автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Гидродинамика в жидкостно-газовых инжекторах с компактными и диспергированными струями жидкости

На прг|у|* ^КОШ0'Д

ТРУБАЕВ Василий Иванович ,'>7./

ГИДРОДИНАМИКА В ЖИДКОСТНО-ГАЗОВЫХ ИНЖЕКТОРАХ С КОМПАКТНЫМИ И ДИСПЕРГИРОВАННЫМИ СТРУЯМИ ЖИДКОСТИ

05.17.08 - Процессы и машины химических технологий

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Санкт-Петербург 2000

Работа выполнена в Санкт-Петербургском государственном технологическом институте (техническом университете)

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор

Яблокова Марина Александровна

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессор

Веригин Александр Николаевич

кандидат технических паук, доцент Новоселов Александр Геннадиевич

Ведущая организация - АООТ ВНИИПЕФТЕХИМ

Защита диссертации состоится «уг. в час. на заседании диссертационного Совета Д 063.23.02 в Санкт- Петербургском государственном технологическом институте (техническом университете) по адресу: 198013, г. Санкт-Петербург, Московский пр., 26

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Санкт- Петербургского государственного технологического института (технического университета).

Отзывы на автореферат в одном экземпляре, заверенные печатью, просим направлять по адресу: 198013, г. Санкт-Петербург, Московский пр., 26, Ученый Совет.

Автореферат разослан 2000 г.

Ученый секретарь Диссертационного Совета Д 063.25.02 д-р техн. наук, профессор

Марцулсвич Н. А.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. В настоящее время известно большое количество способов интенсификации технологических процессов, протекающих в газожидкостных системах. На современном этапе развития химической технологии одним из перспективных направлений является применение жидкостно-газовых инжекторов, разработка и проектирование на их основе новых, высокоэффективных и надежных газожидкостных аппаратов.

На протяжении всей истории развития химической промышленности газожидкостные технологические процессы составляли значительную долю всех процессов этой отрасли. Теплообмен, абсорбция, десорбция, ректификация, экстракция, эмульгирование, смешение, реакционные процессы - вот неполный список процессов, протекающих при перемешивании и контакте между собой жидкостей и газов.

В микробиологической промышленности также широко распространены газожидкостные процессы, а именно: выращивание микроорганизмов, аэрация культурных сред. Одна из важнейших экологических задач - очистка сточных вод. Перспективным направлением в этой области является озонирование воды в инжекционно-струйных аппаратах.

Другое применение жидкостно-газовых инжекторов - создание технологических. линий и производств под вакуумом. Простота, высокая надежность, относительно малые габаритные размеры и стоимость струйных аппаратов позволяют широко использовать их в качестве устройств для создания вакуума, откачки газов и паров в различных отраслях техники.

Жидкостно-газовые инжекционные аппараты не уступают по интенсивности массопереноса установкам с механическими перемешивающими устройствами. Такие аппараты не содержат движущихся устройств, не требуют сложного оборудования для изготовления, просты в' обслуживании, обладают высокой надежностью и ремонтопригодностью.

Несмотря на широкое применение жидкостно-газовых инжекторов, до настоящего времени пег единой описательной физической и математической модели гидромеханических процессов, протекающих в таких устройствах. На современном этапе развития технической науки существует два основных подхода к расчету инжекторов. Один основан на шггаральных уравнениях сохранения импульса, массы и энергии, другой - использует эмпирические зависимости. Зачастую результаты расчета по различным методикам далеко не соответствуют друг другу. Пмрептпость в среднем составляет 30-5-120 %, что не позволяет широко применять ни одну из известных методик. Поэтому проблема разработки научно обоснованной методики расчета струйных аппаратов является чрезвычайно актуальной.

Цель работы. Целью данной работы является разработка моделей, описывающих гидродинамические характеристики процессов, протекающих в жидкостно-газовых инжекторах с компактными и диспергированными струями жидкости, и создание методик расчета указанных аппаратов.

Научная новизна. На основе анализа физических явлений, вызывающих распад турбулентной струи на капли, получены уравнения для расчета длины се полного распада и диаметра сплошной (не распавшейся) части струи на определенном удалении от насадка истечения. Найденные зависимости могут быть использованы при формулировке граничных условий для численного моделирования процесса инжектирования воздуха турбулентными струями жидкости в инжекциошю-струйных газожидкостных химических реакторах, абсорберах, ферментаторах.

На основе законов сохранения массы и импульса в дифференциальном представлении, в рамках континуального подхода разработаны новые математические модели, описывающие гидродинамику в жидкостно-газовых инжекторах с диспергированными и компактными струями жидкости.

Разработанные модели позволяют учесть особенности передачи импульса между средами, имеющими физические свойства, значительно отличающиеся друг от друга, и особенности конструкции ипжекционного элемента.

Практическая ценность. На основе теоретических и экспериментальных исследований разработаны методики, позволяющие рассчитывать характеристики жидкостно-газовых инжекторов с диспергированными и компактными струями жидкости, выбирать оптимальную конструкцию ипжекционного элемента и его размеры. Предложенные методики использованы при расчете жидкостно-воздушного инжектора для реактора окисления лигносульфоната натрия до лигногуматов, установленного на Выборгском целлюлозно-бумажном комбинате (Лен. область).

Апробация работы. Результаты работы докладывались на XII международной конференции молодых ученых по химии и химической технологии «МКХТ-98» (Москва), научно-технической конференции аспирантов СПбГТИ(ТУ), посвященной памяти Максима Максимовича Сычева (СПб. 1999 г.), на научных семинарах кафедры ОХБА СПбГТИ(ТУ) (СПб), а также на международной научно-технической конференции «Техника и технология очистки и контроля качества воды» (Томск, ТПИ, 1999 г.).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 4 работы.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, выводов, списка литературы, содержащего 103 источника. Работа изложена на 135 страницах печатного текста и содержит 39 рисунков.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность проблемы разработки научно обоснованной методики расчета жидкостно-газовых инжекторов. Выделяются преимущества инжекционно - струйных аппаратов по сравнению с газожидкостными установками другого типа. Обосновывается необходимость изучения гидродинамики в жидкостно-газовых инжекторах с компактными и диспергированными струями жидкости. Формулируется цель днссертаци-

ошгой работы.

В перпой главе рассмотрены наиболее типичные конструкции жидко-стно-газовых инжскдионных установок с компактной и диспергированной струями жидкости и методики расчета, предлагаемые различными авторами.

Проведен сравнительный анализ рассмотренных методик расчета для жидкостно-газовых ипжекционных установок с компактной струей относительно собственных экспериментальных данных (табл. 1).

Таблица 1,

Сравнение методик расчета жидкостно-газовых инжекторов с компактной струей относительно собственных экспериментальных данных

Методика Погрешность расчета, %

Соколова и Зингера 35-130

'Гемнова 30-110

Васильева и Уткина 5-90

Охавы 100-240

Яблоковой 10-80

Бермана и Ефимочкина 8-50

Большие погрешности существующих методов расчета инжекторов объясняются следующими причинами. Методики расчет струйных аппаратов, использующие эмпирические зависимости для определения расхода газа, увлекаемого струей жидкости, могут применяться только в узком диапазоне изменения рабочих условий и для конкретных конструкций аппаратов. Несоблюдение условий применения или незначительное изменение конструкции струйной установки могут припести к значительным ошибкам при определении коэффициента инжекции. Методики расчета, в основу которых положены законы сохранения в интегральной форме, не учитывают особенности передачи импульса между средами, имеющими физические свойства, значительно отличающиеся друг от друга. Но главный недостаток всех методик, основанных на приведенных выше подходах, заключается в том, что струйный аппарат рассматривается в них как «черный ящик» и разбивается на части лишь по конструктивным признакам.

Предложен подход, в котором для математического описания и точного расчета струйных аппаратов инжектор делится на зоны по принципу протекающих в них процессов. Такое деление позволяет провести расчет-каждого из выделенных участков с учетом особенностей происходящего в нем взаимодействия жидкой и газовой фаз. На основании экспериментальных наблюдений в инжекторе выделены зоны, которым соответствуют определенные гидромеханические явления. Для жидкостно-газовых инжекци-онных аппаратов с диспергированными струями - это капельная взвссь в сплошном газовом потоке и пузыри газа в сплошном потоке жидкости. Для

б

жидкостно-газовых инжскционных аппаратов с компактной струей: сплошная струя в газовом потоке; струя, частично распавшаяся на капли п газовом потоке; капельная взвесь в сплошном газовом потоке; пузыри газа в сплошном потоке жидкости.

Количественно каждую из указанных зон можно описать системой дифференциальных уравнений, основанных на законах сохранения массы и импульса, с конкретными граничными условиями.

й >) . . .и

Л = 1и «

(2) рф'=р'£*; (3)

где рф. - плотность ¡-той фазы, кг/м3; р. - плотность вещества ¡-той фазы, кг/м3; с. - объемная доля ¡-той фазы; I - время, с; V. - вектор

скорости ¡-той фазы, м/с; ; - поток массы вещества, переходящего в едшш-у

це объема многофазной среды в единицу времени из ^той фазы в ¡-тую, кг/(м3хс); Уа - тензор напряжений, кг/(м2хс2); К." импульс, передаваемый от ¡-той фазы к ^той, кг/(м2*с2).

Для разработки математической модели, описывающей гидродинамические характеристики жидкостно-газового инжекционного аппарата, были приняты следующие расчетные схемы инжекторов.

Инжектор с диспергированной струей (рис. 1) представляет собой вертикально расположенную цилиндрическую камеру смешения, в которой установлено одно или несколько диспергирующих устройств, равномерно распределяющих капельную дисперсшо по сечению камеры смешения.

Инжектор с компактной струей расположен вертикально, с соплом, установленным в верхней его части, сопло цилиндрической формы, с отношением длины к диаметру /р/с1р= 10/1. Камера смешения - удлиненная цилиндрическая без диффузора. Расстояние между срезом сопла и камерой смешения принято равным нулю (рис. 2).

Вторая глава посвящена созданию математической модели гидродинамики в жидкостно-газовых инжекторах с компактными и диспергированными струями жидкости.

Математическая модель, описывающая гидродинамику в жидкостно-газовых инжекторах в рамках модели взаимопроникающих континуумов, основывается на законах сохранения массы и импульса для установившегося режима течения при условии отсутствия потока массы от одной фазы к другой.

Жидкость

Газ

У

Форсунка

Камера смешения

=Н> Газ

-| ^ Жидкость

Жидкость Газ А

Камера смешения

А

:Н> Газ

Жидкость

Рис. 1. Инжектор с диспергированной струей

Рис. 2. Инжектор с компактной струей

Одним из основных условий, для которых разрабатывается модель, является условие равенства температур газовой и жидкой фазы, поэтому переносом теплоты между средами можно пренебречь. Это условие позволяет исключить из рассмотрения уравнение сохранения энергии.

Для всех последующих расчетов принята индексация: 1-для сплошной (газовой) фазы, 2- для дисперсной (капельной).

В струйных аппаратах с распыленной струей отношение площади капельного потока к площади аппарата может достигать 1/10000. При построении характеристик жидкостно-газовых инжекционных аппаратов с диспергированной струей радиальной составляющей скорости капель можно пренебречь. Это позволяет использовать уравнения (1), (2) в одномерном представлении.

Примем допущение, что все капли имеют одинаковый размер 8, равномерно распределены по сечению аппарата и движутся со скоростью V. Газовая фаза движется со скоростью V/, меньшей, чем скорость капель. Выпадение части капель на стенки камеры смешения не учитывается. Вследствие разности скоростей, импульс от капель передается газовой фазе. В результате давление растет, скорость капель снижается, а их объемная доля увеличивается и на определенной высоте становится практически неизменной. Далее скорости и объемные доли фаз почти не изменяются, а давление продолжает расти.

На основании вышеизложенного, систему уравнений, описывающую гидродинамические процессы, протекающие в жидкостно-газовом инжек-ционном аппарате с диспергированной струей в установившемся режиме,

можно записать следующим образом

Р ды Р ЭР , 1-е, „

--w-=-е--+ /--

ЯТ Эг ЫТ Эг 2 е,

Эу ЭР г 0

Э(РС,ЛУ)

(4)

дх

а((1-£1)у) дг

=0

=0

где 4 - удельная сила межфазного взаимодействия, Н/м; Б - удельная поверхность дисперсной (капельной) фазы, м'1; 8=6/8.

Для определения удельной силы межфазного взаимодействия воспользуемся моделью «частиц в каналах», предложенной Островским Г.М. Сущность этой модели заключается в том, что каждая частица дисперсной фазы представляется помещенной в извилистый канал и рассматривается одновременно и как объест обтекания с одной с тороны, и как часть поверхности канала с другой. В рамках этой модели удельную силу межфазного взаимодействия можно записать следующим образом

Г =

0.45

+0.042

Р.:

(уГ)С

з (5)

Ие ='

(6) Ле =

ж

>

-1

ш

1

(8) с! =•

4 £,

(7)

(9)

'Б (1-е,)

где - динамическая вязкость газа, Пахе; у^™- относительная скорость

в проекции на ось ъ - разность скоростей сплошной (газ) и дисперсной (капли) фаз в проекции на ось ъ, м/с; <1К - эквивалентный диаметр канала, м; С, - коэффициент извилитости канала.

Начальные условия для решения системы (4) конечно-разностным методом следующие: при г=0 давление - Р(г°) = Р объемная доля газовой фазы - £4(7.°) = еД скорость капель - = V0 и скорость газа - \у(г°) = \у

На рис. 3 приведено сопоставление результатов численного решения системы (4) с различными опубликованными экспериментальными данными. Отклонения результатов расчета от опытных данных не превышают ±10%.

/

На рис. 4 приведены результаты моделирования многосопловых инжекторов и сопоставление их с экспериментальными данными Соколова и Зингера.

1000]=

100

H в m

l.fc-

Данные • Соколова и Зингера;

▼ Басаргина; ♦ Семеновского, ni.- I J.. I I 11111 I | I I I 11

1

1000

10 100 Расчетные значетт и»

Рис. 3. Сопоставление результатов математического моделирования инжектора с диспергированной струей и различных опубликованных экспериментальных данных.

0.22

0.20

0.18

IX

Рн

0.16

а?

0.14

0.12

0.10

0.08

i а » «

• х X

ч. е • Ï

1.0

з.о

1.5 2.0 2.5

объемный коэффициент инжекцпи и0

Рис. 4. Результаты математического моделирования жидкостногазово-го многосоплового инжектора и сопоставление их с экспериментальными данными (точки): 1 -Р„= 11.5 кПа; 2-Р„=20кПа; 3 -Р„=31 кПа.

Из рис. 4 видно, что при некотором значении коэффициента ннжекции линия характеристики становится горизонтальной, наступает режим нестабильной работы, при котором при неизменном создаваемом перепаде дав-

ления коэффициент инжекции меняется от нуля до значения в несколько единиц. Это объясняется тем, что на определенной зависящей от начальных условий координате г камеры смешения объемная доля капельной фазы е2 достигает значения 0.5, и, как следствие, происходит инверсия фаз. В результате инверсии фаз инжектируемый газ (в виде пузырей) и жидкость движутся с одинаковой скоростью - отсутствует передача импульса.

Анализируя результаты математического моделирования рассматриваемого процесса, можно сделать выводы, что разработанная математическая модель;

• адекватно описывает гидродинамику процессов в жидкостно-газовых инжекционных аппаратах с диспергированной струей, что подтверждается экспериментальными данными;

• позволяет учесть влияние многих факторов на рабочие характеристики инжектора без проведения дорогостоящих экспериментов на пилотных установках;

• дает возможность определить оптимальную длину камеры смешения;

• предсказывает возможность нестабильной работы инжектора.

Практически все жидкостно-газовые ишкекционные аппараты с компактной струей имеют ц ил и н др ич ее кую камеру смешения. Поэтому математическая модель гидродинамических процессов для таких аппаратов, основанная на уравнениях (1), (2), должна строиться в цилиндрических координатах.

В инжекторе вокруг струи, истекающей из сопла, образуется капельный факел. По мере движения сплошное ядро струи уменьшается. Однако, полный распад струи может достигаться лишь на расстоянии 1.5-4 м, в зависимости от скорости истечения струи и интенсивности ее распада.

Представим физическую картину инжекции газа турбулентной струей, распадающейся на капли. На расстоянии от насадка ъ = (1 - 2)<1р струя сохраняет первоначальную цилиндрическую форму. Далее на поверхности струи появляются волнообразные шероховатости, которые растут по мере удаления от среза сопла. Затем из шероховатостей образуются капли. Объясняются подобные наблюдения тем, что радиальная составляющая скорости капель в 10 - 30 раз меньше осевой, и это определяет время выхода капли из струи и длину, на которой наблюдается образование первых капель.

Размеры капельного факела определяются отношением радиальной и осевой составляющих скорости капель, а также размерами сопла и камеры смешения инжектора. При достижении каплями стенок камеры смешения на них образуется жидкостная пленка. Рост давления в камере смешения происходит в результате передачи импульса от капель к воздуху.

Влияние пленки жидкости, стекающей по стснке камеры смешения, и отрыв от нее капель в данной расчетной схеме не учитываются.

Математическую модель, описывающую гидродинамические процессы, протекающие в камере смешения инжектора в условиях установившегося режима, запишем в виде системы уравнений

Р ( öco <ЗссЛ <ЭР . 1-е,

- to-- +W--=----f.-LS

RT\ дх dz) Sr r e,

Pf 3w dw\ P ЭР . 1-8,.

---CD-+W- =-g---f-Li

RTl, Dr dz) RT dz £|

öu öu

p2 u—-+V—-

=-8P+frS

- 3z (10) f dv dv) sp

f(P£]w},|(PSlco)Ä0 dz от г

dz от г

Начальные условия к системе (10) для ее решения конечно-разностным методом в точке с координатами r° = dp/2, z = О следующие: давление -P(r°,z°) = Р 0> объемная доля газовой фазы - ei(r°,z°) = Ei0, проекция скорости капель на ось z - v(r°,z°) — v проекция скорости капель на ось г -u(r°,z°) = u проекция скорости газовой фазы на ось z - w(r°,z°) = w 0 и проекция скорости газовой фазы на ось г - a>(r°,z°) = со Граничные условия па границе г° - dp/2 - объемная доля капельной фазы и проекции скорости отрыва капель: е2(г0,^) = с2°'', v(r°,2?) = v0,\ и(г°,2?) = и определяются из исходных значений Р„, vp, размеров жидкостно-газового инжекцион-ного аппарата и с использованием модели распада турбулентной струи жидкости на капли.

Оценочный расчет энергетического спектра турбулентных пульсаций показал, что существует три характерных режима распада струи. При малых скоростях истечения струй жидкости - первый режим, когда турбулентные вихри максимального размера не обладают энергией, достаточной для преодоления сил поверхностного натяжения и образования капель. В этом случае распад турбулентных струй вызван касательными напряжениями на их поверхности, возникающими в результате обтекания струй воздухом. Второй режим характерен тем, что размер турбулентных вихрей достигает величины, позволяющей выйти из струи отдельным каплям. В этом случае размеры турбулентных вихрей, способных преодолеть силы поверхностного натяжения, сопоставимы с диаметром струи, следовательно, для нарушения сплошности струи достаточно появления хотя бы одной капли. Для первых двух режимов длина сплошной части струи должна рассматриваться как длина распада.

Третий режим характерен массовым каплеобразованием на поверхности струи, то есть размер турбулентных вихрей, способных образовывать капли, значительно меньше размера струи. В этом случае вокруг струи образуется капельный факел, и для определения длины се распада необходимо рассматривать интенсивность каплеобразования, которая определяется

характеристиками турбулентности. Именно такой механизм распада характерен для турбулентных струй, используемых для инжекции газа в аппаратах химической промышленности.

Предположим, что механизм турбулентного диспергирования струи значительно преобладает над другими механизмами, и капли отрываются от струи в местах выхода из нее турбулентных вихрей в результате преодоления ими сил поверхностного натяжения жидкости.

Размер капель, отрывающихся от струи, определим из условия равенства энергии, подведенной к вновь образующейся капле турбулентными вихрями, и энергии, требуемой на образование новой поверхности

р ея~=0 £ > (I1)

р 6

где {щ - площадь поверхности шероховатости в момент отрыва капли, м2; е - удельная энергия турбулентного вихря, Дж-кг"1.

В момент отрыва капли шероховатости, из которых образуются капли, имеют площадь поверхности большую чем площадь поверхности капли после отрыва.

{ ^ -Сп82, (12)

ш ч

где С - коэффициент, учитывающий, на сколько площадь поверхности шероховатостей превышает площадь поверхности капель того же объема, определялся на основании эксперимента по определению размеров капельного факела.

Энергию турбулентных вихрей размером X можно определить с помощью закона двух третей Колмогорова

е = (13)

где 1 - размер вихрей, м; ^ - скорость диссипации энергии, Вт/кг; для удлиненного цилиндрического сопла при установившемся течении

Предположим, что размер турбулентных вихрей, образующих капли, равен размеру капель. Тогда формула для определения размера капель, образующихся из турбулентной струи жидкости, примет следующий вид

8 = С

1

а3

(14)

где С! коэффициент; С, =[б(1 + С)]/ =3.064.

В результате отрыва шероховатости от струи капля размером 5 приобретает импульс в радиальном направлении за счет уменьшения ее поверхности под действием сил поверхностного натяжения. Энергия, приобретенная каплей, численно равна работе сил поверхностного натяжения.

С учетом (12) получим зависимость для расчета радиальной составляющей скорости отрыва капли

где С2 - коэффициент; С2 - . /12 С - 0.963.

Осевая составляющая скорости отрыва капель численно равна скорости истечения струи из насадка (сопла) v = vp.

Для свободной струи характерно статически однородное поле турбулентности и отсутствие градиентов средней скорости. Такая турбулентность с течением времени вырождается, так как в системе отсутствует подвод энергии. Высокая интенсивность каплеобразования дает возможность предположить, что основная доля диссипируемой энергии турбулентного течения тратится именно на диспергирование струи. С другой стороны, время существования крупных энергонесущих вихрей значительно превышает время распада струи. Это говорит о том, что интенсивность переноса энергии между турбулентными вихрями различных масштабов изменяется несущественно. Следовательно, можно предположить, что скорость диссипации энергии £т в струе после выхода из сопла изменяется незначительно и остается приблизительно равной скорости диссипации энергии в канале истечения.

dN (17)

Ет=--~2- >

ЛС1СТ AI

Рр—¿^^СТ

где: dN - изменение мощности сплошной струи на ее бесконечно малом участке, Вт; d 1„ - длина бесконечно малого участка струи, м; dCT - диаметр не распавшейся части (сплошного ядра) струи, м.

Допустим, что нераспавшееся на капли ядро струи движется со скоростью, приблизительно равной скорости истечения жидкости из насадка (при высоких скоростях, свойственных турбулентным струям, влиянием ускорения свободного падения па относительно коротком участке можно пренебречь).

. (18)

4

На основании (17) и (18) выражение, определяющее степень распада турбулентной струи, будет выглядеть следующим образом

d =d -е VP3 . (19)

CT p

Предположим, что условием полного распада струи на капли является равенство диаметра сплошного ядра струи dCT макромасштабу турбулентных пульсаций Л , т.е. максимальному размеру турбулентных вихрей, существующих в струе. Тогда длина распада струи будет определяться выражением

V'

L = -с In Ь £

fd

(20)

Макромасштаб определим с помощью динамического уравнения энергетического спектра турбулентности. Для случая изотропной структуры потока

3 , Л

= J Е(к)Л,

2 1с

N

(21)

где Е(к) - функция энергетического спектра турбулентных пульсаций (энергетическая спектральная функция), Дж-м-кг"1; и» - динамическая скорость, м/с; кд., к,, - волновые числа, соответствующие макро- и микромасштабу турбуленгпых пульсаций, м"1, кп=2"0"25(16/25)°'5т|"1, кл=А"'.

На рис.5 приведено сопоставление экспериментальных данных Ьэ Мак-Кейога и Ирвина по длине распада турбулентных струй со значениями Ц, рассчитанными по уравнению (20). Отклонения экспериментальных значений Ь, от рассчитанных по формуле (20) не превышают ± 20 %.

5

■4"

I

и

га

'S

с

§

1-

d0» 17 мм

-4.1 Qp

"2 L3 = 17.4 Qp 31

1

7 е

2 3 4 6 6 Расход воды Ор, л(с

Рис. 5. Сопоставление расчетных значений длин распада турбулентных струй с экспериментальными: 1 - формула (20); 2,3 - данные Мак-Кейога и Ирвина для струй с различным уровнем турбулентности.

Предложенные формулы для расчета длины распада турбулентных струй и диаметра сплошной части струи на определенном удалении от на-

садка не требуют трудоемких вычислений, позволяют проводить расчеты с размерными величинами при любых уровнях турбулентности струй, отражают физические процессы, протекающие в турбулентных струях и определяющие диспергирование их на капли. Результаты расчета длин распада турбулентных струй дают хорошую сходимость с экспериментальными данными.

Исходя из соотношения (19), на основании закона сохранения массы можно выразить объемную долю газовой фазы у поверхности струи на расстоянии от сопла, равном /ст, в виде

Предложенная модель распада позволяет определить граничные условия к системе уравнений (10) для дальнейшего численного моделирования процесса инжектирования воздуха турбулентными струями жидкости.

В третьей главе приведены и проанализированы собственные экспериментальные данные, выполнено их сопоставление с результатами расчетоп согласно математическим моделям, рассмотренным выше.

Эксперименты по изучению гидродинамики жидкостно-газового инжектора с компактной струей были проведены нами на установке, схема которой представлена на рис. 6.

Рис. 6. Схема экспериментальной установки 1-емкость; 2-инжектор; 3-циркуляционный насос; 4, 8, 9, 12- вентили; 5-диафрагма; 6-дифманометр; 7-холодильник; 10-крышка; 11-манометр; 13-ротаметр.

(22)

Экспериментальные исследования проводили с насадком, внутренний диаметр которого был равен 17 мм, и камерой смешения диаметром 37 мм и длиной 1 м.

Были проведены опыты по определению размеров капельного факела. В таблице 2 представлены результаты экспериментов и расчетов согласно системе (10) и модели распада турбулентной струи (14), (16), (19) и (22).

Таблица 2

Сопоставление экспериментальных и расчетных значений размера капельного факела

Давление в емкости, МПа Скорость истечения струи из насадка, м/с Высота достижения каплями стенок камеры смешения, м

эксперимент расчет

0.005 10 0.36 0.34

11 0.39 0.37

12 0.41 0.39

13 0.42 0.41

14 0.43 0.42

На основании данных, приведенных в таблице 2, можно сделать вывод о том, 410 предложенная математическая модель для расчета гидродинамических параметров в жидкостно-газовом инжекторе с компактной струей адекватно описывает распространение капельного облака в камере смешения инжектора. Отклонения экспериментальных данных от расчетных не превышают 6%.

При проведении экспериментов как с незатопленнон, так и с затопленной камерой смешения было установлено, что ни в одном опыте не наблюдалось инверсии фаз. Аналогичный результат получен и при численном моделировании гидродинамики инжектора.

При увеличении давления в емкости до 0,02 0,025 МПа наблюдалось выбрасывание жидкостной пленки через верх камеры смешения.

Для жидкостно-газового инжектора с компактной струей, работающего в режиме без инверсии фаз, проведено моделирование гидродинамики при исходных данных, соответствующих условиям проведения эксперимента. Скорости истечения струй из сопла принимали равными 12 ,13 и 14 м/с. Для ряда значений давления смешанного потока Рс определяли коэффициент инжекции.

На основании рис. 7, где результаты численного моделирования сопоставлены с собственными экспериментальными данными, можно сделать вывод, что математическая модель адекватно описывает гидродинамику инжекторов с компактной струей для малых создаваемых перепадов давлений ДРС < 0.01 МПа. Погрешность расчета на этом расчетном интервале не превышает 10%.

экспериментальные данные: X - с незатопленной камерой смешения; О - с затопленной камерон смешения;

Рис. 7. Результаты математического моделирования гидродинамики в жид-коспю-газовом инжекторе с компактной струей

В четвертой главе приведены методики для расчета жидкостпо-газовых инжекторов с компактной и диспергированной струей.

Методика расчета жидкостно-газового инжектора с диспергированной струей заключается в следующем. После выбора диспергирующего устройства, требуемого количества распылителей, схемы их расстановки и диаметра камеры смешения, что позволяет определить начальное значение объемной доли газовой фазы, задается давление инжектируемого газа Р с. Для ряда значений скоростей истечения струй жидкости из распылителей V 0 задастся рабочее значение объемного коэффициента инжекции и0 и определяется начальная скорость газа \у Для каждого варианта исходных данных численными методами решается система (4) и определяется высота аппарата, на которой создается требуемый перепад давления ДРС. По результатам расчета окончательно выбирают рабочие параметры инжекцион-ной установки. Для окончательного варианта, задаваясь рядом коэффициентов инжекции, рассчитывают характеристику инжекционной установки.

Исходными данными для расчета аппарата с компактной струей жидкости являются требуемый расход инжектируемого газа и создаваемый при этом перепад давлений. Длина камеры смешения /с не должна превышать длину распада струи Ц (формула (20)) и должна выбираться из интервала 0.5ХЬЬ < /с < 0.75хЬь. Для требуемого коэффициента инжекции определяют предварительное значение объемного расхода рабочей жидкости <3Р. На основании принятой величины 0Р и скорости истечения струи из насадка ур

(должна приниматься в интервале от 10 до 18 м/с), рассчитывают требуемый диаметр сопла с!р. Окончательно размер сопла выбирают в диапазоне 15-25 мм. В случае, если рассчитанное значение превышает максимальное значение из предложенного интервала, следует переходить к аппарату с несколькими одинаковыми инжекционпыми элементами, состоящими из сопла и камеры смешения. Далее задаются рядом значений диаметра камеры смешения с!с и определяют начальные условия для системы (10); давление -1' объемную долю газовой фазы - Е]0' проекцию скорости капель на ось ъ - V проекцию скорости капель на ось г - и 0> проекцию скорости газовой фазы на ось г - со граничные условия на границе г° - с1р/2 - объемную долю газовой фазы и проекции скорости отрыва капель: е|0' -1, V0'-', и0^ ((14), (16) и (22)), задаются рядом значений проекции скорости газовой фазы на ось г - V/ Для каждого варианта исходных данных решают систему (10) численными методами, что позволяет построить характеристику инжектора для всех вариантов размеров инжекционного элемента. Из сравнения полученных результатов расчета выбирают оптимальный вариант инжектора и его параметры.

Рассмотренные методики расчета дают возможность рассчитать основные геометрические размеры жидкостно-газовых инжекторов с диспергированной и компактной струей жидкости, позволяющие достигнуть их оптимальных рабочих характеристик.

ВЫВОДЫ

1. Проведен обзор существующих конструкций жидкостно-газовых инжекторов с диспергированными и компактными струями жидкости.

2. Выполнен обзор методов расчета жидкостно-газовых инжекторов с диспергированными и компактными струями, выявлены недостатки существующих методик. Проведен сравнительный расчет инжектирующей способности струйных аппаратов с компактной струей по известным методикам. Выявлено значительное расхождение результатов.

3. Предложен единый подход к расчету струйных аппаратов как с компактной, так и с диспергированной струей, в рамках модели взаимопроникающих континуумов, когда инжектор делится на зоны по принципу протекающих в них процессов.

4. На основании экспериментальных наблюдений в инжекторе выделены зоны, которым соответствуют определенные гидромеханические явления.

5. Разработана математическая модель, адекватно описывающая гидродинамику жидкостно-газовых инжекторов с диспергированной струей. Предложена методика их расчета.

6. Выявлена причина возникновения неустойчивой работы жидкостно-газового инжектора.

7. Разработана модель распада турбулентной струи на капли, что позволяет подобрать оптимальную форму и размеры сопла для каждого конкретного жидкостно-газового инжектора с компактной струей.

8. Разработана математическая модель, адекватно описывающая гидродинамику жидкостно-газовых инжекторов с компактной струей. Предложена методика их расчета.

9. Экспериментально изучены режимы работы жидкостно-газового инжектора с компактной струей.

10. Даны практические рекомендации по выбору основных геометрических размеров жидкостно-газовых инжекторов.

Основное содержание диссертации изложено в следующих публикациях

1. Трубаев В.И., Яблокова М.А. Жидкоструйпые газожидкостные аппараты// XII Международная конференция молодых ученых по химии и химической технологии «МКХТ-98»: Тез. докл. - М.; РХ'ГУ им. Менделеева,- 1998,-С. 113-115.

2. Трубаев В.И. Жидкоструйпые газожидкостные аппараты// Научно-техническая конференция аспирантов СПбГГИ(ТУ), посвященная памяти Максима Максимовича Сычева: Тез. докл.- СПб.: СПбГТИ(ТУ),

1999.-Ч.2.-С. 129.

3. Яблокова М.А., Соколов В.Н., Трубаев В.И. Установки для озонирования воды// Тез. докл. Международной научно-технической конференции «Техника и технология очистки и контроля качества воды»: Томск.: ТПИ, 1999,-С. 154- 156.

4. Трубаев В.И., Яблокова М.А. Определение длины распада турбулентной струи жидкости, движущейся в газе //Жури, прикладной химии. -

2000.- Т.73, №9,-С. 1496- 1500.

ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

С- коэффициент пропорциональности; d - диаметр, м; Е(к) - функция энергетического спектра турбулентных пульсаций (энергетическая спектральная функция), Дж-м-кг"'; е - удельная энергия турбулентного вихря, м2/с2; F - количество движения (импульс), кг/(мгхс2); f - удельная сила межфазного взаимодействия, Н/м; площадь поверхности, м2; g - ускорение свободного падения, м/с"; II - высота аппарата, его зоны элемента, м; J - поток массы вещества в единице объема многофазной среды в единицу времени, кг/(м3*с); к - волновое число, м"1; L, 1-длина, м; Р- давление, Па; АР - перепад давлений, Па; Q - объемный расход, м3/с; R - газовая постоянная, Дж/(кг *К); г - текущий радиус, м; Re - критерий Рейнольдса; S - удельная поверхность, м"1; Т - температура, К; t - время, с; и - скорость,

/3

радиальная составляющая скорости капель, м/с; коэффициет инжекции; V - скорость, осевая составляющая скорости капель, м/с; - осевая составляющая скорости газа, м/с; т - координата, м; 8 - размер капли, м; е - объемная доля фазы в многофазной среде; скорость диссипации энергии, Вт/кг; С, - коэффициент извилистости канала; т] - микромасштаб турбулентных пульсаций, м; Л - макромасштаб турбулентных пульсаций, м; X — размер вихрей, м; щ - динамическая вязкость газа, Пахе; р - плотность, кг/м ; о - тензор напряжений, кг/(м2хс2); коэффициент поверхностного натяжения, Н/м; со - радиальная составляющая скорости газа, м/с.

Индексы параметров или величин

0 - начальный; 1 - индекс сплошной (газовой) фазы; 2 - индекс дисперсной (капельной) фазы; Ь - распад, 1 - индекс фазы; порядковый номер узла (расчетной точки); ] - индекс фазы; порядковый номер узла (расчетной точки); к - канал; н ~ инжектируемый поток; о - объемный; отн - относительная; р - рабочий поток; сопло; с - смешанный поток; камера смешения; ст - струя; т - турбулентность; ф - фаза в многофазном потоке; ч - частица; капля; ш - шероховатость; э - эксперимент; * - динамическая.

Основные обозначения

Введение

1. Аналитический обзор

1.1. Обзор конструкций жидкостно-газовых инжекционных установок

1.1.1. Жидкостно-газовые инжекционные установки с диспергированной струей жидкости

1.1.2. Жидкостно-газовые инжекционные установки с компактной струей жидкости

1.2. Обзор методов расчета жидкостно-газовых инжекционных установок ^

1.2.1. Обзор методов расчёта Жидкостно-газовых инжекционных установок с диспергированной струей жидкости

1.2.2. Обзор методов расчета жидкостно-газовых инжекционных установок с компактной струей жидкости

2. Разработка методики расчета жидкостно-газовых инжекционных установок

2.1. Математическая модель, описывающая гидродинамику в жидкостно-газовых инжекторах с диспергированной струей

2.2. Математическая модель, описывающая гидродинамику в жидкостно-газовых инжекторах с компактной струей

2.3. Модель распада турбулентной струи жидкости на капли

2.3.1. Размер капель, отрывающихся от турбулентной струи жидкости

2.3.2. Скорость отрыва капель от турбулентной струи жидкости

2.3.3. Длина распада турбулентной струи жидкости

3. Экспериментальные исследования гидродинамики жид-костно-газовых инжекторов с компактной струей и анализ результатов математического моделирования \

3.1. Описание экспериментальной установки

3.2. Исследование размеров капельного факела в жидкостно-газовых инжекторах с компактной струей

3.3. Исследование инжектирующей способности жидкостно-газового инжектора с компактной струей

4. Методики расчета жидкостно-газовых инжекторов и практические рекомендации

4.1. Методика расчета жидкостно-газового инжектора с диспергированной струей

4.2. Методика расчета жидкостно-газового инжектора с компактной струей

Выводы

Основные обозначения

А - коэффициент; а - расчетный параметр, Па; коэффициент; В - расчетный параметр, Па; Ь - расчетный параметр, Па2; коэффициент; С - коэффициент пропорциональности; с - скорость звука, м/с; коэффициент;

О - расчетный диаметр струи, м; среднеквадратичное отклонение; с1 - диаметр, м;

Е - функция энергетического спектра турбулентных пульсаций, Дж хм/кг; е - удельная энергия турбулентного вихря, Дж/кг; кинетическая энергия турбулентности, Дж/кг;

Б - количество движения (импульс), кг/(м хс ); Р(х) - матрица Якоби; f- площадь, м ; удельная сила межфазного взаимодействия, Н/м; Г(х) - вектор функция;

0 - массовый расход, кг/с; g - ускорение свободного падения, м/с2; Н - высота аппарата, его зоны, элемента, м; Ь - высота, м;

1 - поток массы вещества в единице объема многофазной среды в единицу времени, кг/(м хс);

К - сила межфазного взаимодействия, кг/(м хс ); импульс силы, кг/(м2хс2); к - волновое число, м"1; Ь - длина, м;

1 - характерный линейный размер, м; длина волны, характеризующая энергонесущие вихри, м; т - порядковый номер шага итераций;

N - мощность, Вт;

Р - давление, Па;

АР - перепад давлений, Па;

С) - объемный расход, м /с; д - интенсивность турбулентности, м /с ; Я - газовая постоянная, Дж/(кг хК); г - текущий радиус, м; координата, м; Ле - критерий Рейнольдса; Б - удельная поверхность, м"1; Т - температура, К;

X - время, с; интенсивность турбулентности, %; и - скорость, м/с, радиальная составляющая скорости капель, м/с; коэф-фициет инжекции; флуктуации составляющих скорости, м/с; V- объем, м3;

V - скорость, осевая составляющая скорости капель, м/с;

- суммарная скорость подвода энергии в рассматриваемую полосу волновых чисел за счет нелинейных эффектов, Втхм/кг;

- осевая составляющая скорости газа, м/с; х - координата, м; х - вектор переменных; у - координата, м; ъ - координата, м;

А - перепад, изменение; 5 - размер капли, м; в - объемная доля фазы в многофазной среде; скорость диссипации энергии, Вт/кг; - коэффициент извилистости канала; г| - коэффициент полезного действия; Колмогоровский микромасштаб турбулентности, м;

А - макромасштаб турбулентных пульсаций, м;

X - коэффициент гидравлического трения; размер шероховатостей, м; размер турбулентных вихрей, м; |1 - динамическая вязкость газа, Пахе; V - кинематическая вязкость газа, м2/с; р - плотность, кг/м3; а - тензор напряжений, кг/(м2хс2); коэффициент поверхностного натяжения, Н/м; т - время, с;

Ф - безразмерный коэффициент оо - радиальная составляющая скорости газа, м/с.

Индексы параметров или величин

0 - начальный;

1 - индекс сплошной (газовой); фазы;

2 - индекс дисперсной (капельной) фазы; * - динамическая;

Ь - распад:

I - индекс; порядковый номер узла (расчетной точки); j - индекс; порядковый номер узла (расчетной точки); г - газ; воздух; д - диффузор; ж - жидкость; к - канал; н - инжектируемый поток; о - объемный; отн - относительная; п - пары воды; р - рабочий поток; сопло; насадок; диспергатор; форсунка; с - смешанный поток; камера смешения; ст - струя; т - турбулентность; ф - фаза в многофазном потоке; ч - частица; капля; ш - шероховатость;

3 - эксперимент.

На протяжении всей истории развития химической промышленности газожидкостные технологические процессы составляли значительную долю всех процессов этой отрасли. Теплообмен, абсорбция, десорбция, ректификация, экстракция, эмульгирование, смешение, реакционные процессы - вот неполный список процессов, протекающих при перемешивании и контакте между собой жидкостей и газов.

В микробиологической промышленности также широко распространены газожидкостные процессы, а именно: выращивание микроорганизмов, аэрация культурных сред.

Особенно остро в последние десятилетия перед человечеством встали экологические проблемы. Одна из важнейших экологических задач - очистка сточных вод. Перспективным направлением в этой области является озонирование [1-6].

В настоящее время известно большое количество способов интенсификации технологических процессов [7-12], протекающих в газожидкостных системах. На современном этапе развития химической технологии одним из перспективных направлений является применение жид-костно-газовых инжекторов, разработка и проектирование на их основе новых, высокоэффективных и надежных газожидкостных аппаратов [13 -16].

Другое применение жидкостно-газовых инжекторов - создание технологических линий и производств под вакуумом [17 - 21]. Простота, высокая надежность, относительно малые габаритные размеры и стоимость струйных аппаратов позволяют широко использовать их в качестве устройств для создания вакуума, откачки газов и паров в различных отраслях техники. Это установки для вакуумирования центробежных насосов перед пуском, для откачки парогазовых смесей из конденсаторов турбин, дистилляционных опреснительных установок и из деаэраторов. Создаваемый такими аппаратами вакуум - 0,002 ^ 0,003 МПа. В случае отсасывания паровоздушной смеси из-за практически полной конденсации пара расход откачиваемого пара оказывается в десятки раз больше, чем расход сухого воздуха.

Сравним основные типы устройств, которые используются для смешения газа и жидкости.

Наиболее часто используются различные барботажные устройства: перфорированные трубы, фильтросные пластины, пористые патроны, перегородки из пористой керамики [10]. Достоинством этого метода является минимальный удельный расход энергии. К его недостаткам можно отнести постепенное возрастание сопротивления барбо-теров вследствие засорения малых отверстий, а также низкую интенсивность массопереноса. Невысокая интенсивность массопереноса объясняется быстрой коалесценцией пузырьков газа. Кроме того, регенерация пористых элементов требует остановки и опорожнения рабочих емкостей.

Для достижения высокой скорости массопереноса применяют аппараты с механическими перемешивающими устройствами. Основные недостатки подобных установок - это наличие громоздкого привода, требующего постоянного квалифицированного технического обслуживания, необходимость уплотнения вращающегося вала, высокое потребление энергии и значительная материалоемкость.

Насадочные колонны позволяют достичь сравнительно высокой интенсивности массопереноса, но высокое сопротивление слоя статических элементов требует больших энергозатрат.

Жидкостно-газовые инжекционные аппараты не уступают по интенсивности массопереноса установкам с механическими перемешивающими устройствами [22]. Такие аппараты не содержат движущихся устройств, не требуют сложного оборудования для изготовления, просты в обслуживании, обладают высокой надежностью и ремонтопригодностью.

Практически во всех книгах, посвященных струйным аппаратам, встречаются различные названия устройств данного класса. Наиболее часто для определения используются следующие термины: инжектор (гидроструйный компрессор) или эжектор. Инжектор (французский injecteur, от латинского inj icio - вбрасываю) - это струйный насос для нагнетания газа или жидкости в резервуары. Эжектор - (французский éjecteur - выбрасывать) струйный аппарат, в котором для откачки газов и жидкостей используется кинетическая энергия другого газа или жидкости [23]. Отсутствие единой теории расчета струйных аппаратов привело к неразберихе в классификации. Каждый ученый предлагает свою классификацию, основываясь на подходах к расчету струйного аппарата в зависимости от рабочих условий. Подобную классификацию можно встретить в монографиях Соколова и Зингера [21], Лямаева [24]. Реальному струйному аппарату присущи свойства как эжектора - захват газа из одного пространства, так и инжектора - вброс смешанных сред в другое пространство. На классификацию струйного аппарата не должно влиять, какое пространство является рабочим. В дальнейшем струйный аппарат будем называть инжектором. и

Несмотря на широкое применение жидкостно-газовых инжекторов, до настоящего времени нет единой описательной физической и математической модели гидромеханических процессов, протекающих в таких устройствах. На современном этапе развития технической науки существует два основных подхода к расчету инжекторов. Один основан на интегральных уравнениях сохранения импульса, массы и энергии, другой - использует эмпирические зависимости. Зачастую результаты расчета по различным методикам далеко не соответствуют друг другу. Погрешность расчета в среднем составляет 30 + 120 %, что не позволяет широко применять ни одну из известных методик расчета струйных аппаратов. Поэтому проблема разработки научно обоснованной методики расчета струйных аппаратов является чрезвычайно актуальной.

Целью данной работы является разработка модели, описывающей гидродинамические характеристики процессов, протекающих в жидкостно-газовых инжекторах с компактными и диспергированными струями жидкости, и создание методик расчета указанных аппаратов.

1. АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР

На современном этапе развития химической технологии широкое применение инжекторов на практике привело к появлению большого количества разнообразных конструкций аппаратов данного класса. Широкий спектр жидкостно-газовых инжекционных установок различных конструкций и использование их в рабочих режимах, гидродинамические характеристики которых существенно отличаются, вызвало появление значительного количества методик расчета. Зачастую, такие методики дают результаты расчета, совершенно не соответствующие рабочим параметрам реальных установок. Рассмотрим наиболее типичные конструкции жидкостно-газовых инжекционных установок и методики расчета, предлагаемые различными авторами.

1. Шевченко М.А., Гончарук В.В., Кержнер В.К. Реакции озонирования в водных растворах//Химия и технология воды,-1987,- Т.9.- № 4,- С. 334 - 346.

2. Masschelein W.J. Belgian experiences in the ozonization of water// Ozone: Sei. and Eng.- 1985,- V.7.- № 4,- P. 327 350.

3. Blankenfeld D., Kurzamann G.E., Leitzke O. Das Losen Von Ozon in Wasser//BBR: Brunnenbau, Bau Wasserwerken, Rohrleitungsbau.-1987,- Bd.38 № 8,- S. 297 - 301

4. Zahradnik J., Kastanek F., Kratochvil J., Rylek M. Hydrodynamic characteristics of gas-liquid beds in contactors with ejector-type gas distributors//Collection Czechosl. Chem. Commun.- 1982,- V.47.- P. 1939- 1949.

5. Соколов B.H., Яблокова M.A. Инжекционный абсорбер для озонирования воды// Химическая промышленность,- 1998. № 8,-С. 57 60.

6. Лебедев С.Н., Веригин А.Н, Малютин С.А. Химико-технологические агрегаты для обработки дисперсных систем газ -жидкость// Химико-технологические агрегаты для обработки гетерогенных сред: Межвуз. сб. научн. Тр. СПб.: СПбГТИ, 1999,-С. 80-91.

7. Тишин В.Б., Лепилин В.Н. Массообмен в газожидкостном потоке//Журн. прикл. химии,- 1982,- Т.55,- № 4,- С. 924 926.

8. Яблокова М.А., Соколов ВН., Потучек Ф. Массоперенос при абсорбции труднорастворимых газов в барботажных и газлифтных аппаратах// Журн. прикл. химии 1992 - Т.65,- № 8- С. 1821 -1826.

9. Вайсман Я.И., Букалова Н.П., Ручкинова О.И. Применение пористой керамики для диспергирования озоносодержащего газа при смешении его со сточной жидкостью/ Пермский политехи. Ин-т- Пермь, 1989- Зс,- Деп. в ОНИИТЭХим г. Черкассы 03.03.89, №256-хп-89.

10. Абиев Р.Ш. Режимы и конструктивное оформление резонансной пульсационной аппаратуры: Автореф. дис. . канд. техн. наук. ЛТИ им. Ленсовета Л.: 1990,- 20 с.

11. Кардашев Г.А. Физические методы интенсификации процессов химической технологии М.: Химия, 1990- 208 с.

12. Васильев A.C., Уткин С.П. Разработка и исследование аппаратов с жидкостно-газовыми эжекторами// Повышение эффективности и надежности машин и аппаратов в основной химии: Тез. докл. Всесоюз. науч. конф,- Сумы. ЦИНТИХимнефтемаш, 1986,- С. 17 -20.

13. Новоселов А.Г. Массообмен и поверхность контакта фаз в струйно-инжекционных кожухотрубных сатураторах// Автореф. дис. . канд. техн. наук. Л.: ЛТИХП, 1985,- 16 с.

14. Прохорчик И.П. Интенсификация процесса инжекции воздуха свободными струями жидкости в кожухотрубных струйно-инжекционных аппаратах//Автореф. дис. . канд. техн. наук. Л.: ЛТИХП, 1989.- 16 с.

15. Очистка сточных вод гидролизных предприятий с использованиембиоокислителей высокой удельной окислительной мощности/Афанасьев А.Г., Ленский Б.П., Посупонько C.B. и др. //Гидролизная и лесохим. пром-сть.- 1986,- № 8,- С. 21 22.

16. Лямаев Б.Ф. Применение водовоздушных эжекторов для откачки воздуха из центробежных насосов//Водоснабжение и сан.техника. -1966,-№ 10,-С. 11-13.

17. Астаров H.A. Опреснение и деаэрация воды на судах,- Л: Судостроение, 1996.-268 с.

18. Данюшевский Б.Ю. Местные отсосы с гидроинжекторами при сальниковых центробежных насосах// . Водоснабжение и сан.техника,- 1965,- №1,- С. 8 12.

19. Хлебников И.А. Исследование водоструйного насоса и его применение в железнодорожном водоснабжении// Автореф. дис. . канд. техн. наук. Л.: ЛИИЖД, 1951,- 25 с.

20. Соколов Е.Я., Зингер Н.М. Струйные аппараты,- М.: Энергоатомиздат, 1989,- 352 с.

21. Яблокова М.А., Петров С.И., Соколов В.Н., Сравнение энергетических затрат в аппаратах с диспергированием газа струями жидкости и механическими мешалками./ Ред. Журн. прикл. химии. АН СССР,- Л., 1988. Деп. в ВИНИТИ, 20.05.88, № 3941-В-88.

22. Советский Энциклопедический словарь издание 4,- М.: Советская энциклопедия, 1989,- 1632 с.

23. Лямаев Б. Ф. Гидроструйные насосы и установки,- Л.: Машиностроение, Ленингр. отд-ние, 1988,- 256 с.

24. Балабышко А. М., Зимин А. И., Ружицкий В. П. Гидромеханическое диспергирование,- М.: Наука, 1998,- 331 с.

25. Пажи Д. Г., Галустов В. С. Основы техники распыливанияжидкостей,- M.: Химия, 1984.- 256 с.

26. Дитякин Ю.Ф. Распиливание жидкости,- М.: Машиностроение, 1977,-367 с.

27. Мизин B.A., Чернышов А.А. Форсунки массообменных колонн для системы газ-жидкость,- М.: ЦИНТИХимнефтемаш. Сер. ХМ-1, 1984.-36 с.

28. Хавкин Ю.И. Центробежные форсунки,- Л.: Машиностроение, 1976,- 168 с.

29. Белороссов Е.Л., Галустов B.C., Чуфаровский А.И. Новые прямоточные распылительные абсорбционные аппараты// Абсорбция газов: Тез. докл. Всесоюз. совещания,- Гродно, 1983.Ч. 2,-С. 313-314.

30. Семеновский Ю.В. Исследование процессов тепло- и массообмена при распыливании жидкости в воздушной колонне// Водоснабжение и сан. техника,- 1980,- № 10,- С. 8-10.

31. А.с. 1188499 СССР, МКИ F 28 С 3/06 Охладитель жидкости/ Е.А. Михайлов, А.И. Чуфаровский, B.C. Галустов, В.Л. Ломтев// Заявл. 28.04.83; опубл. 30.10.85; БИ№40.

32. Тепло- и массообмен в прямоточных распылительных аппаратах/ B.C. Галустов, C.B. Аниськин И.Э. Феддер, А.И. Чуфаровский// ТОХТ,- 1987,- Т.21,- № 3,- С. 298-303.

33. Галустов B.C., Чуфаровский А.И. Еще раз о контактных теплообменниках с активной насадкой// Промышленная энергетика,- 1986,- № 9,- С. 46 47.

34. Ужов В.Н., Вальдберг А.Ю., Мягков Б.И., Решидов И.К. Очистка промышленных газов от пыли,- М.: Химия, 1981,- 39 с.

35. Галустов B.C. Прямоточные распылительные аппараты в теплоэнергетике,- М.: Энергоатомиздат, 1989,- 240 с.

36. A.c. 1011540 СССР. МКИ С 02 F 1/20 Устройство для деаэрации/ И.Г. Комарчев, В.М. Нестеренко, Н.И. Качанова// Заявл. 22.07.80; опубл. 15.04.83; БИ№ 14.

37. Справочник по пыле- и золоулавливанию/ Под общ. ред. A.A. Русанова.- М.: Энергия, 1975,- 296 с.

38. Пат. 1574545 SU, МКИ С 02 F 1/78. Станция приготовления питьевой воды/В.Л.Энтин, Л.А.Худяков, А.С.Курников, В.Н.Плотникова, А.Л.Баранов, А.Г.Севастьянов, Н.А.Усачев (SU)// № 4375606/27-26; Заявл. 10.12.87; опубл 30.06.90, БИ № 24.

39. Семеновский Ю.В. Акулыпин В.А. Пыжиков B.C. Эжекционная система аэрации в установках для очистки сточных вод//Водоснабжение и санитарная техника,- 1980,- №7,- С. 4 6.

40. Применение струйной аэрации для биологической очистки производственных стоков /И. И. Караваев, А. В. Солимани, И. Н. Любимова // Транспорт и хранение нефтепродуктов и углеводородного сырья. Научн,- техн. реф. сб.- М.: ЦНИИ МПС, 1976 -вып. 1, С. 17-21.

41. Разумовский Э. С., Медриш Г.Л., Казарян Э.С. Очистка и обеззараживание сточных вод малых населенных пунктов,- 2-е изд., перераб. и доп.- М.: Стройиздат, 1986,- 173с.

42. Мсогосекционные флотационные аппараты/ М.С. Рузаль, P.A. Нейман Ю.Ф. Коротков, H.A. Николаев// В сб. Научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы в области нефтепромыслового машиностроения. Казань: ТатНИИНефтемаш, 1988 С. 28 -32.

43. Пат. РФ № 2114069 по кл. С 02 F 1/78 Установка для озонирования жидкости / Яблокова М.А., Соколов В.Н., Петров С.И., Поспелов А.А.//Заявл. 23.01.97; №97. 100520; опубл. 27.06.98, БИ№ 19.

44. Новоселов А.Г., Прохорчик И.П. Унос газа прямоугольными свободными струями в трубы струйно-инжекционного кожухотрубного аппарата// В сб. Процессы и аппараты пищевых производств, их интенсификация и управление.- JL: ЛТИХП, 1988,-С. 44-49.

45. Bonsignore D.,Volpicelli G.,Campanile A. Mass transfer in plunging jet absorbers// Chem. Eng. Process.-1985.- V.19.- N 2,- P. 85-94.

46. Burgess J.M., Molloy N.A. Gas absorption in the plunging liquid jet reactor//Chem. Eng. Sci.- 1973,-V.28.-N 1,-P. 183-190.

47. Burgess J.M., Molloy N.A., Mc Carthy M.J. A note on the plunging liquid jet reactor// Chem. Eng. Sci.- 1972,- V.27.- N 2,- P.442-445.

48. Patent 105999 ГДР, МКИ 12e4/01, 1974.

49. Suciu G.D., Smigelschi O. Carbon dioxide absorption by turbulent plunging jet of water// Chem. Eng. Sci.- 1976.-V.31,- N 8,- P. 889-897.

50. Кореннов Б.Е. Исследование водовоздушных эжекторов с удлиненной цилиндрической камерой смешения// Автореферат дис. . канд. техн. наук. -М.: ВТИ, 1980. -23 с.

51. Мещеряков Н.Ф. Флотационные машины и аппараты,- М.: Недра, 1982,-200 с.

52. Ohawa A., Kusabiraki D., Sakai N. Effect of nozzle length on gas entrainment characteristics of vertical liquid jet// J. Chem. Eng. Jap.-1987 V.20.- № 3.- P. 295 - 300.

53. Темнов В.К. Основы теории жидкостных эжекторов,- Челябинск.:ЧПИ, 1971,-89 с.

54. Оссовский Б.Г. Теоретическое и экспериментальное исследование гидродинамики процесса жидкогазовой инжекции// Автореф. дис. . канд. техн. наук. М.: МХТИим. Менделеева, 1969,- 19 с.

55. Звездин Ю.Г. Исследоване жидкогазового инжектора с диспергированием рабочей жидкости// Автореф. дис. . канд. техн. наук. М.: МХТИ им. Менделеева, 1972. -21 с.

56. Zenz F.A., Othmer D.F. Fluidization and Fluid-Particle Systems. N.Y.: Reinhold Publishing Corp., I960,- 513 pp.

57. Васильев A.C. Уткин С.П. Исследование и оптимизация затопленных жидкостно-газовых эжекторов// ТОХТ.-1986,- Т.20, №4,- С. 560-564.

58. Яблокова М. А. Аппараты с инжектированием и диспергированием газа турбулентными струями жидкости// Дис. . д-ра техн. наук. СПб.: СпбГТИ(ТУ), 1995,- 384 с.

59. Some flow characteristics of a vertical liquid jet system having downcomers. A.Ohkava, D.Kusabiraki, Y.Kawai and N.Sakai.-Chem. Eng. Sei. V. 41,- №. 9,- p. 2347-2361. 19.86.

60. Берман Л.Д., Ефимочкин Г.И. Методика расчета водоструйного эжектора// Теплоэнергетика. 1964. - №8. - с. 92 - 94.

61. Берман Л.Д., Ефимочкин Г.И. Расчетные зависимости для водоструйных эжекторов//Теплоэнергетика 1964,- №7- С.44-48.

62. Холпанов Л.П., Запорожец Е.П., Зиберт Г.К., Кащицкий Ю.А. Математическое моделирование нелинейных термогидрогазо-динамических процессов в многокомпонентных струйных течениях. М.: Наука, 1998. - 320 с.

63. Роуч П. Вычислительная гидродинамика. Перевод с англ. В.А. Гущина и В.Я. Митницкого под редакцией П.И. Чушкина.- М.:Мир, 1980.-616 с.

64. Крылов В.И., Бобков В.В., Монастырский П.И. Вычислительные методы. Том II,- М.: Наука, 1977,- 400 с.

65. Самарский А.А., Попов Ю.П. Разностные методы решения задач газовой динамики,- М.: Наука, 1992,- 423 с.

66. Трубаев В.И. Жидкоструйные газожидкостные аппараты// Научно-техническая конференция аспирантов СПбГТИ(ТУ), посвященная памяти Максима Максимовича Сычева: Тез. докл.- СПб., СПбГТИ(ТУ), 1999,- Ч.2.- С. 129.

67. Турбулентность: принципы и применения / Под ред. У.Фроста, Т.Модулена; Пер. с англ. В.В. Альтова, В.И. Пономарева, А.Д. Хонькина. М.: Мир, 1980. - 536 с.

68. Grant H.L., Stewart R.W, Moilliet A. Turbulence Spectra from a Tidal Channel// J. Fluid Mech. 1962. №12,- p. 241-268.

69. Островский Г.М. Пневматический транспорт сыпучих материалов в химической промышленности. Л.: Химия, 1984. - 104 с.

70. Ривкинд В.Я., Рыскин Г.М. Структура течения при движении сферической капли в жидкой среде в области переходных чисел Рейнольдса// Изв. Ан СССР. Сер. Мех. Жидкости и газа. 1976,- № 1.-С.9-19.

71. Нигматулин Р.И. Основы механики гетерогенных сред,- М.: Наука, 1978.-336 с.

72. Аэров М.Э., Тодес О.М. Гидравлические и тепловые основы работы аппаратов со стационарным и кипящим зернистымслоем,-Л.: Химия, 1968,-510 с.

73. Охотский В.Б. Параметры пузырей и капель, движущихся в жидкости// Инж. физ. журн,- 1990,- Т.59.- № 1,- С. 109-115.

74. Стырикович М.А., Кутателадзе С.С. Гидравлика газожидкостныхсистем,- М: Госэнергоиздат, 1958,- 586 с.

75. Лойцянский А.Г. Механика жидкости и газа,- М.: Наука, 1973.847 с.

76. Дейч М.Е., Филиппов P.A. Газодинамика двухфазных сред,- М.: Энергия, 1968.-423 с.

77. Biot М. А. Applied mathematics: An art and a.science.- J. Aeronaut. Sei., 1956, May, p. 406-410.

78. Амосов A.A., Дубинский Ю.А., Копченов H.B. Вычислительные методы для инженеров: Учебное пособие. М.: Высшая школа, 1994.-544 с.

79. Волков Е.А. Численные методы: Учебное пособие,- М.: Наука, Главная редакция физико-математической литературы, 1982.— 256 с.

80. Басаргин Б.Н., Гущин Ю.И., Галицкий И.В. Уравнение характеристики струйного аппарата для систем жидкость газ// Массообменные и теплообменные процессы химической технологии. Сб. науч. трудов,- Ярославль.: ЯПИ, 1975,- С. 39 -44.

81. Ибрагимов С.Х. Гидродинамические характеристики струйно-инжекционных кожухотрубных сатураторов// Автореф. дис. . канд. техн. наук. Л.: ЛТИХП, 1984.- 22 с.

82. Мс Keogh E.J., Ervin D.A. Air entrainment rate and diffusion pattern ofplunging liquid jets//Chem. Eng. Sei.- 1981,-V.36.-№ 7,-P. 11611172.

83. Tojo K., Miyanami K. Oxygen transfer in the jet mixers// Chem. Eng. Journal.- 1982,- V.24.- N 1,- P. 89 97.

84. Van de Sande E., Smith J.M. Eintragen von Luft in eine Flüssigkeit durch einen Wasser strahl// Chem. Eng. Techn.-1972,- V.44.- N 20,- P. 1177 1183.

85. Van de Sande E.,Smith J.M. Jet break-up and air entraiment by low velocity turbulent water jets// Chem. Eng. Sci.- 1976,- V.31.- N 3,- P. 219-224.

86. Van de Sande E., Smith J.M. Surface entrainment of air by high velocity water jets// Chem. Eng. Sci.- 1973,- V.28.- N 5,- P. 1161 1168.

87. Яблокова M.A. Аппараты с инжектированием и диспергированием газа турбулентными струями жидкости// Автореф. дис. . д-ра техн. наук. СПб.: СПбГТИ, 1995,- 20 с.

88. Лышевский А. С. Закономерности дробления жидкостей механическими форсунками давления. Новочеркасск: РИО НПИ, 1961.- 186 с.

89. Лышевский А.С. Процессы распыливания жидкостей механическими форсунками. М.: ГНТИ Машгиз, 1963. - 180 с.

90. Chuech S.G., Przekwas A.J., Singhal А.К. Numerical modeling for primary atomization of liquid jets // J. Propulsion. -1991. -4.1. № 6. -P. 879 - 886.

91. Нигматулин P.И. Динамика многофазных сред. 4.1. М.: Наука, 1987.-464 с.

92. Колмогоров А.Н. Локальная структура турбулентности в несжимаемой жидкости при очень больших числах Рейнольдса // ДАН СССР,-1941. Т.30,- № 4. - С. 224 - 229.

93. Обухов A.M. О распределении энергии в спектре турбулентного потока // Изв. АН СССР. Сер. геогр. и геофиз. 1941. - № 5. - С. 453 -463.

94. Колмогоров А.Н. О дроблении капель в турбулентном потоке// ДАН СССР,- 1949,- Т.46,- № 5,- С. 825 828.

95. Tennekes Н., Lumley J.L. A first course in turbulence MIT Press, Cambridge, Massachusetts, 1972,- 648 p.135

96. Хинце И.О. Турбулентность. Ее механизм и теория. М.: Мир, 1963. -383 с.

97. Романков П.Г., Курочкина М.И. Гидромеханические процессы химической технологии. JI.: Химия, 1982. - 288 с.

98. Протодьяконов И.О., Сыщиков Ю.В. Турбулентность в процессах химической технологии,- Л.: Наука,- 1983,- 318 с.

99. Трубаев В.И., Яблокова М.А. Определение длины распада турбулентной струи жидкости, движущейся в газе //Журн. прикл. химии. -2000.-Т.73, №9-С. 1496- 1500.

100. Галустов B.C. Гидродинамика факела распыленной жидкости, ограниченного стенками аппарата// ТОХТ,- 1983,- Т. 17,- № 2,- С. 274-276.