автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Гидродинамика и теплообмен в абсорбере с трехфазным псевдоожиженным слоем

идеального смешения жидкости Вт/м К а -коэффициент теплоотдачи для продольного перемешивания жидкости Вт/м К Роу -объемный коэффициент массоотдачи в газовой фазе кг/м3с 5 -коэффициент чувствительности а -коэффициент поверхностного натяжения Н/м 5 -объёмная доля данной фазы в слое

50§ -порозность сухого слоя насадки в статическом состоянии р -плотность кг/м

X,;, С0| -постоянные интегрирования

Индексы

Э -продольное перемешивание в -газовая фаза

Ь -жидкая фаза

Б -насадка

-охлаждающия вода

Ъ -поверхность контакта фаз ш -смесь газ-жидкость ст -стенка ср -среднее значение

Критерии

Реь =--Пекле для жидкой фазы

Ре0 =--Пекле для газовой фазы

Стантона

Актуальность проблемы

Несмотря на большое число имеющихся аппаратов для проведения массообменных процессов, разработка нового, высокоинтенсивного оборудования представляет большой интерес для многих отраслей промышленности.

Совершенствование устройств для осуществления массообменных процессов в системах газ-жидкость связано с повышением в первую очеред относительных скоростей движения обеих фаз, что приводит к существенному увеличению производительности, за счет увеличения поверхности контакта фаз и роста значений коэффициентов массо-обмена при одновременном снижении энергозатрат сопровождающимся ростом эффективности работы аппаратов.

Аппараты с трёхфазным псевдоожиженным слоем (турбулентно-контактный абсорбер, TCA-Turbulent Contact Absorber, абсорбер с псевдоожиженной насадкой, аппарат с подвижной насадкой) применяются в промышленности для абсорбции газов. Основными их достоинствами являются большая пропускная способность по газовой и жидкой фазе.

Благодаря размещению на тарелке абсорбера подвижной насадки обеспечивается интенсивная турбулизация и перемешивание потоков, следствием которого являются высокие значения кинетических коэффициентов массообмена, а также увеличение поверхности контакта фаз.

Процессу абсорбции соответствует характерное для данного процесса выделение определенного количества тепла, которое приводит к росту температуры как газовой фазы, так и абсорбента. Значение роста температуры зависит от величины теплового эффекта абсорбции и отмассовой теплоёмкости обеих фаз. В некоторых случаях этот эффект может быть настолько велик, что испарение растворителя (например Н20), в значительной степени затрудняет проведение абсорбции, а изменение значений равновесных концентраций в ряде случаев практически устраняет положительный эффект данного процеса. В связи с этим, для поддерживания необходимого уровня температуры, следует отводить из абсорбера избыток теплоты.

В химической технологии известны абсорбционные процессы, для которых проблема отвода теплоты имеет первостепенное значение. К таким процессам относится технология получения азотной и серной кислот. Например, при производстве азотной кислоты, 20%-н25% общей стоимости установки приходится на узел абсорбции. Таким образом, конструкторское решение данной части промышленной установки, включая обеспечение отвода значительных количеств теплоты абсорбции, оказывает существенное влияние на стоимость установки в целом.

Аппараты с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем могут обеспечить повышение эффективности процессов при их применени в абсорбционных узлах технологических установок для получения серной и азотной кислот и аналогичных газожидкостных процессов с большим тепловыделением.

Автор данной работы предлагает модификацию подобных аппаратов, заключающуюся в применении внешней охлаждающей рубашки в зоне абсорбции. Изменение условий теплообмена при наличии внутри абсорбера трёхфазного псевдоожиженного слоя требует проведения дополнительного качественного и количественного анализа и внесения изменени в методику расчёта при проектировании таких процессов.

До настоящего времени теплообмен между турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем и стенкой аппарата не был объектом систематических исследований. Поэтому изучение автором условий теплообмена, пополненные физической интерпретацией процесса и полученные выражения для расчёта коэффициента теплоотдачи содержат элементы новизны.

Автор работы считает также, что расширение исследований гидродинамики аппаратов с трёхфазным псевдоожиженным слоем для малых значений доли свободного сечения тарелок является особенно интересным для изучения поведения слоя в столь нетипичных условиях.

Это является важным также в случаяе применения подобных аппаратов в абсорбционных процессах очистки промышленных газов. Для достижения высокой эффективности процесса, например, десульфуризации дымовых газов, создаваемый аппарат должен отвечать двум условиям, а именно обеспечивать большую пропускную способность по газовой фазе, а также обеспечивать необходимое время контакта жидкой и газовой фаз на тарелках. По мнению автора решением этого вопроса является применение тарелок с долей свободного сечения от 0,2 до 0,4.

Одноко, результаты проведённых автором исследований гидродинамики тарелок с долей свободного сечения от 0,2 до 0,4 заполняют существующий недостаток литературных данных в этой области.

Из литературных данных следует, что до настоящего времени изучены аппараты с трёхфазным псевдоожиженным слоем, в которых в основном, применялись тарелки со значениями доли свободного сечения выше 0,4.

Целью настоящей работы является разработка аппаратов с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем типичных и с рубашкой охлаждения в зоне абсорбции с использованием тарелокс долей свободного сечения от 0,2 до 0.4, создание методов их расчёта, атакже определение оптимальных параметров их работы.

Научная новизна диссертации1. Проведён анализ, качественная и количественная оценка гидродинамической структуры турбулентного трёхфазного псевдо-ожиженного слоя на основании взаимного влияния параметров Ар,£ь> Рш2. Разработано описание процесса теплообмена между трёхфазным псевдоожиженным слоем и стенкой аппарата на основе анализа влияния на этот процесс изменяющихся во время исследований параметров ш0с, gь Ь51, а также параметров, характеризующих гидродинамическую структуру слоя е5, рт. Разработана физическая модель, учитывающая влияния количества удерживаемой жидкости в слое на коэффициент теплоотдачи а между слоем и стенкой аппарата.

3. Введены энергетические параметры для расчёта эффективности работы аппарата с точки зрения энергозатрат. В качестве показателей эффективности работы аппарата приняты динамическая высота слоя, от которой зависит величина поверхности теплообмена в абсорбере с рубашкой охлаждения, либо величина потока тепла между трёхфазным псевдоожиженным слоем и стенкой аппарата.

4. Разработана математическая модель процесса теплообмена в аппарате с трёхфазным псевдоожиженным слоем.

5. Разработана методика расчёта коэффициентов теплоотдачи от слоя к стенке аппарата для продольного перемешивания жидкости.

Практическая значимость1. На основании результатов экспериментальных данных для исследуемых граничных значений доли свободного сечения тарелок 1=0,21 и 1=0,4 установлено различное в количественном отношении влияние скорости газа ¥/0с и массовой скорости жидкости gL на значения гидродинамических параметров: Ар, Н0, £ь ^ 80' Рш- Этот факт является следствием влияния величины доли свободного сечения тарелки на объём удерживаемой жидкости в слое. В случае 1=0,21 сама тарелка становится главным фактором, блокирующим провал жидкости из слоя. Если доля свободного сечения возрастает до 1=0,4 провал жидкости из слоя определяется режимом подачи газа.

2. Получены уравнения для расчётов объёмных долей отдельных фаз в слое жидкости 8ь газа е0 и элементов насадки 8$, а также плотности смеси «газ-жидкость» в слое рт в зависимости от исследованных параметров WoG, ёъ, Ь5ь £3. В результате экспериментальных исследований получены зависимости выражающие взаимосвязь между параметрами: гидравлическое сопротивление слоя Ар, динамическая высота слоя Не, объёмные доли жидкости в слое и элементов насадки £3.

4. Для системы вода-воздух экспериментально получено оптимальное значение плотности рт смеси жидкость-газ в трёхфазным слое, которой соответствуют максимальные значения коэффициента теплоотдачи а.

5. Экспериментально осуществлена оценка влияния объёмной доли элементов насадки в слое £з на коэффициент теплоотдачи а. Отмечено, что в режиме развитого псевдоожижения рост величины 85 приводит к уменьшению коэффициента а.

6. Результаты экспериментальных, теоретических и опытно-промышленных исследований послужили основой для разработки методики инженерного размёта аппаратов с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем, что позволило решить ряд практических задач, результаты которых подтверждены в многих проектных разработках и промышленных внедрениях, к которым можно отнести:• Колонну диаметром 0,4 м с 10-ю тарелками для абсорбции окислов азота в процессе производства азотной кислоты на химическом заводе в городе Тарнов.• Абсорбер с прямоугольным сечением (1,3x0,67) м для производства серной кислоты, в состав которого входил внутренный вертикальный секционированный теплообменник, Завод химического машиностроения МЕТАЬСНЕМ в г. Ополе.• Абсорберы диаметром 0,4 и 0,8 м для очистки отходящих газов термической регенерации формовочной смеси на заводе дизельных двигателей в г. Андрихов.• Создана новая высокоэффективная насадка для проведения массообменных процессов в системе газ-жидкость.• Абсорбер (0,8x0,4) м и установка для десульфуризации дымовых газов мокрым известняковым методом, BAROWENT в г. Катовице.• Абсорберы (8x2,6) м и (6x2,6) м для десульфуризации дымовых газов мокрым известняковым методом, Химический завод в г. Тарнов.• Абсорбер (4x2,6) м и установка для десульфуризации дымовых газов мокрым известняковым методом, Каменноугольная шахта в г. Гливице.• Установка пылеулавливания газов, выделяющихся в процессе перемешивания доменной шихты при производстве пищевого фосфата, Химический завод BONARKA в г. Краков.• Установка для очистки отходящих газов оксидации при производстве асфальтов, Нефтезавод в г. Чебиня.• Абсорбер диаметром 0.9 м и установка для очистки отходящих газов вагранки на заводе химического машиностоения ZIELENIEWSKI в г. Краков.• Абсорбционный аппарат диаметром 1,5 м, содержащий четырые тарелки, для производства сернокислого гидроксиламина на химическом заводе в г. Тарнов.

Апробация работыОсновные результаты диссертации докладывались на следующихсимпозиумах и конференциях:1. Немецко-польская конференция „Химическая инженерия и аппаратура", Технический университет Западного Берлина, 1978 г.

2. Конференция „Химическая аппаратура для современных технологии INAP 80" - SIMP, г.Рыдзына (Польша), 1980 г.

3. Международная конференция „Technisch-Chemische Systeme 80", г.Бальатонфиред (Венгрия), 1980 г.

4. Международная конференция „Berg- und Huttenmannischen Tag 1983 in Freiberg", г.Фрайберг (Германия), 1983 г.

5. Международная конференция „Verfahrenstechnische Jahrestagung 1984", г.Дрезден (Германия), 1984 г.

6. V-ая Международная летняя школа „Моделирование тепло- и массообменных процессов и химических реакторов", г.Бургас (Болгария), 1985 г.

7. Международная конференция „7.Diskussionstagung Verfahrenstechnik" г.Кетен (Германия), 1985 г.

8. ХИ-ая конференция польской академии наук по нимической инженерии, г.Познань (Польша), 1986 г.

9. IV Международный симпозиум „Thermische Stofftrennung ", г.Липск (Германия), 1986 г.

10.Международная конференция 9.Diskussionstagung Verfahrenstechnik" г.Кетен (Германия), 1989 г.

11.VI-ая Международная летняя школа „Моделирование тепло- и массообменных процессов и химических реакторов", г.Варна (Болгария), 1989 г.

12.ХР/-ая конференция польской академии наук по нимической инженерии, г.Мушина (Польша), 1992 г.

13.1-ый Международный семинар „Теоретические и экспериментальные основы создания нового оборудования", г.Плес (Россия), 1993 г.

14.11-ая Международная конференция „Теоретические и экспериментальные основы создания нового оборудования", г.Зембжице-Краков (Польша), 1995 г.

15.Семинар „Аппаратура для химической технологии", Химический завод в г.Тарнов (Польша), 1997 г.

16. Между народная научная конференция и школа-семинар ЮНЕСКО „Химия угла на рубеже тысячелетий", г.Клязьма (Россия), 2000 г.

1. АППАРАТЫ С ТРЁХФАЗНЫМ ПСЕВДООЖИЖЕННЫМСЛОЕМ1.1. Абсорберы с псевдоожиженной насадкойОдним из возможных вариантов трёхфазного псевдоожижения является противоточный перенос газовой и жидкой фаз в абсорбере с трёхфазным псевдоожиженным слоем. Устройства для их осуществления в технической литературе имеют также следующие названия: турбулентно-контактный абсорбер (TCA-Turbulent Contact Absorber), абсорбер с псевдоожиженной насадкой, аппарат с подвижной насадкой.

Благодаря размещению на тарелке абсорбера лёгких элементов подвижной насадки обеспечивается интенсивное движение элементов во время противоточной циркуляции газовой и жидкой фаз. Следствием этого явяется сильная турбулизация и взаимное перемешивание потоков. В таких условиях можно получить высокие кинетические коэффициенты массообмена, а также увеличение межфазной поверхности.

Основными достоинствами аппаратов такого типа является большая пропускная способность аппарата по газовой и жидкой фазе, скорость газа до 6 м/с и массовая скорость жидкости до 60 кг/м с. С целью максимального использования данных возможностей применяются тарелки с высокой долей свободного сечения (более 60 %).

В качестве насадочных тел в промышленных аппаратах используются, в основном, шары с диаметром 2(Н50 мм и плотностью 100-К000 кг/м3. Одним из факторов, влияющих на снижение гидравлического сопротивления аппарата, является плотность насадочных тел, которая должна обеспечить, прежде всего, их интенсивное движение во всём объёме слоя.

Доля свободного сечения тарелки (решетки) является важным фактором, так как обеспечивает оптимальную работу абсорбера, а также максимальную поверхность межфазового контакта. С гидродинамической точки зрения, существует возможность стабильной работы абсорбера практически при каждом относительном расходе жидкости к газу.

Применяющиеся в промышленности абсорберы с псевдоожи-женной насадкой имеют как круглое, так и прямоугольное сечение. В случае большого газового потока прямоугольная форма обеспечивая однородность слоя, обусловит простоту секционирования.

Ввиду способности насадки к самоочистке, аппараты с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем высокоэффективны в случае очистки промышленных газов, загрязнёнными твёрдыми частицами.

Процессу абсорбции соответствует характерное для данного процесса выделение определенного количества тепла, которое приводит к росту температуры как газовой фазы, так и абсорбента. Значение температуры в объеме аппарата зависит от величины выделившегося тепла и от массовой теплоёмкости обеих фаз. Для поддерживания необходимого уровня температуры, следует отводить избыток тепла.

Использование аппаратов с трёхфазным псевдоожиженным слоем для абсорбции газов с тепловым эффектом химической реакции требует изучения возможности отвода избытка теплового потока непосредственно из зоны межфазного контакта, то есть изучения кинетики теплообмена между псевдоожиженном слоем и стенкой аппарата.

Наиболее простым вариантом теплообменного аппарата с трёхфазным псевдоожиженным слоем, с конструкторской точки зрения, является абсорбер, в котором поверхностью теплообмена между псевдоожиженным слоем и охлаждающим агентом играет внешняястенка, ограничивающая слой. Обеспечивается, таким образом, относительно большая поверхность теплообмена при заданной величине поперечного сечения абсорбера. Для аппарата с круглым поперечным сечением газ и жидкость поступают во внутреннюю часть устройства, а охлаждающий агент - в рубашку, расположенную вокруг рабочей камеры (рис. 1.1). В больших промышленных аппаратах можно дополнительно применить вертикальное секционирование, тогда охлаждающий агент будет поступать также в пространство между стенками, разделяющими отдельные секции. Возможно также вертикальное секционирование псевдоожиженного слоя при помощи змеевикового теплообменника. Для этой цели особенно подходит абсорбер с прямоугольным поперечным сечением.

Кроме того известен ряд конструкций, использующий принцип абсорбции в трехфазном псевдоожиженном слое [1].

1) Абсорбер с псевдоожиженной насадкой и прямоточной подачей фаз (снизу вверх). На рис. 1.2. показан аппарат такого типа с подачей жидкости под решетку (рис. 1.2.а) или на некотором расстоянии от нее (рис. 1.2.6). В последнем случае нижнюю часть аппарата выполняют расширяющейся кверху. В аппаратах обоих видов жидкость вместе с газом снизу вверх поступает в псевдоожиженный слой насадки, в котором они взаимодействуют. Режим работы указанных абсорберов таков, что отработанная жидкость не достигает верха псевдоожиженного слоя и проваливается через опорно-распределительную решетку. В аппаратах такого типа резко уменьшается брызгоунос, и они могут работать без брызгоуловителей (роль брызгоуловителей играет верхняя часть псевдоожиженного слоя). Кроме того, исключается возможность налипания твердых частиц на нижнюю часть решетки. К недостаткам данной конструкции можно отнести слабое перемешивание жидкости, поступающей в слой, поэтому контакт жидкости с газом являетсяРис.1.1. Схема абсорбера с псевдоожиженной насадкой: 1-ороситель, 2-элементы подвижной насадки, 3-тарелка (решетка), 4-брызгоуловитель, 5-теплообменник.

Рис. 1.2. Абсорбер с псевдоожиженной насадкой и прямоточной подачей фаз (снизу вверх): а - с подачей жидкости под решетку; б - с подачей жидкости на некотором расстоянии от решетки; в - с подачей жидкости на решетку: 1-решетка, 2-псевдоожиженная насадка, 3-брызгоуловитель.недостаточным, а также необходимость интенсивного распиливания жидкости при подаче под решетку, что затруднено при работе с жидкостями, содержащими твердые взвеси.

2) Абсорбер с псевдоожиженной насадкой фонтанирующего типа. В рассмотренных выше видах абсорберов опорно-распределительные решетки по отношению к жидкости и газу работали как тарелки провального типа, т.е. через одни и те же отверстия поступал газ на абсорбцию и проваливалась жидкость. Для обеспечения более полного устойчивого контакта между фазами и уменьшения количества жидкости, подаваемой на орошение аппарата, предложена конструкция, в которой часть опорно-распределительной решетки служит только для отвода отработанной жидкости, а через основную часть решетки поступает в псевдоожиженный слой прямотоком газовая и жидкая фазы. Для создания высокой турбулизации потоков часть рабочей зоны выполнена в виде конуса, способствующего образованию фонтанирующего слоя насадки.

На рис. 1.3.а показана одна из конструкций такого аппарата. Газ и жидкость прямотоком поступают через отверстие 1 в рабочую зону аппарата и благодаря большой линейной скорости (свыше 10 м/с) поднимаются вместе с шарами до ограничительной решетки 2, которая отклоняет поток к боковой поверхности рабочей зоны. Жидкость и шары опускаются вниз, причем шары скатываются к центру опорно-распределительной решетки и снова увлекаются газожидкостным потоком вверх, а отработанная жидкость через кольцевой желоб выходит из аппарата (при этом часть отработанной жидкости может находиться в циркуляционном контуре, создавая дополнительную поверхность контакта). Для улучшения циркуляции насадки ограничительная решетка 2 выполнена изогнутой и перед ней установлены направляющие пластины. При больших расходах газа вРис.1.3. Абсорбер с псевдоожиженной насадкой фонтанирующего типа: а-односекционный аппарат; б- аппарат с несколькими вертикальными секциями; 1-подвод газа и жидкости, 2-решетка, 3-кольцевой желоб, 4-брызгоуловитель.

Рис.1.4. Конический абсорбер с псевдоожиженной насадкой: а-форсуночный вариант; б - зжекционный вариант; 1-решетка, 2-шаровая насадка, 3-брызгоулавливающий слой шаров, 4-сборник жидкости.один корпус помещают несколько параллельно работающих аппаратов (рис. 1.3.6).

К недостаткам таких аппаратов можно отнести значительный рост гидравлического сопротивления с увеличением расхода газа. Так, при изменении расхода газа на 30% гидравлическое сопротивление увеличивается до 70% от первоначальных значений. Аппараты рассмотренной конструкции рекомендуются для осуществления тепломассообмена и пылеулавливания. Степень улавливания пыли зависит от перепада давления в аппарате.

3) Конические абсорберы с псевдоожиженной насадкой. На рис. 1.4 изображены два вида конического аппарата с псевдоожиженной насадкой. В этих аппаратах корпус имеет форму перевернутого усеченного конуса, причем в нижнем основании конуса скорость газа должна быть достаточной для псевдоожижения насадки (рекомендуется 6-5-10 м/с) В верхнем основании конуса скорость снижают до 1-н2 м/с для обеспечения минимального уноса брызг. Наиболее интенсивное псевдоожижение происходит вблизи нижнего основания, постепенно затухая по высоте, причем верхние малоподвижные слои насадки служат для улавливания образующихся в нижней части брызг. В таких аппаратах по сравнению с абсорберами, имеющими постоянное поперечное сечение, насадка псевдоожижается в более плотный слой, что ведет к лучшему распределению жидкости в насадке, более тесному контакту газа и жидкости, а также допускает широкое варьирование скорости газа. Статическая высота слоя составляет 0,5 ч- 0,8 м.

1.2. Гидродинамика и теплопередача в аппарате с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоемПроблемам гидродинамики аппаратов с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем посвящено много работ, в которых представлены результаты исследований: гидравлического сопротив-ления слоя (аппарата), скорости начала псевдоожижения, скорости развитого (полного) псевдоожижения, скорости начала захлёбывания; динамической высоты слоя; объёма газа и жидкости в слое; коэффициентов продольного перемешивания жидкости и газа. Эти проблемы обсуждались в работах [1 ч-Зб].

Авторы публикаций приводят также уравнения для определения этих величин, достоверные, преимущественно, лишь в исследованных достаточно узких интервалах изменения режимных и геометрических параметров аппарата. В статьях [1,7,10,14,20,23,24,28 ч-ЗЗ] предложена характеристика исследованных аппаратов с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем, а также описание корреляционных уравнений и их анализ.

При постоянном значении массовой скорости жидкости gL в зависимости от скорости газа Шов можно выделить четырегидродинамические режима работы аппарата с трёхфазным псевдоожиженным слоем, т. е. состояние неподвижной насадки, промежуточная область, развитое псевдоожижение, захлёбывание аппарата [1,7,11,14,23,30,32]. Начало псевдоожижения слоя может наступить по-разному. Если плотность насадки меньше 300 кг/м3, то в системе вода-воздух, прежде чем происходит «захлёбывание слоя», неподвижный слой переходит в состояние псевдоожижения [9,25,34]. Если плотность насадки превышает 300 кг/м^, то начало псевдоожижения слоя совпадает с моментом «захлёбывания слоя» [9,25,34].

После достижения газом критической скорости начала псевдоожижения происходит постепенное увеличение подвижности элементов насадки. Данный режим является промежуточным причём в нём можно выделить два этапа. На первом из них движение элементов насадки появляется в центральной части аппарата, однако элементы насадки, находящиеся вблизи стенок аппарата, остаются пока неподвижными. Газ движется, в основном, вдоль оси аппарата, жидкость стекает по неподвижным элементам насадки. На втором этапе дальнейшее увеличение скорости газа усиливает движение также элементов насадки, находящихся вблизи стенок аппарата. При превышении газом скорости, называемой критической скоростью начала развитого (полного, равномерного) псевдоожижения, все элементы насадки движутся равномерно в пределах слоя. В этом случае, наблюдается сильная турбулизация жидкой фазы и всего слоя. Это создаёт благоприятные условия для протекания процессов тепло- и массобмена в аппаратах с трёхфазным псевдоожиженным слоем. Вместе с дальнейшим ростом скорости газа увеличивается объём количества удерживаемой жидкости в слое, что, в конечном итоге, ведёт к захлёбыванию аппарата.

Основным достоинством абсорберов с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем является возможность использования больших потоков газа и жидкости. В большинстве исследований отмечено, что скорость газа может изменяться в пределах 3 + 6 м/с, а массовая скорость'ужидкости 5-г-60 кг/м"с. Однако, можно привести ряд примеров, когда с технологической точки зрения более целесообразной является меньшая пропускная способность аппарата. Как следует из исследований, проведённых в Краковской Политехнике [37], можно получить необходимую гидродинамическую структуру слоя при уменьшении скорости газа даже до 0,1 м/с, а массовые скорости жидкости до 0,001 кг/м с. Такие результаты были получены при использовании тарелки с долей свободного сечения в границах 0,02 + 0,05. Провальные тарелки характеризуются узким интервалом целесообразности их применения, поэтому в такой ситуации выгоднее использовать тарелки с организованным переливом жидкости [38]. Динамическая высота слоя в этом случае практически не изменяется и не зависит от величины проходящих потоков газа и жидкости.

При использовании контактных аппаратов важно не только установление определённого расхода одного из потоков, но и задание из технологических условий относительного расхода, жидкости к газу. С этой точки зрения, выбор аппарата с трёхфазным псевдоожиженным слоем открывает широкие возможности, поскольку относительный расход жидкости к газу может изменяться в интервале 0,1ч-100 и даже принимать значения ниже ОД. Такие всесторонние гидродинамические условия турбулентного трёхфазного псевдоожиженного слоя имеют место, если доля свободного сечения тарелки находится в границах 0,01 + 0,8. Низкие значения свободного сечения являются главной причиной затруднения провала жидкости через отверстия тарелки. Вслучае использования тарелок с большим свободным сечением, эти сопротивление вызываются элементами подвижной насадки.

Наиболее эффективная работа турбулентно-контактого абсорбера совершается при использовании элементов насадки, отношение диаметра которых к диаметру аппарата превышает 10. В случае, когда на тарелке находится насадка, состоящая из элементов с большим диаметром, чем предусматривается данным отношением, наблюдается неравномерное перемещение элементов насадки в слое. Динамическая высота слоя в этом случае изменяется скачкообразно. Гидродинамическая структура слоя при этом становится неоднородной. В промышленных условиях минимальный диаметр элементов насадки составляет 20 мм, максимальный - 50 мм.

В качестве элементов насадки, кроме шаров с гладкой поверхностью, находят применение шары с перфорированной поверхностью, кольца, а также элементы специальной формы [1,39].

Следует отметить, что на характер работы аппарата с трёхфазным псевдоожиженным слоем существенное влияние оказывает также плотность элементов насадки. Применение насад очных тел с высокой плотностью приводит к уменьшению подвижности элементов насадки в слое, в предельном случае большинство элементов могут оказаться неподвижно лежащими на тарелке. С другой стороны, слишком лёгкие насад очные тела окажутся у поверхности слоя. Образуется так называемый трёхфазный псевдоожиженный плавающий слой. В обоих случаях гидродинамическая струкура слоя неоднородна. Достойным внимания является факт влияния роста плотности насадки на увеличение гидравлического сопротивления слоя и уменьшение динамической высоты слоя.

Оптимальная плотность элементов насадки рэ, как третьей фазы слоя, непосредственно связана с плотностью двухфазной смеси газ жидкость, находящейся на тарелке. Плотность этой двухфазной смеси зависит, прежде всего, от количества жидкости удерживаемой в слое. Плотность элементов насадки должна находиться в пределах (Ьео^^Рэ^!. [14]. Если жидкой фазой является вода, то рекомендуемая плотность насадочных тел составляет р5-600 кг/м [40].

С ростом статической высоты слоя Ь5( увеличивается его динамическая высота Н0, которая, в свою очередь, приводит к увеличению поверхности межфазового контакта, что является положительным эффектом. Однако, слишком сильный рост статической высоты слоя при постоянной скорости газа вызывает увеличение объёмной доли элементов насадки в слое. Это является причиной уменьшения среднего свободного пути псевдоожиженных элементов насадки, что может повлиять на неравномерность перемещений элементов насадки в слое. Таким образом, следует увеличить скорость газа, что приведёт к дальнейшему росту динамической высоты слоя. Одноко следствием этого является сильное перемешивание жидкой фазы в слое, что нежелательно [1,31]. Поэтому для тарелки с трёхфазным псевдоожиженным слоем должна выбираться оптимальная статическая высота слоя.

Гидродинамическая структура трёхфазного псевдоожиженного слоя с известными параметрами тарелки и элементов насадки зависит от скорости газа и от относительного расхода жидкости к газу, как критерия гидродинамической нагрузки аппарата. Для качественной характеристики гидродинамической структуры слоя следует воспользоваться динамической высотой слоя и объёмными долями жидкости, газа и элементов насадки в слое. Эти параметры влияют как на интенсивность движения отдельных фаз в слое, так и на степень упорядочения их движения. Локальные скорости элементов насадкихарактеризуют степень турбулизации трёхфазного псевдоожиженного слоя.

Динамическая высота слоя Н0 непосредственно влияет на величину поверхности теплообмена в абсорбере с рубашкой охлаждения. Одновременно с ростом динамической высоты слоя при постоянной статической высоте слоя Ьз1 уменьшается количество элементов насадки, приходящееся на единицу объёма слоя, следовательно, увеличивается свободный пробег отдельных элементов подвижной насадки в слое.

Количество удерживаемой жидкости в слое т.е. долядинамического объёма слоя, занятого жидкостью, является основным параметром [1,14,28,30,32] гидродинамической структуры трёхфазного псевдоожиженного слоя. Этот параметр определяет ряд гидродинамических явлений, происходящих в слое, а также величину межфазовой поверхности. Он существенно влияет на массо- и теплообмен в реакционной зоне абсорбера и на теплообмен между слоем и стенкой абсорбера.

Количество удерживаемой жидкости 8ь влияет прежде всего на плотность газожидкостной смеси рт, в которой псевдоожижению подвергаются элементы насадки. Подвижность последних в двухфазной смеси зависит от её плотности. Количество удерживаемой жидкости влияет также на турбулизацию жидкой и газовой фаз в слое и определяет скорость теплопереноса от слоя к стенке аппарата. Можно установить оптимальное значение количества удерживаемой жидкости в слое, при котором эффективность данного процесса будет максимальной.

Газосодержание ес, т.е. доля динамического объёма слоя, занятого газом, тесно связано со скоростью газа. Оно определяет подвижностьэлементов насадки в слое. Динамическая высота слоя прямо пропорциональна газосодержанию.

С точки зрения гидродинамической структуры аппарата, доля динамического объёма слоя, занятого элементами насадки е5 влияет на количество удерживаемой жидкости в слое. Это явление часто наблюдается на тарелках с большим свободным сечением, где насадочные элементы являются главной причиной затруднения провала жидкости из слоя. Подвижность насадочных тел в рабочем простанстве тесно связана с долей динамического объёма слоя, который они занимают. После достижения этим параметром некоторого критического значения, дальнейший его рост приводит к уменьшению подвижности элементов насадки в слое, что связано с увеличением частоты их соударений. Турбулентность жидкой и газовой фаз при этом уменьшается.

Как одмечалось ранше, доля свободного сечения тарелки является очень важным фактором, так как обеспечивает оптимальную работу абсорбера, а также максимальную поверхность межфазового контакта. С гидродина-мической точки зрения, существует возможность стабильной работы тарелки с турбулентным псевдоожиженном слоем практически при каждом относительном расходе жидкости к газу. Следует отметить, что применяются тарелки двух типов: провальные, т.е.такие, в которых через одни и те же отверстия поступает газ и проваливается жидкость и другие, снабжённые переливным устройством [38]. Последние применяются в тех случаях, когда необходимо уменьшить свободное сечение тарелки или когда возможны большие колебания расходов жидкости и газа.

Анализ литературных данных показал, что для уменьшения гидравлического сопротивления аппарата при максимальных потоках фаз применялись тарелки с большим свободным сечением. Областьнизких значений свободного сечения тарелки является, однако, интересной с технологической точки зрения, поскольку позволяет изменять относительный расход жидкости к газу в широких пределах. Например, для тарелок с долей свободного сечения в границах f = 0,21 -г-0,4 данное отношение находится в пределах от 1,65 до 42. В известных работах мало представлены результаты исследования гидродинамики тарелок со свободным сечением до 0,4, причём, анализируемые параметры (гидравлическое сопротивление аппарата, динамическая высота слоя, объём удерживаемой жидкости в псевдоожиженном слое) представлены в графической зависимости от скорости газа и массовой скорости жидкости. Одноко результаты исследований представлены в виде корреляционных уравнений только в работах [3,4,8,16,21,27].

Н„=1,21Х08 СЮ3600\ 0,271 0,54 1 -0,26 „-0,21 Г--0.45Л 'Рз -I(1.4)Ч Нь У- = 0,22 • ш®^3600 -ё,. Рь\ 0,621 0,46 1 -0,12 0,32 л-1,09(1.5)Л.А.Серова и другие [16] изучали процесс абсорбции 802 в колонне диаметром 0,15мм. Диаметр и плотность насадочных тел составляли соответственно ё5=15 мм и р3=:420 кг/м. Статическая высота слоя Ь31 изменялась при этом от 30 до 100 мм. Результаты исследований динамической высоты слоя Н0, проведённых для трёх тарелок с величиной £=0,32; 0,45; 0,76, скоррелированы следующим уравнением:HD = 0,505 -h0,49 st3600 -g,A0,17WM3 - Г0'2 ™ OG 1(1.6)

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Проведен анализ гидродинамической структуры турбулентного трёхфазного псевдоожиженного слоя для тарелок с долей свободного сечения Г в пределах 0,21+0,4 показавший, что гидродинамические условия на тарелках различны. Этот вывод обусловлен влиянием доли свободного сечения тарелки на объём удерживаемой жидкости в слое. В случае Г = 0,21 сопротивление самой тарелки становится главным фактором, блокирующим провал жидкости из слоя. Если доля свободного сечения возрастает до Г = 0,4 провал жидкости определяется режимом подачи газа.

2. Установлено, что количество удерживаемой жидкости в слое связано с долей свободного сечения тарелки £ Поэтому для тарелок с малой долей свободного сечения ^ < 0,4) обработку результатов исследования гидродинамики следует проводить для каждого значения Г отдельно. В этом случае достигается более высокая достоверность полученных корреляционных уравнений и также появляется возможность сравнения влияния скорости газа массовой скорости жидкости §1, статической высоты слоя Ь при разных значениях f на гидравлическое сопротивление аппарата Ар, динамическую высоту слоя Но, количество удерживаемой жидкости &1, объёмную долю элементов насадки в слое £3, газосодержание £с и плотность смеси газ-жидкость рт.

3. Показано, что жидкая фаза оказывает значительное влияние на гидродинамику и теплообмен в трёхфазном псевдоожиженном слое, которое заключается в следующем:

• объёмная доля жидкой фазы определяет гидродинамические явления, происходящие в слое;

• жидкая фаза, как основная фаза трёхфазного псевдоожиженного слоя, является носителем тепла в процессе теплообмена между слоем и стенкой аппарата;

• из всех режимных и геометрических параметров массовая скорость жидкости оказывает наибольшее влияние на профиль температуры жидкости в слое.

4. Теоретически обоснована и экспериментально подтверждена зависимость между гидравлическим сопротивлением тарелки с трёхфазным псевдоожиженным слоем Др и динамической высотой слоя Н0, объёмными долями в слое - жидкости и элементов насадки Еэ

5. Исследовано влияние гидродинамических и геометрических параметров аппарата Ья, £ на коэффициент теплоотдачи а от слоя к стенке аппарата. Из анализа полученной зависимости следует, что влияние доли свободного сечения тарелки £ наиболее значительное, в то время как влияние остальных трёх параметров менее значительное.

6. Установлен оптимальный диапазон значений количества удерживаемой жидкости в слое Бь = 0,18-^0,28 для исследованных переменных параметров Г и Ь^, при котором эффективность процесса теплоотдачи от слоя к стенке аппарата максимальная.

7. Экспериментально для системы «вода-воздух» определено оптимальное значение плотности смеси газ-жидкость в трёхфазном слое рт=200-к300 кг/м , которой соответствует максимальное значение коэффициента теплоотдачи а.

8. Опытным путём показан характер влияния объёмной доли элементов насадки в слое е8 на коэффициент теплоотдачи а. Отмечено, что в режиме развитого псевдоожижения рост величины приводит к уменьшению коэффициента теплоотдачи а.

9. Разработана методика расчёта коэффициентов теплоотдачи а от трёхфазного слоя к стенке аппарата для продольного перемешивания жидкости в слое.

10.Предложены энергетические параметры для оценки эффективности аппаратов с трёхфазным псевдоожиженным слоем.

11.На основании структурного анализа чувствительности математической модели процесса теплообмена изучен эффект изменения профилей температуры жидкости в слое 1:ь который вызван различием принятых моделей течения жидкости в слое -идеального вытеснения и продольного перемешивания. Показано, что для чисел Пекле Реь>5 можно использовать модель идеального вытеснения.

12.Полученные экспериментальные результаты и разработанная на их основе методика расчёта использованы при создании абсорберов с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем для ряда технологических и экологических процессов.

1. Заминян A.A., Рамм В.М.: Абсорберы с псевдоожиженной насадкой, Москва, Изд. Химия, 1980.

2. Гельперин Н.И., Гришко В.З., Савченко В.И., Щедро В.М.: Хим. и нефт. машиностр., 1966, №1, С. 22 + 26.

3. Гельперин Н.И., Савченко В.И., Гришко В.З.: ТОХТ, 1968, Т.2, №1, С.76 + 83.

4. Аксельрод Л.С., Яковенко М.М.: ТОХТ, 1969, Т.З, №1, С.148+ 150.

5. Иванюков Д.В., Кан C.B., Куприянов В.Н., Плановский А.Н.: Хим. и технол. топлив и масел, 1968, №12, С.7 +10.

6. Заминян A.A., Веселова H.A.: Труды НИИ по Удобр. и Инсекто-фунгитс., 1970, вып.214, С.82 + 91.

7. Strumitto Cz., Adamiec J.: Inzynieria i Aparat. Chem., 1970, T.9, №5/6, С.15+ 19.

8. Балабеков О.С., Тарат ЭЛ., Романков П.Г., Михалев М.Ф.: Журн. Прикл. Хим., 1971, Т.44, №5, 1061 + 1068.

9. O'Neill В.К., Nicklin D.J., Morgan N.J., Leung L.S.: CanJ.Chem.Eng., 1972, T.50, №10, С.595 + 601.

10. Mlodziñski В., Warych J.: Nowa technika, z.102, Fluidyzacja i krystalizacja, Warszawa, WNT 1973, C.229+295.

11. Tichy J., Douglas W.J.M.: Can. J. Chem. Eng., 1973, T.51, №10, C.618+620.

12. Mlodziñski В., Warych J.: Prace Instyt. Inzyn. Chem. Polit. Warszaw., 1973, T.2,№1,C. 5 + 25.

13. Еленков Д., Косев А.: Год. Висш. Химитехнол. Инст. София, 1973, Т.17,№1, С.181.

14. Koch R., Kubisa R.: Prace Nauk. Instyt. Inzyn. Chem. i Urz. Cieplnych Politech. Wroclaw., 1973, №19, ser. Monografíe №11.

15. Koch R., KubisaR.: Inzynieria Chem, 1973, T.3, № 1, C.135 +149.

16. Серова Jl.A., Гельперин Н.И., Гришко B.3.: Труды Всес. НИИ Целл. Бум. Пром., 1974, вып.64, С.76+93.

17. Wozniak М.: Inzynieria Chem, 1975, Т.5, №4, С. 903-916.

18. Barile R.G., Dengler J.L., Hertwig Т.A.: AIChE Symp. Ser., 1975, Ser.70, C.154.

19. Mlodzinski В., Warych J.: Prace Instyt. Inzyn. Chem. Politech. Warszaw., 1976, T.5, №2, C.105 +118.

20. Adamiec J., Strumfflo Cz.: Inzynieria Chem., 1976, T.6, №4, C. 717 + 732.

21. Гельперин Н.И., Кругляков Б.С.: Хим.Пром., 1977, Т.41, №11, С.866 + 868.

22. Uchida S, Chang C.S., Wen C.Y.: Can. J. Chem. Eng., 1977, T.55, №4, C.392 + 396.

23. Wozniak M.: Prace Instyt. Inzynier. Chem. Polit. Warszaw., 1978, T.7, №2, C.75 + 147.

24. Wiechowski A.: Praca doktorska "Analiza teoretyczno-doswiadczalna podstawowych parametrow hydrodynamicznych w aparatach z ruchomym zlozem", Politechnika Krakow 1979.

25. Uchida S., Suzuki Т., Maejima H.: Can. J. Chem. Eng., 1980, T.58, №6, C.406 + 408.

26. MrowiecM, Wiechowski A.: Inzynieria Chem. i Proces., 1981, T.2, №2, C.365 + 378.

27. W^sowski Т., Mlodzinski В.: Prace Instyt. Inzyn. Chem. Polit. Warszaw., 1981, T.10, №4, C. 265 + 280.

28. W^sowski Т., Mlodzinski В.: Inzynieria i Aparat. Chem., 1982, T.21, №2, C. 12+ 17.

29. Visvanathan C., Leung L.S.: Ind. Eng. Chem. Process Des. Dev., 1985, T.24, №3, C.677 + 683.

30. MuroyamaK., Fan L.S.: AIChE J., 1985, T.31, №1, C. 1 + 34.

31. W^sowski Т., Mlodzinski В.: Inzynieria Chem. i Proc., 1988, T.9, №2, C.343 + 362.

32. Fan L.S.: Gas-Liquid Fluidization Engineering, Butterworths Publishers, 1989.

33. Tabis В., Zukowski W.: Inzynieria Chem. i Proces., 1992, T. 13, №4, C.593+604.

34. Soundarajan K., Krishnaiah K.: Can.J.Chem.Eng., 1994, T.72, №2, C.569 + 575.

35. Laszuk A.: Inzynieria Chem. i Proces., 1995, T. 16, №4, C.519 + 535.

36. Laszuk A.: Zeszyt Naukowy №1, 1995, Inzynieria i Technologia Chem. Politech. Krakow., C.3 + 79.

37. Durych A., Komorowicz Т., Laszuk A., Mrowiec M., Wiechowski A.: Przem. Chem., 1979, T.58, №3, С. 162ч-164.

38. Durych A., Wiechowski A.: Inzynieria. i Aparat. Chem., 1979, T.18, №6, C. 8-5-12.

39. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: Inzynieria. i Aparat. Chem., 1980, T.19, №1, 15 + 17.

40. Балабеков О.С., Тарат Э.Я, Романков П.Г., Михалев М.Ф.: Журн. Прикл. Хим., 1969, Т.42, №10, С. 2266 + 2270.

41. Baiiczyk L., Jarzynowski М., Zuk A., Garbarczyk J.: Inzynieria Chem., 1977, Т.7, №4, C.803 + 818.

42. Banczyk L., Jarzynowski M., Zuk A., Garbarczyk J.: Inzynieria Chem.,1979,T.9, №3, C.517 + 543.

43. Kowalski W.: Nowe kierunki w technologii kwasu siarkowego, Warszawa, WNT, 1980.

44. Kumanowski W., Mlodzinski В., Urbanek A.: Inzynieria i Aparat. Chem.,1980, T.19, №2, C. 13 + 15.

45. Durych A., Komorowicz Т., Laszuk A., Mrowiec M., Wiechowski A.: Aura, 1977, №6, C.10+ 12

46. Laszuk A., Raczynski M.: Inzynieria. i Aparat. Chem., 1983, T.22, №3, С.9-И2.

47. Laszuk A., Raczynski M.: Freiberger Forschungshefte Beiträge zur Wirbelschichttechnik, 1985, A 705, C.93~r96.

48. Laszuk A.: „Wymiana ciepla pomiedzy trojfazowym zlozem fluidalnym a sciank^ kolumny", Materialy XII Ogölnopolskiej Konferencji Inzynieria chemiczna i procesowa, Poznan 1986, C.263-K266.

49. Laszuk A.: Inzynieria. Chem. i Proces., 1989, T.10, №2, C.26U274.

50. Laszuk A.: Inzynieria. Chem. i Proces., 1989, T.10, №3, C.405 + 419.

51. Laszuk A.: „Heat transfer between three-phase fluidized bed TCA and column wall", Sixth International Summer School Modelling of heat and mass transfer processes, chemical and biochemical reactors, Varna, Bulgaria 1989, Конфер. материалы С. 102.

52. Laszuk A.: „Analiza energetyczna procesu odbioru ciepla z trojfazowego zloza fluidalnego", Materiaiy XIV Ogölnopolskiej Konferencji Inzynieria chemiczna i procesowa, Muszyna 1992, T. Procesy transportu ciepla i masy, C. 149-152.

53. Касаткин А.Г., Попов Д.М., Аксельрод Ю.В.: Хим. Пром., 1959, Т.23, №7,0.622-4-624.

54. Smith W., Poll A.: Brit. Chem. Eng., 1961, T.6, C.614 + 624.

55. Рамм B.M., Аксельрод Ю.В.: Хим. Пром.,1964, Т.28, №5, С.367-371.

56. Poll A., Smith W.: Chem. Eng., 1964, T.71, №22, 0.111 + 116.

57. Hobler Т., Mröz W.: Chem. Stosowana., 1965, T.2B, C.155 + 200.

58. Höhne P., Köpsel R., Goretzko G.: Chem. Techn., 1972, T.24, №12, C.734 + 737.

59. Mrôz W, Wawrzonek L., Ziolo J.: Inzynieria. Chem., 1975, T.5, C.313 + 322.

60. Blasinski H., Heim A.: Zesz. Nauk. Polit. Lodz, 1977, №8, C. 21+33.

61. Konieczny J., Plaskura W.: Inzynieria. Chem. i Procès, 1981, T.2, №2, C.331 +346.

62. Tarat E.I, Choze A.N., Szarow J.I.: Intern. Chem. Eng, 1970, T.10, C.273+ 276.

63. Hart F.W.: Ind. Eng. Chem. Process. Des. Dev., 1976, T. 15, №1, C.109+114.

64. Nishikawa M, Kato H, Hashimoto K.: Ind. Eng. Chem. Process Des. Dev., 1977, T.16, №1, C.133 + 137.

65. Wronski S, Mazaryn W.: Inzynieria. i Aparat. Chem, 1984, T.23, №1, C.3+6.

66. Bieszk H, Hammer H.: Inzynieria. i Aparat. Chem, 1985, T.24, №1, C.19 + 22.

67. Bieszk H.: Zesz. Nauk. Polit. Poznan, Chem. i Inzyn. Chem, 1986, №18, C.ll + 18.

68. Deckwer W.D.: Chem. Eng. Sei, 1980, T.35, C.1341 + 1346.

69. Kölbel H, Borchers E, Martins J.: Chem. Ing. Techn, 1960, T.32, C.84 + 88.

70. Joshi J.B. i inni: Chem. Eng. Commun, 1980, T.29, C.l.

71. Bieszk H.: Inzynieria. Chem. i Procès, 1985, T.6, №3, C.357 + 368.

72. Kato Y, Uchida K, Kago T, Morooka S.: Powder Technol, 1981, T.28, C.173 +179.

73. Chiu T.M., Ziegler E.N.: AIChE J, 1983, T.29, №4, C.677 + 684.

74. Muroyama K, Fukuma M, Yasunishi A.: Can. J. Chem. Eng, 1984, T.62, №4, C. 199 + 208.

75. Chiu T.M., Ziegler E.N.: AIChE J., 1985, T.3 l, №9, C.1504 + 1509.

76. Muroyama K., Fukuma M., Yansunishi A.: Can. J. Chem. Eng., 1986, T.64, №6, C. 409+418.

77. Nore O., Wild G., Briens C.L., Margaritis A.: Can. J. Chem. Eng., 1994, T.72, №6, C. 546 + 550.

78. Baker C.B.J., Armstrong F.R., Bergougnou M.A.: Powder Technol., 1978, T.21, C. 195 + 204.

79. Kang Y., Suh I.S., Kim S.D.: Chem. Eng. Commun., 1985, T.34, 1 + 13.

80. Magiliotou M, Chen Y.M., Fan L.S.: AIChE J„ 1988, T.34, №6, C.1043 + 1047.

81. Saxena S.C., Rao N.S., Saxena A.C.: Chem. Eng. Journal, 1990, T.44, №3, C.141 + 156.

82. Kumar S., Kusakabe K., Fan L.S.: AIChE J., 1993, T.39, №8, C. 1399+1405.

83. Kumar S., Kusakabe K., Fan L.S.: Chem. Eng. Sei., 1993, T.48, №13, C.2407+2418.

84. Kumar S., Fan L.S.: AIChE J., 1994, T.40, №5, C.745 + 755.

85. Xukun Luo, Peijun Jiang, Fan L.S.: AIChE J., 1997, T.43, №10, C.2432 +2445.

86. Grandjean B.P.A., Carreau P.J., Paris J.: Can. J. Chem. Eng., 1991, T.69, №6, C. 736 + 745.

87. Kim S.D., Kang Y., Kown H.K.: AIChE J„ 1986, T.32, №8, C. 1397+1400.

88. Shah Y.T.: Gas-Liquid-Solid Reactor Design, New York, Mc Graw Hill 1979.

89. Kim S.D., Laurent A.: Intern. Chem. Eng., 1991, T.31, №2, C. 284 + 302.

90. Hashimoto K., Muroyama K., Fujiyoshi K., Nagata S.: Intern. Chem. Eng., 1976, T.16, C. 720.

91. Midoux N., Wild G., Purwasasmita M., Charpentier J., Martin H.: Chem. Ing. Techn., 1986, T.58, №2, C. 142+143.

92. Durych A., Komorowicz Т., Laszuk A., Wiechowski A.: Przem. Chem., 1976, T.55,№5, C. 256 + 258.

93. Durych A., Laszuk A., Mrowiec M., Wiechowski A.: „Aparaty z ruchomym wypelnieniem", Materialy Konferencyjne Aparatura Chemiczna dla Nowoczesnych Technologii INAP 80, SIMP, Rydzyna 1980, T.3, C.90-95.

94. Durych A., Laszuk A., Mrowiec M., Wiechowski A.: „Entschwefelung der Industriegase mit Naßmethode in den Wirbelschichtapparaten", TechnischChemische Systeme 80 Sektion A, Balatonfured, W^gry 1980.

95. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: Ochrona powietrza, 1983, T.17, №1, C. 18-4-22.

96. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: „Abgasentschwefelung mit Kalk", Verfahrenstechnische Jahrestagung 1984 in Dresden, Германия; резюме в Chemische Technik, 1984, T.36, №11, С.475.

97. Durych A., Kaczynska Т., Konieczyriski J., Laszuk A., Walus J., Wiechowski A.: Ochrona powietrza, 1985, T.19, №3, C.51 ч-55.

98. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: „Entschwefelung der Industriegase mit dem Naßverfahren in Wirbelkontaktoren", 7. Diskussionstagung Verfahrenstechnik in Kothen, Германия; резюме в Chemische Technik, 1985, T.37, №8, C.349.

99. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: „Neue apparative Lösungen für Wirbelschichtkontaktoren", IV Intern.Symp.Thermische Stofftrennung in Leipzig, Германия; резюме в Chemische Technik, 1986, T.38, №11, C.498.

100. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: Ochrona powietrza, 1988, T.22, №1, С.5 + 8.

101. Wiechowski A., Durych A., Laszuk A.: „Bericht von den Untersuchungen der Rauchgasentschwefelung in Industriebedingungen", 9.Diskussionstagung Verfahrenstechnik, Kothen, Германия 1989.

102. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: „Wybrane zagadnienia procesowe w zastosowaniu do ochrony srodowiska", Monografia №107 Politech. Krakow., 1990, C.48-62.

103. Durych A„ Laszuk A.: „Odsiarczanie gazow kotlowych swiatowe trendy oraz doswiadczenia wlasne", I международный семинар „Теоретические и экспериментальные основы создания нового оборудования", Плес, Россия 1993, Конфер. материалы С.106-1 16.

104. Warych J.: Oczyszczanie przemyslowych gazow odlotowych, Warszawa WNT 1994.

105. Durych A., Laszuk A.: „Badania odsiarczania spalin w skali przemyslowej", Materialy II Miedzynarodowej Konferencji Naukowej „Teoretyczne i eksperymentalne podstawy budowy aparatury", Krakow -Zembrzyce 1995. C. 141-150.

106. Laszuk А., Беренгартен М.Г.: „Десульфуризация дымовых газов мокрым известняковым методом", Международная научная конференция и школа-семинар ЮНЕСКО „Химия угла на рубеже тысячелетий", Клязьма, Россия 2000, Конфер. материалы С.293-296.

107. Miyauchi Т., Vermeulen Т.: Ind. Eng. Chem. Fund., 1963, T.2, №2, C.l 13-126.

108. Mecklenburg I.C., Hartland S.: The theory of Backmixing, London, J.Wiley, 1975.

109. Kuzma E.: Termistory, parametry i charakterystyka, Warszawa PWN, 1974.

110. Гельперин Н.И., Бухаркин Е.Н., Гришко В.З., Цысин М.И.: Хим. и нефт. машиностр., 1973, №1, С. 15+16.113114115116117118119120121 122123124125

111. Косев А., Эленков Д.: ТОХТ, 1973, Т.7, №6, С.859-863.

112. Durych A., Wiechowski A.: Inzynieria. Chem. i Procès., 1980, T.l, №4,1. С.751+763.

113. Durych A., Komorowicz T., Laszuk A.: Inzynieria. Chem., 1977, T.7, №1, C.27+36.

114. Durych A., Wiechowski A.: Materiaiy XI Konf. Nauk. Inzyn. Chem. i Proc., Kozubnik 1983,T.l, C.223+228.

115. Chen B.H., Douglas W.J.: Can. J. Chem. Eng., 1969, T.47, №4, C.113+118.

116. Коваль Ж.А., Беспалов A.B., Кулешов О.Г., Жуков А.П.: ТОХТ, 1975, Т.9, №6, С.887+894.

117. Durych A., Mrowiec M.: Inzynieria. Chem., 1975, T.5, №2, C.243+258. Жуков А.П., Беспалов A.B., Кулешов О.Г., Коваль Ж.А.: ТОХТ, 1977, T.l 1, №3, С.449+450.

118. Убайдуллаев А.К., Левш И.П., Ниязов М.И., Атауллаев О.: ТОХТ, 1981, Т. 15, №2, С.193+201.

119. Miconnet M., Guigou P., Large J.F.: Intern. Chem. Eng., 1982, T.22, №1, C.133.

120. Rama O.P., Rao D.P., Rao V.S.: Can. J. Chem. Eng., 1985, T.63, №6, C.443+450.

121. W^sowski T., Mlodzinski В.: Inzynieria Chem. i Procès., 1988, T.9, №4, C.787+809.

122. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A.: „Badania stopnia przemieszania cieczy w aparacie typu TCA", Krakôw 1991 +1993, (niepublikowane). Brodowicz K., Pacek A.: Inzynieria Chem. i Procès., 1983, T.4, №4, C.663+679.

123. Laszuk A., Raczyiiski M.: „Analiza procesu absorpcji nieadiabatycznej", Materialy XII Ogölnopolskiej Konferencji Inzynieria chemiczna i procesowa, Poznan 1986, C. 267+270.

124. Brodowicz K., Jackowski L., Pacek A.: Zeszyt Nauk. Politech. Poznan. Chemia i Inzynieria Chem., 1986, №19, C. 189+198.

125. Durych A., Laszuk A., Wiechowski A. : Inzynieria Chem., 1973, T.3, №3, C.461+476.

126. Laszuk A., Mrowiec M.: Zeszyt. Nauk. Polit. Krakow., ser.Chem, 1975, №16, C.3-78.

127. Laszuk A.: Wydanie. Jubileuszowe Politech. Krakow., Inzynieria i Technol. Chem., 1995, Zeszyt №2, T. 1, C. 97+105.

128. Hwang J.T., Dougherty E.P., Rabitz S., Rabitz H.: J. Chem. Phys., 1978, T.69, №4, C.5180 + 5191.

129. Dougherty E.P., Rabitz H.: Inter. J. Chem. Kinet., 1979, T.l 1, C.1237.

130. Wolff A.,: The sensitivity analysis of heat recovery networks, 8th Intern. Heat Transfer Conf., CIIIA San Francisco, August 1986.1. СОДЕРЖАНИЕ1. УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ .21. ВВЕДЕНИЕ .5

131. АППАРАТЫ С ТРЁХФАЗНЫМ ПСЕВДООЖИЖЕННЫМ СЛОЕМ . 13

132. Абсорберы с псевдоожиженной насадкой .13

133. Гидродинамика и теплопередача в аппарате с турбулентным трёхфазным псевдоожиженным слоем .20

134. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТЕ

135. С ТРЁХФАЗНЫМ ПСЕВДООЖИЖЕННЫМ СЛОЕМ .37

136. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ .46

137. Описание экспериментального стенда .4632. Методика измерений .51

138. ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЯ ГИДРОДИНАМИКИ.56

139. Гидравлическое сопротивление .57

140. Динамическая высота слоя .68

141. Объёмные доли отдельных фаз в слое .7143.1. Количество удерживаемой жидкости .7143.2. Объёмная доля элементов насадки в слое .7743.3. Газосодержание .79

142. Плотность смеси газ-жидкость .84

143. ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛООТДАЧИ

144. ОТ ТРЁХФАЗНОГО ПСЕВДООЖИЖЕННОГО СЛОЯ .89

145. Теплоотдача от трёхфазного псевдоожиженного слоя к стенке колонны .89

146. Расчёт коэффициентов теплоотдачи от слоя к стенке аппарата для продольного перемешивания жидкости .100

147. Анализ чувствительности модели процесса теплообмена .103

148. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ОЦЕНКИ ЭФФЕКТИВНОСТИ АППАРАТА С ТРЁХФАЗНЫМ ПСЕВДООЖИЖЕННЫМ СЛОЕМ . 113

149. ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ .122

150. Методика расчёта аппаратов с трёхфазным псевдоожиженным слоем для процессов абсорбции газов с использованием тарелокс долей свободного сечения от 0,2 до 0,4 .122

151. ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ .1341. СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ .1371. СОДЕРЖАНИЕ .147