Geometrie straalpijp 13mm diameter, venturi 40, 5 mm diameter en afstand straalpijpventuri 100 mm

Afstand begindrukval massadebiet massadebietstraalpijp venturi drukval Porous Jump straalpijp Porous Jump

(mm) (mbar) (Pa) (kg/s) (kg/s)

20 16075 0,1825 0,2867100 100 45523 0,1825 0,2037

200 51084 0,1825 0,1181

20 15177 0,1825 0,2691160 100 38059 0,1825 0,1611

200 41516 0,1825 0,0898

20 14088 0,1825 0,2472220 100 28584 0,1825 0,1129

200 30383 0,1825 0,0607

Tabel 5.1: Prestaties bij straalpijpdiameter 13 mm en venturikeeldiameter 33mm

We zien in beide tabellen dat er het meeste debiet door de Porous Jump stroomt als destraalpijp op 100 mm van de venturi staat. Dit komt overeen met metingen gedaan doorBekaert. Het is dus blijkbaar voordeliger om de impuls van de stroming uit de nozzle dieverbruikt wordt voor de entrainment te beperken. Een groter deel van de impuls wordt dangebruikt om druk op te bouwen in de filter.

Als we het massadebiet door de Porous Jump vergelijken voor de twee verschillende venturi-keeldiameters bij een begindrukval van 20 mbar, dan zien we dat we een hoger massadebiet




20 21435 0,1825 0,3935100 100 35964 0,1825 0,1500

200 40177 0,1825 0,0862

20 19986 0,1825 0,3684160 100 30450 0,1825 0,1220

200 32796 0,1825 0,0668

20 16843 0,1825 0,3019220 100 23633 0,1825 0,0900

200 24398 0,1825 0,0465

Tabel 5.2: Prestaties bij straalpijpdiameter 13 mm en venturikeeldiameter 40, 5 mm

krijgen bij een venturikeeldiameter van 40, 5 mm dan bij een venturikeeldiameter van 33mm.Dit kom doordat de venturi gechoked staat bij een venturikeeldiameter van 33 mm. We ziendit in figuur 4.15 en figuur 5.2 aan het feit dat het machgetal in de keel groter is dan een.Als de straalpijp op 100 mm van de venturi staat, krijgen we nog altijd een venturi die gecho-ked staat. We kunnen het debiet dus nog vergroten door een nog grotere venturidiameter tenemen. We zien wel dat bij begindrukken 100 en 200 mbar het massadebiet door de PorousJump vermindert als we de venturikeeldiameter vergroten van 33 naar 40, 5 mm.

Voor een optimum voor een straalpijpdiameter van 13 mm moet de straalpijp minder dan100 mm van de venturi staan. Bij een filterweerstand die overeenstemt met een initiele drukvalvan 20 mbar moet de venturidiameter groter zijn dan 40,5mm. Bij filterweerstanden dieovereenstemmen met een initiele drukval van 100 en 200 mbar is het debiet door de filtermaximaal als de venturikeeldiameter kleiner is dan 33 mm.


We kijken nu naar het optimum bij een straalpijpdiameter van 11 mm. We vergelijken eenventurikeeldiameter van 27, 33 en van 40, 5 mm bij een nozzle venturi afstand van 100, 160 en220 mm. De geometrie bij venturikeeldiameter 33 mm en bij nozzle venturi afstand 160 mmwordt weergegeven in figuur 4.20. Voor een venturikeeldiameter van 27 mm en bij nozzleventuri afstand 100 mm wordt de geometrie weergegeven in figuur 5.4. Tabel 5.3 geeft dedrukval over de Porous Jump, het massadebiet door de straalpijp en het massadebiet door dePorous Jump bij een venturikeeldiameter van 27 mm. Tabel 5.4 geeft deze waarden bij eenventurikeeldiameter van 33 mm en tabel 5.5 bij een venturikeeldiameter van 40, 5 mm.


Figuur 5.2: Machcontouren tussen mach 1 en 1,8 bij venturikeeldiameter 33 mm

Figuur 5.3: Machcontouren tussen mach 1 en 1,8 bij venturikeeldiameter 40, 5 mm


Figuur 5.4: Geometrie straalpijp 11mm diameter, venturi 27mm diameter en afstand straalpijpventuri 100 mm



20 11014 0,1304 0,1896100 100 39864 0,1304 0,1700

200 46330 0,1304 0,1042

20 10014 0,1304 0,1708160 100 29785 0,1304 0,1191

200 33361 0,1304 0,0683

20 9510 0,1304 0,1607220 100 23637 0,1304 0,0898

200 25564 0,1304 0,0492





20 14717 0,1304 0,2602100 100 34482 0,1304 0,1433

200 37488 0,1304 0,0792

20 13529 0,1304 0,2371160 100 23595 0,1304 0,0899

200 24905 0,1304 0,0478

20 12461 0,1304 0,2165220 100 20318 0,1304 0,0754

200 21397 0,1304 0,0400




20 18061 0,1304 0,3259100 100 27605 0,1304 0,1089

200 28727 0,1304 0,0568

20 15680 0,1304 0,2790160 100 21047 0,1304 0,0786

200 21758 0,1304 0,0407

20 11478 0,1304 0,1981220 100 14730 0,1304 0,0522

200 14916 0,1304 0,0265

Tabel 5.5: Prestaties bij straalpijpdiameter 11 mm en venturikeeldiameter 40, 5 mm


We zien weer dat als we de straalpijp dichter bij de venturi staat er een groter massadebietdoor de Porous Jump stroomt. Ook het vergroten van de venturidiameter tot 40, 5 mm heeftweer een gunstig effect op het massadebiet door de Porous Jump bij een permeabiliteit dieovereenkomt met een begindrukval van 20 mbar. Het optimum voor de venturikeeldiameterligt ergens rond 40, 5 mm doordat de venturi dan niet meer gechoked staat. Dit geldt nuwel enkel als de nozzle op 100 of 160mm van de venturi staat. Als de nozzle op 220 mmvan de venturi staat ligt het optimum rond een venturikeeldiameter van 33 mm. Dit komtdoordat de venturi gechoked staat bij een venturikeeldiameter van 27 mm (figuur 5.5), maarals we de venturikeeldiameter vergroten naar 33 mm dan staat de venturi niet meer gechoked(figuur 5.6). Als we dan de venturikeeldiameter verder vergroten daalt het massadebiet doorde Porous Jump weer. Bij begindrukken 100 en 200 mbar is het wel nog gunstig om in allegevallen de venturidiameter te verkleinen naar 27 mm. Hier is er nog geen choking bij eenventuridiameter van 27 mm, het massadebiet kan waarschijnlijk nog vergroot worden door deventurikeeldiameter nog verder te verkleinen.

Figuur 5.5: Machcontouren tussen mach 1 en 1,5 bij venturikeeldiameter 27 mm

Voor een straalpijpdiameter van 11 mm is het dus ook gunstig om de straalpijp dichter dan100 mm van de venturi te plaatsen. Bij een permeabiliteit die overeenkomt met een begin-drukval van 20 mbar ligt de optimale venturikeeldiameter rond de 40, 5 mm. Bij de groterebegindrukvallen van 100 en 200mbar moet de venturikeeldiameter kleiner zijn dan 27mm.


Figuur 5.6: Machcontouren tot mach 1 bij venturikeeldiameter 33mm


Als laatste wordt gekeken naar het optimum bij een straalpijpdiameter van 9 mm. We ver-gelijken een venturikeeldiameter van 27mm en van 33 mm. Omdat uit de simulaties bijnozzlediameters van 11 en 13 mm blijkt dat de optimale afstand tussen nozzle en venturikleiner is dan 100 mm is nu gekozen om het nozzleuiteinde op 100 en 25mm van de venturite zetten en om de nozzle ingang 25 mm in de venturi te plaatsen. De geometrie bij ventu-rikeeldiameter 33mm en bij straalpijp venturi afstand 160 mm wordt weergegeven in figuur4.21. Voor een venturikeeldiameter 27mm en bij een venturi waar de straalpijp 25 mm in deventuri staat, wordt de geometrie weergegeven in figuur 5.7. Tabel 5.6 geeft de drukval overde Porous Jump, het massadebiet door de nozzle en het massadebiet door de Porous Jump bijeen venturikeeldiameter van 27 mm. Tabel 5.7 geeft deze waarden bij een venturikeeldiametervan 33mm. Met de afstand min 25 mm tussen straalpijp en venturi geven we aan dat destraalpijp in de venturi staat.

We zien in de tabellen dat het optimum afstand tussen straalpijp en venturi rond de 25 mmligt. Voor een permeabiliteit die overeenkomt met een begindrukval van 20 mbar is een ven-turikeeldiameter van 33mm beter dan een venturikeeldiameter van 27 mm. Zoals we kunnenzien in figuur 5.8 staat de venturi bijna gechoked en ligt de optimum venturikeeldiameter dusrond de 33 mm. Voor de begindrukken 100 en 200 mbar is het weer gunstig om de kleinste


Figuur 5.7: Geometrie straalpijp 9 mm diameter, venturi 27 mm diameter en afstand straalpijp ven-turi min 100 mm



20 9980 0,0872 0,1700- 25 100 31670 0,0872 0,1289

200 43759 0,0872 0,0974

20 10962 0,0872 0,188625 100 36780 0,0872 0,1554

200 49865 0,0872 0,1155

20 9855 0,0872 0,1680100 100 27654 0,0872 0,1095

200 30590 0,0872 0,0617





20 11291 0,0872 0,1945- 25 100 28457 0,0872 0,1107

200 35790 0,0872 0,0752

20 13177 0,0872 0,230125 100 33559 0,0872 0,1387

200 41258 0,0872 0,0904

20 13348 0,0872 0,2336100 100 22431 0,0872 0,0851

200 24144 0,0872 0,0463

20 10301 0,0870 0,1815160 100 15217 0,0870 0,0550

200 15886 0,0870 0,0286


venturikeeldiameter te nemen. Het optimum ligt bij een venturikeeldiameter die kleiner isdan 27 mm omdat de venturi dan nog niet gechoked staat.

Bij straalpijpdiameter 11 en 13 mm is de stroming in de venturikeel altijd in de richtingvan de Porous Jump. Bij straalpijpdiameter 9 mm krijgen we nu wel in enkele gevallen (alsde straalpijp op 25 en min 25 mm van de venturi staat en bij begindrukvallen van 100 en200 mbar) dat een deel van de stroming in de venturikeel in de richting van de straalpijpstroomt (figuur 5.9). Maar er komt geen stroming uit de filter, de terugkerende stromingonstaat door afbuiging van de stroming in de richting van de filter (figuur 5.10).

Als we de drukopbouw voor de Porous Jump vergelijken bij een afstand van min en plus25 mm tussen straalpijp en venturi vergelijken, dan zien we dat de drukopbouw bijna volledigin de venturi gebeurt bij plus 25 mm (figuur 5.11). Als we naar de drukopbouw kijken bij min25 mm dan zien we dat een stuk van de drukopbouw nog moet gebeuren na de venturi (figuur5.12. Dit kan erop wijzen dat in een echte filter de druk minder uniform zal zijn waardoorwe een gelijkmatig verwijderen van de stofkoek krijgen. We zien dit ook in figuur 5.13 die desnelheidsvectoren weergeeft aan het einde van de venturi. De jet is nog duidelijk aanwezigna het einde van de venturi. Er heeft dus nog niet genoeg vermenging plaatsgevonden om devolledige druk op te bouwen.

De optimum afstand tussen straalpijp en venturi ligt dus rond de 25 mm. Bij een permeabili-teit die overeenkomt met een begindrukval van 20mbar ligt de optimale venturikeeldiameter


Figuur 5.8: Machcontouren bij venturikeeldiameter 33 mm

Figuur 5.9: Snelheidsvectors in venturikeel


Figuur 5.10: Snelheidsvectors op einde venturi met terugstroming

Figuur 5.11: Druk na venturi wanneer straalpijp op 25 mm van venturi staat


Figuur 5.12: Druk na venturi wanneer straalpijp in venturi staat

Figuur 5.13: Snelheidsvectoren wanneer straalpijp in venturi staat


rond de 33 mm. Bij de grotere begindrukvallen van 100 en 200 mbar moet de venturikeeldia-meter kleiner zijn dan 27 mm.

Hoofdstuk 6

Model voor tijdsafhankelijke studie

6.1 Algemeen

Het openen van een klep in de hogedruk toevoerleiding naar de straalpijp zorgt voor hetonstaan van drukgolven die zich voortplanten in de filter. Deze drukgolven zorgen voor hetopbreken van de stoffilter. Om te kijken naar het effect van de geometrie op de drukgol-ven moet er een tijdsafhankelijke berekening gemaakt worden. Er worden drie modellengeprobeerd die de filter voorstellen. Een eerste model maakt gebruik van de Porous Jumprandconditie, het tweede van een zelfgedefinieerde randconditie en het derde van het PorousMedium model.

6.2 Porous Jump

Voor het eerste model maken we gebruik van de Porous Jump randconditie die gebaseerd isop de wet van Darcy. De geometrie die bij dit model gebruikt wordt is te zien in figuur 6.1.Om de rekentijd te beperken is er gewerkt met een vierkant grid met een zijde van 4 mm. Wemodelleren de toevoerleiding door een gebied met een lengte van 200 mm voor de nozzle tedefinieren. We initialiseren dit stuk op zes bar terwijl de rest geınitialiseerd wordt op een bar.De grens tussen deze twee gebieden is de klep waarvan we veronderstellen dat ze onmiddelijkvolledig opengaat bij het begin van de simulatie. We berekenen de permeabiliteit aan dehand van de wet van Darcy. Met een snelheid van 2 m/min door de filter, een filterdikte van1, 5 mm en een viscositeit van 1, 7895.105 kg/ms komt een permeabiliteit van 4, 415.10−13 m2

en 8, 83.10−14 m2 voor een respectievelijke begindrukval van 20 en 100mbar.

Om dit model te kunnen vergelijken met het verkorte filtermodel is dit model ook eerststeady state uitgerekend. In tabel 6.1 wordt het massadebiet door de Porous Jump vergelekenvoor de twee modellen en bij twee verschillende initiele drukvallen. We zien dat we bij eenbegindrukval van 100 mbar een redelijk goede overeenkomst hebben tussen de twee modellen.Bij een begindrukval van 20 mbar is de overeenkomst een stuk slechter. Porous Jump over

49

HOOFDSTUK 6. MODEL VOOR TIJDSAFHANKELIJKE STUDIE 50

Figuur 6.1: Porous Jump geometrie

de gehele filter model geeft een 24 procent groter massadebiet. Dit verschil is misschien eengevolg van dat we bij Porous jump over de gehele filter model een celgrootte van vier op viermillimeter gebruiken terwijl we bij het andere model een celgrootte van een op een millimetergebruiken. In figuur 6.2 wordt de drukopbouw in de filter weergegeven voor een begindrukvan 20 mbar.

Begindrukval massadebiet massadebietporous jump model porous jump gehele filter

(Pa) (kg/s) (kg/s)

20 0,2282 0,2828100 0,0552 0,0573

Tabel 6.1: Vergelijking massadebiet twee modellen

Er zijn wel enkele problemen met dit model. Om een stabiele geconvergeerde oplossing teverkrijgen moet met zeer kleine Courant getallen gewerkt worden. Ook moet men vertrekkenvan een grotere permeabiliteit om ze daarna in stappen te verkleinen om een stabiele oplossingte verkrijgen. Hierdoor lopen de rekentijden snel op. Een ander nadeel van het Porous Jumpmodel is dat het model enkel rekening houdt met de normale snelheid. De Porous jump houdtdus alleen rekening met de radiale snelheid en niet met de axiale snelheid. In het buismodelstaan bijna alle snelheidsvectoren loodrecht op de Porous Jump grens en hebben we dus eenkleine fout door het gebruik van de Porous Jump randconditie. Bij dit model echter zijn erbelangrijke snelheidscomponenten evenwijdig met de Porous Jump randconditie. Het gebruikvan Porous Jump geeft hier dus een veel belangrijker fout.

6.3 Zelf gedefinieerde randconditie

Een tweede methode om de filter de simuleren is het opleggen van een zelfgedefinieerde rand-conditie waarbij de uitlaat tegendruk in functie van de uitstroomsnelheid is gedefinieerd. De


Figuur 6.2: Druk in filter bij Porous Jump over de gehele filter lengte

geometrie van dit model is weergegeven in figuur 6.3. De tegendruk voor de pressure outletrandconditie is bepaald door de zelfgedefinieerde functie.

Figuur 6.3: Geometrie zelf gedefinieerde randconditie

De zelfgedefinieerde randconditie is in Fluent ingevoerd met behulp van een UDF. Een UDFis een door de gebruiker geprogrammeerde functie die met behulp van de Fluent solver wordtgeladen. UDF’s worden in de C programmeertaal geschreven. Hieronder bevindt zich degebruikte code.

/************************************************************


filterudf20bep100mbarf.c

udf voor bepalen druk

met beperking tegendruk

*************************************************************/

#include "udf.h"

DEFINE_PROFILE(filter_tegendruk,thread,index)

{

face_t f;

float v;

begin_f_loop(f,thread)

{

v = F_V(f,thread);

if (v > 0.333)

F_PROFILE(f,thread,index) = 200000.;

else if (v < -0.333)

F_PROFILE(f,thread,index) = 0.;

else

F_PROFILE(f,thread,index) = 101300. + 303975. * v;

}

end_f_loop(f, thread)

}

Per iteratie wordt per cel die aan pressure outlet randconditie ligt de radiale snelheid aande buitenste rand uitgelezen. Deze snelheid wordt vermenigvuldigd met een constante enopgeteld bij een bar. Deze druk leggen we dan op als tegendruk aan de rand. De constanteis afgeleid uit de wet van Darcy die zegt dat de drukval over de filter recht evenredig ismet de snelheid door de filter. Met een snelheid van 2 m/min en een drukval van 100mbarbekomen we dus een constante met waarde 303975. Voor de stabiliteit van de berekeningenis de tegendruk begrensd tot een minimum druk van 0Pa en een maximumdruk van 2.105 Pa.De drukverdeling is weergegeven in figuur 6.4.

In figuur 6.5 wordt het massadebiet dat de filter buitenstroomt weergegeven voor een aantaliteraties. We zien dat we een slechte convergentie krijgen. De amplitude van de schomme-lingen kan verkleint worden door een kleiner Courant getal te nemen maar dit vergroot ookde rekentijd. Deze onstabiliteit is ook te merken aan het feit dat zelfs na een groot aantaliteraties er nog radiale snelheden aan de randen voorkomen die ervoor zorgen dat de begren-zingen voor de tegendruk in werking treden. Doordat we nog steeds begrenzingen krijgen vande tegendruk betekent dus ook dat het model niet overeenkomt met de fysische realiteit.


Figuur 6.4: Druk contouren zelf gedefinieerde randconditie

Figuur 6.5: Massadebiet uit filter zelf gedefinieerde randconditie


6.4 Porous Medium

6.4.1 10 cellen

Als derde voorstelling van de filter is gebruikt gemaakt van het Porous Medium model. Uitde scriptie van Tom Berkvens was gebleken dat ook met dit model problemen had [8]. Aande randen van de Porous Medium zone kwamen er onrealistische snelheden voor. Maar hetleek erop dat een deel van de fout kon worden verminderd door een voldoende aantal cellenin de breedterichting van de Porous Medium zone te leggen. Dit had wel het nadeel dat bijtijdsveranderlijk berekeningen de tijdstap verkleinde waardoor de rekentijd snel opliep. Omde tijdstap constant te houden en zo dus de rekentijd te beperken is ervoor gekozen om decelgrootte constant te houden en dus de dikte van de Porous Medium zone te laten toenemen.Er is gekozen om met een celgrootte van vier op vier millimeter te werken en een PorousMedium zone dikte van tien cellen in te stellen. De geometrie van de figuur wordt voorgesteldin figuur 6.6.

Figuur 6.6: Geometrie Porous Medium model 10 cellen

Voor de bepaling van de visceuze weerstandwaarde, die gelijk is aan de inverse permeabiliteit,is gebruik gemaakt van de wet van Darcy. Uit een drukval van 100mbar, een snelheid van2 m/ min, een viscositeit van 1, 7895.105 kg/ms en een filterdikte van 1, 5 mm bekomen weeen visceuze weerstandswaarde die gelijk is aan 4, 247.1012 m−2. We veronderstellen dat hetfiltermateriaal isotroop is. Maar omdat de Porous Medium zone 40mm dik is in plaats van1, 5 mm kan er nu meer debiet in axiale richting door de het poreuze medium stromen. Wegaan dit tegen door de axiale visceuze weerstandswaarde voor een filterdikte van 1, 5 mm tevergroten met dezelfde factor waarmee de breedte van het poreuze medium is toegenomen.We vermenigvuldigen dus 1, 133.1013 m−2 met 40/1, 5 en bekomen dan voor de axiale visceuzeweerstand een waarde van 3, 020.1014 m−2.

De drukcontouren voor een steady state berekening worden weergegeven in figuur 6.7. Infiguur 6.8 geven de zwarte, rode, groene en blauwe punten de druk weer op een radiale lijn


op respectievelijk 115, 415, 715 en 1515mm van het begin van de filter. Als we naar de drukop deze lijnen kijken zien we een realistisch verloop van de druk. Maar als we naar de radialesnelheid op de laatste drie lijnen kijken (figuur 6.9) dan zien dat de snelheid bijna naar nulzakt op de randen van de poreuze zone (randen liggen op 43 en 83 mm van de symmetrie-as).Deze anomalie is waarschijnlijk een gevolg van de manier waarop Fluent het massadebietuitrekent.

Figuur 6.7: Drukcontouren Porous Medium 10 cellen

Om toch een aannemelijke correlatie tussen de druk in de filter en het debiet dat uit defilter stroomt te verkrijgen is de visceuze weerstandswaarde aangepast. We vergelijken vierverschillende waarden voor de visceuze weerstand. In tabel 6.2 staat het massadebiet doorde nozzle, het massadebiet dat door de twee pressure inlets binnenstroomt en en het massa-debiet dat door de pressure outlet naar buiten stroomt. We zien dat de binnenkomende enbuitengaande debieten bijna belijk zijn en we dus een goede convergentie hebben. In tabel 6.3geven we de gemiddelde drukval over de poreuze zone, het massadebiet dat door de pressureoutlet en het massadebiet dat door een lijn in het midden van de poreuze zone stroomt weer.We merken op dat terwijl de drukval constant blijft en we de visceuze weerstand veranderenhet massadebiet dat buitenstroomt toch gelijk blijft. Dit is in tegenspraak met de wet vanDarcy die zegt dat het debiet omgekeerd evenredig zou moeten veranderen met de visceuzeweerstand als de drukval constant blijft. Het massadebiet door het midden van de Porous


Figuur 6.8: Druklijnen Porous Medium 10 cellen

Figuur 6.9: Radiale snelheden bij 10 cellen


Zone verandert daarentegen wel omgekeerd evenredig met de visceuze weerstand. We kunnendus niet rond de fout in Fluent werken door de visceuze weerstand aan te passen.

Visceuze massadebiet massadebiet massadebietweerstand nozzle in uit(m−2) (kg/s) (kg/s) (kg/s)

4,247.1011 0,1821 0,2173 0,21678,251.1011 0,1821 0,2116 0,19941,699.1012 0,1821 0,2039 0,20331,699.1013 0,1821 0,2021 0,1952

Tabel 6.2: Massadebieten convergentie Porous Medium

Visceuze drukval massadebiet massadebiet middenweerstand porous medium uit porous zone(m−2) (Pa) (kg/s) (kg/s)

4,247.1011 10047 0,2167 0,10718,251.1011 10213 0,1994 0,05861,699.1012 10789 0,2033 0,03141,699.1013 10717 0,1952 0,0032

Tabel 6.3: Massadebieten door Porous Medium

6.4.2 40 cellen

Om de fout op de randen van de poreuze zone proberen te verminderen, vergroten we hetaantal cellen dat in de radiale richting van het poreuze medium ligt. We nemen 40 cellenwaarvan we de grootte constant houden op vier op vier millimeter. De geometrie van hiervanwordt weergegeven in figuur 6.10. Voor de visceuze weerstand bekomen we nu een waardevan 1, 062.1011 m−2 in de radiale richting en 1, 208.1015 m−2 voor de axiale richting.

We geven de radiale snelheid op radiale lijnen op 415, 715 en 1515 mm van het begin van defilter weer in figuur 6.11. We krijgen nu realistische snelheden in het midden van de poreuzezone maar de pieken aan de randen zijn nauwelijks verandert. Ook het vergroten van hetaantal cellen biedt dus geen oplossing voor de door Fluent gemaakte fout.

6.5 Besluit

Zoals blijkt uit de vorige secties heeft elk van de drie modellen ernstige tekortkomingenen problemen. Er is dus voor gekozen om zich te concentreren op het tijdsonafhankelijk


Figuur 6.10: Geometrie Porous Medium model 40 cellen

Figuur 6.11: Radiale snelheden bij 40 cellen


buismodel en hieruit richtlijnen voor een optimalisatie van het jet-pulse cleaning proces tebepalen.

Hoofdstuk 7

Besluit en toekomstperspectieven

In dit werk werden enkele parameters geanalyseerd die een invloed hebben op het jet-pulsecleaning systeem. We bepaalden ook een optimum voor een combinatie van geselecteerdeparameters.

De analyse en optimalisatie gebeurde met een tijdsonafhankelijk model en er werd geen reke-ning gehouden met het afblazen van de stofkoek omdat er verschillende problemen waren metde modellen die gebruikt zouden worden voor een tijdsafhankelijke analyse. Verder onderzoekis dus nog nodig om een bruikbaar model op te stellen voor de tijdsafhankelijke analyse. Meteen tijdafhankelijk model kan dan ook gekeken worden naar de drukgolf in de filter en kan deinvloed van de verschillende parameters op deze drukgolf bekeken worden.

60

Bijlage A

Simulaties

Zie bijgevoegde cd-rom voor de simulatie bestanden.

61

Bibliografie

[1] Z. Ji, M. Shi, and F. Ding. Transient flow analysis of pulse-jet generating system inceramic filter. Powder Technology, 139(3):200–207, 2004.

[2] J-H. Choi, Y-G. Seo, and J-W. Chung. Experimental study on the nozzle effect of thepulse cleaning for the ceramic filter candle. Powder Technology, 114:129–135, 2001.

[3] I. Schildermans, J. Baeyens, and K. Smolders. Pulse jet cleaning of rigid filters: a literaturereview and introduction to process modelling. Filtration and Seperation, 41(5):26–33,2004.

[4] G. Ahmadi and D. H. Smith. Analysis of steady-state filtration and backpulse process ina hot-gas filter vessel. Aerosol Science and Technology, 36(6):665–677, 2002.

[5] W. Peukert. High temperature filtration in the process industry. Filtration and Seperation,35(5):461–664, 1998.

[6] R. Zevenhoven and P. Kilpinen. Control of pollutants in flue gasesand fuel gases. Helsinki University of Technology, 2005. on-line book,http://www.abo.fi/ rzevenho/gasbook.html.

[7] M. Hata, M. Furuuchi, C. Kanaoka, R. Kurose, and H. Makino. Observation of dust releasebehavior from ceramic filter elements. Advanced powder technology, 14(6):719–734, 2003.

[8] Tom Berkvens. Studie van jet-pulse cleaning bij filterelementen, 2004.

[9] Fluent 6.2 user’s guide, 2005.

62

Lijst van figuren

1.1 Fysische mechanismen bij aanhechting deeltjes aan vezels [6] . . . . . . . . . 21.2 Schematische voorstelling filtering [6] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31.3 Filtervat (Bekaert) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31.4 Opbouw en afblazen stofkoek (Bekaert) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41.5 Afblazen stofkoek [7] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

2.1 Experimentele opstelling. (1) Druklucht reservoir; (2) buis; (3) solenoid valve;(4) buis; (5) straalpijp. [1] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

2.2 Effect van de reservoirdruk op de axiale snelheid en het massadebiet [1] . . . 72.3 Effect van de lengte van de elektronische pulse op de axiale snelheid en het

massadebiet [1] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82.4 Effect van de nozzlediameter op het massadebiet van het pulse-jet gas [1] . . 82.5 Schematische voorstelling. 1. Lucht compressor, 2. Oliebrander, 3. Doseer-

schroef, 4. Filter eenheid, 5. Pulslucht compressor, 6. Pulslucht tank, 7. Pulsklep, 8. Sampling poort, 9. Stof hopper. [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

2.6 Vorm en afmetingen van de convergente straalpijp (a) en de diffusor (b). [2] . 102.7 Effect van de straalpijpdiameter op de overdruk in het midden van de filterholte

en op het gasverbruik [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.8 Effect van de straalpijpdiameter op de entrainment [2] . . . . . . . . . . . . . 102.9 Effect van de straalpijpvorm op de overdruk op de bodem van de filterholte [2] 112.10 Effect van de straalpijpvorm op de effectieve druk van het pulsgas aan de uitlaat

van de straalpijp. [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112.11 Invloed parameters [3] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

4.1 Eenvoudige straalpijp . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 174.2 Druk in buis eenvoudige geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184.3 Snelheidsvectors aan ingang filter eenvoudige straalpijp . . . . . . . . . . . . . 194.4 Eenvoudige straalpijp met venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 204.5 Druk in buis eenvoudige geometrie met venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

63

LIJST VAN FIGUREN 64

4.6 Machcontouren eenvoudige geometrie met venturi bij permeabiliteit van 2, 9.10−11 m2

224.7 Machcontouren eenvoudige geometrie met venturi bij permeabiliteit van 1, 45.10−11 m2 224.8 Snelheidsvectoren in venturi bij een permeabiliteit van 1, 45.10−11 m2 . . . . . 234.9 Eerste straalpijpgeometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 234.10 Tweede straalpijpgeometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 244.11 Mach contouren straalpijp 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 254.12 Mach contouren straalpijp 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 254.13 Eerste nstraalpijp met venturi geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264.14 Tweede straalpijp met venturi geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264.15 Machcontouren in venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284.16 Venturi 35 millimeter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284.17 Venturi 37 millimeter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294.18 Machcontouren in venturi met keeldiameter 35 mm . . . . . . . . . . . . . . . 294.19 Machcontouren in venturi met keeldiameter 37 mm . . . . . . . . . . . . . . . 304.20 Straalpijpdiameter 11 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 304.21 Straalpijpdiameter 9 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 314.22 Nozzle met plaatje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 324.23 Drukopbouw bij geometrie met venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 334.24 Drukopbouw bij geometrie met plaatje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

5.1 Geometrie straalpijp 13 mm diameter, venturi 40, 5 mm diameter en afstandstraalpijp venturi 100 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

5.2 Machcontouren tussen mach 1 en 1,8 bij venturikeeldiameter 33mm . . . . . 385.3 Machcontouren tussen mach 1 en 1,8 bij venturikeeldiameter 40, 5 mm . . . . 385.4 Geometrie straalpijp 11 mm diameter, venturi 27mm diameter en afstand straal-

pijp venturi 100 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 395.5 Machcontouren tussen mach 1 en 1,5 bij venturikeeldiameter 27mm . . . . . 415.6 Machcontouren tot mach 1 bij venturikeeldiameter 33mm . . . . . . . . . . . 425.7 Geometrie straalpijp 9 mm diameter, venturi 27mm diameter en afstand straal-

pijp venturi min 100 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 435.8 Machcontouren bij venturikeeldiameter 33 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . 455.9 Snelheidsvectors in venturikeel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 455.10 Snelheidsvectors op einde venturi met terugstroming . . . . . . . . . . . . . . 465.11 Druk na venturi wanneer straalpijp op 25mm van venturi staat . . . . . . . . 465.12 Druk na venturi wanneer straalpijp in venturi staat . . . . . . . . . . . . . . . 475.13 Snelheidsvectoren wanneer straalpijp in venturi staat . . . . . . . . . . . . . . 47

6.1 Porous Jump geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 506.2 Druk in filter bij Porous Jump over de gehele filter lengte . . . . . . . . . . . 51

LIJST VAN FIGUREN 65

6.3 Geometrie zelf gedefinieerde randconditie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 516.4 Druk contouren zelf gedefinieerde randconditie . . . . . . . . . . . . . . . . . 536.5 Massadebiet uit filter zelf gedefinieerde randconditie . . . . . . . . . . . . . . 536.6 Geometrie Porous Medium model 10 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 546.7 Drukcontouren Porous Medium 10 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 556.8 Druklijnen Porous Medium 10 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 566.9 Radiale snelheden bij 10 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 566.10 Geometrie Porous Medium model 40 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 586.11 Radiale snelheden bij 40 cellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

Lijst van tabellen

3.1 Invloed turbulentie intensiteit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

4.1 Prestatie eenvoudige geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184.2 Prestaties eenvoudige straalpijp met en zonder venturi . . . . . . . . . . . . . 204.3 Prestaties straalpijpvormen zonder venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 244.4 Prestaties straalpijpvormen met venturi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.5 Prestaties verschillende venturidiameters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284.6 Prestaties verschillende straalpijpdiameters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 314.7 Prestaties venturi en plaatje bij 125mm tussen straalpijp en venturi . . . . . 334.8 Prestaties venturi en plaatje bij 160mm tussen straalpijp en venturi . . . . . 33

5.1 Prestaties bij straalpijpdiameter 13mm en venturikeeldiameter 33 mm . . . . 365.2 Prestaties bij straalpijpdiameter 13mm en venturikeeldiameter 40, 5 mm . . . 375.3 Prestaties bij straalpijpdiameter 11mm en venturikeeldiameter 27 mm . . . . 395.4 Prestaties bij straalpijpdiameter 11mm en venturikeeldiameter 33 mm . . . . 405.5 Prestaties bij straalpijpdiameter 11mm en venturikeeldiameter 40, 5 mm . . . 405.6 Prestaties bij straalpijpdiameter 9mm en venturikeeldiameter 27 mm . . . . . 435.7 Prestaties bij straalpijpdiameter 9mm en venturikeeldiameter 33 mm . . . . . 44

6.1 Vergelijking massadebiet twee modellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 506.2 Massadebieten convergentie Porous Medium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 576.3 Massadebieten door Porous Medium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

66

Continu filtersysteem: analyse en optimalisatie van het...

Documents

Transcript of Continu filtersysteem: analyse en optimalisatie van het...