автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Моделирование процесса дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями

г о • •

, 4 «№ «а»

На правах рукописи

ЛЕЖНЕВА НАТАЛЬЯ ВИКТОРОВНА

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДИСТИЛЛЯЦИИ

В РОТОРНО-ПЛЕНОЧНОМ ИСПАРИТЕЛЕ С ШАРНИРНО ЗАКРЕПЛЕННЫМИ ЛОПАСТЯМИ

05.17.08 - Процессы и аппараты химической технологии

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

На правах рукописи

ЛЕЖНЕВА НАТАЛЬЯ ВИКТОРОВНА

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДИСТИЛЛЯЦИИ

В РОТОРНО-ПЛЕНОЧНОМ ИСПАРИТЕЛЕ С ШАРНИРНО ЗАКРЕПЛЕННЫМИ ЛОПАСТЯМИ

05.17.08 - Процессы и аппараты химической технологии

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Работа выполнена в Казанском государственном технологическом ун верситете на кафедре "Процессы и аппараты химической технологии".

доктор технических наук, профессор В.И. Елизаров

доктор технических наук, профессор H.A. Николаев, кандидат технических наук, ст. научный сотрудник Б.Н. Матюшко

Ведущая организация; ОАО "Казанский институт фотоматериалов" (г. Казань)

Научный руководитель -Официальные оппоненты -

Защита диссертации состоится 25 декабря 1998 года в часов на з; седании диссертационного совета Д 063.37.02 при Казанском государстве! ном технологическом университете по адресу: 420015, г. Казань, ул. К. Ма|: кса, 68, корп. А, 3-й этаж, зал заседания Ученого совета.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Казанского государ ственного технологического университета.

Автореферат разослан 24 ноября 1998 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор А. Г. Лаптев

JU

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность. Среди оборудования, применяемого в химической и смежных с ней отраслях промышленности для проведения тепломассооб-мениых и реакционных процессов, значительное место занимают роторно-пленочные аппараты. Они незаменимы при переработке вязких, термолабильных, кристаллизующихся и загрязняющих поверхность теплообмена продуктов. Диапазон конструктивных особенностей роторно-пленочных аппаратов широк, но в промышленности применяют ограниченное число конструкций, к числу которых относятся роторно-пленочные испарители с шарнирно закрепленными лопастями. Они незаменимы при переработке вязких, термолабильных, кристаллизующихся и загрязняющих поверхность теплообмена продуктов.

Однако, применяемые в промышленности роторно-пленочные испарители с шарнирно закрепленными лопастями характеризуются невысокой эффективностью разделения при дистилляции. Повысить эффективность аппаратов путем выбора конструктивных и режимных параметров возможно методом математического моделирования. Обоснованные математические модели процессов дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями в настоящее время отсутствуют. Это обстоятельство не позволяет установить оптимальные технологические режимы процессов разделения в указанных аппаратах и провести реконструкцию аппаратов с целью повышения их эффективности. Поэтому актуальной является задача математического описания процессов тепломассопереноса при дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями.

Цель работы. Разработать математическое описание процесса дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопарями.

Провести исследование процесса на промышленной установке и подтвердить адекватность математической модели.

На основе полученной модели разработать алгоритмы расчета и проектирования роторно-пленочного испарителя с шарнирно закрепленными ло-гастями.

Научная новнзна. Получена замкнутая математическая модель процес-:а дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленны-ш лопастями, базирующаяся на законах сохранения импульса, массы и Tenia, записанных для жидкой пленки, взаимодействие фаз в которой учитыва-тся источниковым членом.

Практическая ценность. Разработанная математическая модель про цесса дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закреплен ными лопастями позволяет рассчитать конструктивные параметры аппарат; и параметры технологических режимов, обеспечивающие получение конеч ных продуктов заданного состава.

Апробация работы. По теме диссертации опубликовано 5 работ. Основные результаты обсуждались на: Международной конференции "Мате матические методы в химии и химической технологии" (Новомосковск 1997), IV Научно-технической конференции "Нефтехимия-96" (Нижнекамск 1996), I Международной научно-технической конференции "Актуальны! проблемы химии и химической технологии" (Иваново, 1997), опубликовань в журнале "Химия и химическая технология" Изв. вузов, 1997 и депониро ваны в ВИНИТИ.

Струстура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четыре: глав, заключения, списка литературы и приложения. Текст диссертации из ложен на 150 страницах машинописного текста, содержит 49 рисунков и таблиц, список литературы из 138 источников отечественных и зарубежны авторов.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы, сформулирована цель ра боты, приведена структура диссертации и кратко изложено ее содержание.

В первой главе изложены назначение и конструктивные особенност роторно-пленочных аппаратов, дан обзор работ по гидродинамике и законе мерностям тепломассопереноса в роторно-пленочных аппаратах. Приведе анализ работ по моделированию процессов разделения в роторно-пленочны аппаратах

Во второй главе проведено исследование турбулентного движени жидкой пленки по внутренней поверхности роторно-пленочного испарител в поле центробежных сил, создаваемом вращающимся размазывающим рс тором с шарнирно закрепленными лопастями. Поскольку движение жидко пленки в роторно-пленочном испарителе, схема которого изображена г рисунке 1, осесимметричное, то целесообразно воспользоваться цилиндр! ческой системой координат (г,ф,г), где г - радиальная координата, ср - азим; тальная, а ъ - осевая. Дифференциальные уравнения турбулентного перенос импульса в жидкой пленке в выбранной системе координат имеют следуй щий вид:

Т)Р"+®2РГ> (О

(2)

5(гУ) Э(гЦ)

-+-

дг дг

= 0,

(3)

ЗУ

где тгг=2(ц+цт)-г-,

эи

дг'

V, и - радиальная и осевая составляющие скорости, ю - окружная скорость вращения ротора, V и ух - коэффициенты кинематической и турбулентной вязкости жидкости, g - ускорение свободного падения, р - давление, р -плотность жидкости

Система дифференциальных уравнений (1)-(3) описывает двумерное поступательно-вращательное движение пленки жидкости в роторно-пленоч-ном испарителе при следующих допущениях:

1) жидкая фаза протекает через аппарат в виде жидкостной пленки;

2) течение жидкой пленки стационарно;

3) жидкость однородна и несжимаема;

4) движущаяся пленка жидкости подвержена действию системы сил: силы тяжести, центробежной силы, силы трения и силы давления.

Проведем оценку членов уравнения движения (2). Принимая во внимание, что толщина жидкой пленки 6 мала по сравнению с высотой аппарата

3(гтк) дтн

Н, будем иметь ~ « г , следовательно, членом ~—в уравнении дг дг дг

переноса импульса (2) можно пренебречь. В результате оценки членов уравнение (2) примет вид

Поскольку на стенке роторно-пленочиого испарителя скорость жидкости и= =У = 0 при г = К, то в пределах тонкой пленки жидкости членами левой части уравнения (3) можно пренебречь и тогда (3) трансформируется в уравнение

Р

ф I д_ ёг г дг

(ПГ7.)+Рё

(3)

1 9 („ \

Интегралом уравнения (4) является

г2 ГФ 1

гтв-Т - + соги* (г).

Т.к т

IV I Л '

: (ц + и

аи

> дг

=н= 0, то сош! (г):

Pg-

Ф (12

2=11-

(5)

(6)

Рис. 1 .Схема роторно-пленочного испарителя с шарнирно закрепленными лопастями.

Подставляя уравнение (5) в уравнение движения (1) с учетом (б), будем шеть

ау 1 у ,

г 2р

а2р й

в Р[

. 1 и

дг2 (к2,2=н

(7)

Проведем дальнейшее преобразование уравнения движения (4). По-

эу эи эи

кольку 6«Н, « следовательно, т гг= (р + р т) при этом равнение (4) упростится:

Ф 1 д (, л эи ^

^ + 7Ыг(и+М^ГР8 = 0 (8)

Интегрируя уравнение (8) по толщине жидкой пленки, будем иметь г=Я

1р Г2(ц + цт)31П ■

И^ГаТ +р8- (9)

I ШI

Т.к т Г21 =(р + р I г--ц = 0, то из уравнения (9) следует, что

^12=н = ря, тогда уравнение (7) трансформируется в уравнение

ЗУ ЭУ . д(п , лдУ\ V . Г с!2р

Граничные условия к дифференциальным уравнениям переноса импуль-1 (3), (9), (10) имеют вид: на входе в аппарат:

и = и0, V = 0, р = р0, б = 60 при г = 0, 1е и0 - средняя расходная скорость жидкой пленки;

на выходе из аппарата:

= при 2 = Н,

где Н - высота аппарата;

на стенке аппарата выполняется условие прилипания жидкости:

и = V = 0 при г = Я,

где К - радиус аппарата;

на поверхности пленки жидкости выполняются следующие условия:

а) баланс напряжений со стороны пара и жидкости:

5и

* гак = (Ц + Ц т) | г=Я-5 = и р,

где и * - динамическая скорость;

б) равенство нулю напряжения:

ЭУ

~~ = 0 при г = 11-5;

в) кинематическое условие для определения толщины жидкой пленки:

д8

V | = и I г=К-8 при Г = Я-8

Для нахождения коэффициентов турбулентного обмена воспользуемс моделью диффузионного пограничного слоя Ландау-Левича:

(II-г))2 (V)3

V т «Б г « а т = р — ,

где V - характерная скорость турбулентных пульсаций, а - поверхностно натяжение.

В качестве характерной скорости турбулентных пульсаций принимаем

' т,- N

динамическую скорость V «и =3- ,

\2к,гаржН

где N - мощность, затрачиваемая на перемешивание жидкости ротором; ъ число лопастей суммарной высоты Н; а - размер валика.

Мощность, затрачиваемая на перемешивание жидкости ротором с плс скими шарнирно закрепленными лопастями постоянной толщины находите по формуле

N = 1 г т Я2 со3 эт 2 у,

где г ш - суммарная масса лопастей, у - угол атаки лопасти. Размер валика определяется из уравнения*

/у \2/7 / __ \ 1/14

-9/14 вл „ 2/7 ~ -5/14

а = кЛ 42 (эту)

N

ржЮ3к42Н;

где к - коэффициент пропорциональности, у - объемный расход жидкости

вл

в каждом валике можно вычислить по формуле V =

V

1-

g532яR

ЗУ V,

где V - объемный расход жидкости через аппарат.

Последовательность решения уравнений переноса импульса следующая:

¿V

1. Полагаем в первом приближении в уравнении движения (10) 0.

2. Система дифференциальных уравнений (3), (9), (10) с соответствующими граничными условиями решается в два этапа:

1) аппроксимация дифференциального оператора алгебраическим,

2) решение полученной системы алгебраических уравнений методом простой итерации в сочетании с методом нижней релаксации.

Для организации итерационного процесса необходимо задать начальные приближения составляющих вектора скорости. В качестве начального приближения продольной скорости и^ ° используют решение уравнения гравитационного ламинарного стекания жидкой пленки по вертикальной поверх-

Ф

ности при отсутствии волнообразования на поверхности и = 0, а ради-

альной скорости - значения, полученные на предыдущем слое.

ж

* Соколов В.Н., Доманский И.В. Газожидкостные реакторы. 1976.-216с.

- Л.: Маш-е,

3. Рассчитанные поля скоростей, давления и толщины жидкой плеш

г ё2р

необходимо уточнить, для чего находим величину И повтоРяем

пункты 2, 3 с учетом фадиента давления, до тех пор, пока не выполнит! условие

¿2рк+1 ¿2рк

к ~ где р ,р -давление на текущей и предыдущей итерациях; е - задана;

точность.

На основании изложенного метода проведен расчет полей скоросте давления, толщины жидкой пленки, касательного напряжения на грани! раздела фаз и турбулентной вязкости в зависимости от режимных и коне руктивных параметров, а также физико-химических свойств жидкой и пар< вой смесей (рис. 1-3).

Рис 1 .Зависимость продольной скорости от числа оборо тов ротора

1 - при г ~ 10

2 - при г = 20

3 - при ъ - 30

-п,об/мин

VI О6, м/с

52

Рис 2. Зависимость радиальной скорости от числа оборотов ротора

1 - при г = 30

2 - при г = 20

3 - при г = 10

п,об/мин

Рис 3. Профиль толщины пленки по высоте аппарата.

1 - при I = 2000 кг/ч

2 - при Ь = 3000 кг/ч

3 - при Ь = 4000 кг/ч

С увеличением числа оборотов ротора увеличивается продольная и уменьшается радиальная скорость. Это обстоятельство объясняется тем, что с ростом чиста оборотов ротора увеличивается турбулентная вязкость, а также происходит увеличение центробежной силы. Как видно из рисунков, чем больше число лопа-ггей, тем выше значение радиальной и ниже значение продольной скорости зследствие уменьшения турбулентной вязкости. Толщина пленки жидкости 5 юзрастает по высоте аппарата. Это объясняется характером изменения скоростей по высоте роторно-пленочного испарителя: уменьшение продольной и увеличение радиальной скоростей. С увеличением расхода питания Ь наблюда-

ется уменьшение толщины пленки жидкости, вследствие значительного yi личения продольной скорости.

В третьей главе проводится исследование тепломассопереноса п; дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленныг лопастями. Система уравнений тепломассопереноса в жидкой пленке в и линдрической системе координат имеет вид:

эт эт 1 ô ( . ч э-n Э2Т

ЭХ ÔX 1 д ( _ . дХ\ д2Х [KJF ,

v ^Г = г(И + Ч + ж (X'- X), (1:

дг dz rdrV dtJ дгг

где X - вектор-столбец мольных долей компонентов в жидкой пленке; X вектор-столбец мольных долей компонентов в жидкости, равновесных с с ставом пара; [D] - матрица коэффициентов молекулярной диффузии; [I] единичная матрица; DT - коэффициент турбулентной диффузии; [Кж] - ма рица коэффициентов массопереноса; а, е^ — коэффициенты молекулярной турбулентной температуропроводности; Т - температура; F - поверхнос массопереноса; \ж- объем жидкости. .

Уравнения переноса массы и тепла в жидкой пленке записаны при сл дующих допущениях:

1) процесс тепломассопереноса стационарный;

2) на границе раздела фаз соблюдается условие равновесия фаз;

3) пар находится в состоянии насыщения.

Последний член в правой части уравнения (12) описывает количест! вещества, перешедшего из жидкой фазы через межфазную поверхность объем паровой фазы.

Граничные условия к дифференциальным уравнениям турбулентно] переноса тепла (11) в жидкой пленке имеют следующий вид: на входе в аппарат:

Т=То при z=0;

на выходе из аппарата:

ЭТ

—= 0 при z = Н;

на стенке аппарата выполняется граничное условие 1-го рода:

Т = Тст при г = R;

на границе раздела фаз температура жидкости равна температуре насыщенного пара:

Т = Тгара при г = R-5. К дифференциальным уравнениям турбулентного переноса массы в жидкой пленке (12) устанавливаются следующие граничные условия: на входе в аппарат:

X = Х0 при z = 0;

на выходе из аппарата:

X = Хк при z = Н; на стенке аппарата выполняется условие непроницаемости стенки:

дХ

— = 0 при г = R;

на поверхности жидкой пленки соблюдается условие фазового равновесия:

X = X* при г = R - 5. Матрицу коэффициентов массопередачи [ Кж ] определяем по уравнению аддитивности фазовых сопротивлений

[Кж] Ш гт [р]'

J п

где [ рж ] и [ рп ] - матрицы коэффициентов массоотдачи в жидкой и паровой фазах соответственно; ^ m j - матрица угловых коэффциентов, касательных к равновесным зависимостям.

Коэффициент массоотдачи в жидкой фазе ржв роторно-пленочном испарителе с шарнирными лопастями запишется следующим образом :

Рж= -22 RenjI0'15 фхйЦ^ ■

Коэффициент массоотдачи в паровой фазе рп в роторно-пленочных испарителях с шарнирно закрепленными лопастями определяется в виде:

Р„/ .208 Ren02 Se/67.

Систему уравнений (11), (12) решают в два этапа: 1) аппроксимация дифференциального оператора алгебраическим,

" Кулов Н.Н.,Малюсов В.А.//ТОХТ.-1968.-т.2.-№5.-с.665-676 " Карасев В.Е.Кулов Н.Н.//ТОХТ.-1988.-т.22.-№1.-с.10-15.

13

2) решение полученной системы алгебраических уравнений методом Г усса.

Для решения уравнений тепло- и массопереноса необходимо знать с< став пара, температуру пара и состав жидкости, равновесный составу пара.

С помощью уравнений Рауля, Антуана и условия Xх} =' решаются Д1

задачи:

1) находится методом Ньютона температура пара при известном соста! пара и давлении;

2) определяется состав жидкости, равновесный составу пара.

Состав пара находится находится из уравнения материального баланс процесса дистилляции, записанного для элементарного участка аппарата.

В соответствии с изложенным методом решения уравнений перенос массы и тепла выполнен расчет зависимостей концентраций, температу] коэффициента массопередачи от режимных и конструктивных параметров, также теплофизических свойств пара и жидкости. Теплофизических свойс, ва рассчитаны для многокомпонентных смесей, а составы - для бинарных.

Зависимость коэффициента массопередачи от давления (рис. 3) имее экстремальный характер. Это объясняется противоречивым влиянием да! ления на коэффициент массоотдачи в паровой фазе и угловой коэффициент

Рис 3. Зависимость кс эфициента массопередачи о давления

1 - при 0=18 кмоль/ч

2 - при 0=17 кмоль/ч

3 - при в=16 кмоль/ч

25 45

р.мм.рт.ст.

Кж10 ,м/с

68,5-

50,5

Рис 4. Зависимость концентрации низкокипящего компонента на границе раздела фаз в сечении 2=3 м от давления

1 - при Ь=17 кмоль/ч

2 - при Ь=18.5 кмоль/ч

3 - при Ь=20 кмоль/ч

5

25

45

р,мм.рт.ст

касательной к равновесной зависимости: с ростом давления коэффициент массоотдачи в паровой фазе увеличивается, что обусловлено увеличением плотности пара, а угловой коэффициент касательной к равновесной зависимости уменьшается. При низких значениях давления (< 20 мм. рт.ст) увеличение коэффициента массоотдачи в паровой фазе более значительно, чем уменьшение углового коэффициента касательной к равновесной зависимости, а при значениях давления, больших 20 мм. рт. ст, наоборот. Увеличение коэффициента массопередачи с увеличением расхода жидкости обусловлено ростом коэффициентов массоотдачи в жидкой фазе. С ростом разряжения концентрация низкокипящего компонента в пленке падает (рис. 4), поскольку изменение давления оказывает значительное влияние на равновесие в двухфазной системе жидкость-пар в процессах дистилляции жидких смесей в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями, причем обычно летучесть компонентов под вакуумом возрастает. Кроме того, расход жидкости и пара влияют на интенсивность тепломассообмен-ных процессов: с увеличением расхода питания и уменьшением расхода от-оираемого пара увеличивается движущая сила процесса массопереноса, а гакже с ростом расхода жидкости увеличивается коэффициент массопередачи.

В четвертой главе изложены результаты расчета промышленных аппаратов ПС-390 и ПС-740 завода СПС ОАО "Нижнекамскнефтехим" на основе лредложенной модели для различных условий на входе аппарата. В таблицах 1,2 показано сравнение расчетных данных для состава кубовой жидкости с экспериментальными при различных расходах и составах питания, Расчетные значения удовлетворительно согласуются с опытными данными, гто подтверждает адекватность разработанной модели процесса дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастя-лп.

Таблш

Сравнение значений составов кубовой жидкости в ПС-390 полученных экспериментально и рассчитанных по разработанной моде.

Питание Состав кубового продукта, % мольн. Расхождеш

расход, кмоль/час состав, % мольн. Эксперимент Расчет результатоЕ %

9.1 73.9 70.83 69.52 1.85

7.3 66.31 45.37 45.22 0.3

8.8 66.58 52.14 53.78 -3.1

9.9 58.58 38.93 36.97 5.03

Таблш

Сравнение значений составов кубовой жидкости в ПС-740 полученных экспериментально и рассчитанных по разработанной моде;

Питание Состав кубового продукта, % мольн. Расхождени Результатов %

расход, кмоль/час состав, % мольн. Эксперимент Расчет

10.6 65.99 58.69 58.82 -0.22

8.7 63.54 48.44 48.4 0.08

9.2 80.17 54.91 54.87 0.07

9.7 70.76 56.01 56.72 -1.2

9.3 59.32 57.5 57.48 0.03

6.96 64.18 52.72 51.84 1.7

8.7 84.58 63.88 66.89 -4.7

7.1 57.87 51.73 51.75 -0.04

6.4 55.23 67.07 67.02 0.07

9.1 52.72 52.78 52.6 0.3

На основе предложенной математической модели процесса дистилляции идких смесей в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленны-и лопастями можно осуществлять выбор технологических режимов про-гсса, при реализации которых получают конечные продукты требуемого устава. Проведен расчет давления на верху роторно-пленочного испарителя С-390, числа оборотов ротора и числа лопастей ротора, обеспечивающих □лучение нижнего продукта заданного состава(таблица 3).

Таблица 3.

Результаты расчета технологических параметров.

Состав куб. жидкости, % мольн. Давление верха РПИ, мм. рт. ст. Число оборотов ротора, об/мин Число лопастей

Высококипя-1иц компонент Низкокипящий компонент

87.2 12.8 25 65 20

92.6 3.4 . 15 60 35

99 1 10 45 20

99.9 0.1 8.4 48 20

Рис.5. Профиль температуры по высоте аппарата.

1 - расчетая температура греющего пара;

2 - температура на поверхности жидкой пленки;

3 - существующая температура греющего пара;

В результате моделирования определена температура греющего пара

оТ

(рис.5) по секциям рубашек,при которой

дг

>0. Температура греющег

г=К

пара в промышленном аппарате одинакова во всех секциях рубашек. Поэт 8Т

> 0 в первой и второй секциях рубашек,а в остальны;

МУ ¥ ЭТ

дг г=к

г=Я <0.

ВЫВОДЫ И ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ

1. Для решения задачи расчета процесса дистилляции жидких смеа проектирования роторно-пленочного испарителя с шарнирно закреплен« ми лопастями и выбора технологических режимов получена замкнутая N тематическая модель тегаюмассопереноса в двухфазных системах жидкое пар.

2. Предложено при описании процесса переноса в турбулентных дв) фазных системах законы сохранения импульса, массы и тепла записыва для жидкой пленки, а взаимодействие фаз учитывать источниковым член! совместно с уравнениями баланса и условиями равновесия.

3. Разработан метод последовательных приближений для решения уре нений движения жидкой турбулентной пленки в поле центробежных сил.

4. Предложен алгоритм расчета процесса дистилляции в роторн пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями, позволя! щий провести расчет профилей скоростей, концентраций й температур ] толщине жидкой пленки и высоте роторно-пленочного испарителя; по. давления и распределения толщины пленки по высоте аппарата.

5. Разработан алгоритм проектирования роторно-пленочного испарите, с шарнирно закрепленными лопастями, обеспечивающего получение В1 ходных продуктов заданного состава, позволяющий выполнить анализ диагностику работы РПИ, а также выработать рекомендации по повышени эффективности процесса разделения.

6. Проведен анализ процесса дистилляции в промышленных аппарат; ПС-390, ПС-740 завода СПС ОАО «Нижнекамскнефтехим». Установлен технологические режимы разделения метилфенилкарбинольной фракщ эпоксидата в промышленном аппарате ПС-390 и фракции ацетофенона П( 740.

Основные положения диссертации опубликованы в работах:

1. Н.В. Лежнева. Математическое моделирование процесса дистилляции метилфенилкарбинольной фракции эпоксидата в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями. Депонирована в ВИНИТИ №3539-В97 от 20.12.97.

2. В.И. Елизаров, Н.В. Лежнева. Математическое моделирование процесса дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями. // Изв. вузов. "Химия и химическая технология". Иваново.1997,с. 112-116.

3. В.А. Белокуров, И.М. Васильев, В.И. Елизаров, Н.В. Лежнева. Моделирование и выбор оптимальных технологических режимов роторно-пленочных испарителей в процессах ректификации метилфенилкарбинольной фракции эпоксидата. // Тезисы докладов на 1У-й международной конференции по интенсификации нефтехимических процессов "Нефтехимия-96". Нижнекамск, 1996.С. 161.

4. В.И. Елизаров, Н.В. Лежнева. Моделирование и выбор оптимальных технологических режимов роторно-пленочных испарителей в процессах ректификации метилфенилкарбинольной фракции эпоксидата. // Тезисы докладов Международной конференции "Математические методы в химии и химической технологии". Новомосковск, 1997, с. 72.

5. В.И. Елизаров, Н.В. Лежнева. Дистилляция метилфенилкарбинольной фракции эпоксидата в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями. // Тезисы докладов 1 Международной конференции "Актуальные проблемы химии и химической технологии". Иваново, 1997, с. 58.

Заказ Тираж 80 экз.

Издательстко-полиграфический центр "Гузель", г. Нижнекамск

¿у - ¿Г .¿>

- Г ' чУ / * ^чУхУ

КАЗАНСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ

УНИВЕРСТИТЕТ

На правах рукописи

ЛЕЖНЕВА Наталья Викторовна

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДИСТИЛЛЯЦИИ В РОТОРНО-ПЛЕНОЧНОМ ИСПАРИТЕЛЕ С ШАРНИРНО ЗАКРЕПЛЕННЫМИ

ЛОПАСТЯМИ

05 Л 7.08 - Процессы и аппараты химической технологии

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель : доктор технических наук, профессор Елизаров В.И.

Казань-1998

СОДЕРЖАНИЕ

стр.

ВВЕДЕНИЕ 4

ГЛАВА I. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ РАЗДЕЛЕНИЯ ЖИДКИХ СМЕСЕЙ В РОТОРНО - ПЛЕНОЧНЫХ ИСПАРИТЕЛЯХ.

1.1. Роторно - пленочные аппараты для разделения жидких смесей. 7

1.2. Гидродинамика роторно - пленочных аппаратов. 9

1.3. Кинетика тепло - и массопереноса в роторно - пленочных аппаратах. 14

1.4. Математические модели роторно - пленочных аппаратов. 23

ВЫВОДЫ 27

ГЛАВА II. ГИДРОДИНАМИКА ЖИДКОЙ ПЛЕНКИ В РОТОРНО-ПЛЕНОЧНОМ ИСПАРИТЕЛЕ.

2.1. Уравнения движения жидкой пленки. 32

2.2. Преобразование уравнений переноса импульса в жидкой пленке. 34

2.3. Определение коэффициентов турбулентного обмена импульса, массы

и тепла. 38

2.4. Метод решения уравнений переноса импульса в жидкой пленке. 42

2.5. Численный эксперимент по гидродинамике жидкой пленки. 48

ГЛАВА III. КИНЕТИКА ТЕПЛО - И МАССОПЕРЕНОСА В РОТОРНО -ПЛЕНОЧНОМ ИСПАРИТЕЛЕ.

3.1. Уравнения тепло - и массопереноса в жидкой пленке. 78

3.2. Определение коэффициентов массопереноса. 80

3.3. Решение уравнений переноса и расчет полей температур и концентраций по секциям роторно - пленочного испарителя. 86

3.4. Численный эксперимент по кинетике тепло - и массопереноса в жидкой пленке . 97

ГЛАВА IV. МЕТОД РАСЧЕТА ПРОМЫШЛЕННЫХ РОТОРНО -ПЛЕНОЧНЫХ ИСПАРИТЕЛЕЙ . ПРОМЫШЛЕННЫЙ ЭКСПЕРИМЕНТ.

4.1. Сравнение расчетных данных с результатами промышленного

эксперимента. 115

4.2. Разработка алгоритма расчета и проектирования роторно -пленочных испарителей с шарнирно закрепленными лопастями. 119

4.3. Выбор технологических режимов процесса дистилляции. 134

ВЫВОДЫ 138

ЛИТЕРАТУРА 140

ПРИЛОЖЕНИЕ

147

ВВЕДЕНИЕ.

Способ проведения различных процессов массо - и теплообмена , совместного тепломассообмена и химического взаимодействия путем контактирования газа или пара с тонкой пленкой жидкости наряду с барботажем является одним из наиболее важных в химической технологии.

Эффективный метод интенсификации указанных процессов - осуществление их в поле центробежной силы. Принцип наложения на жидкую или газовую (паровую) фазы ( или на обе фазы одновременно ) турбулизующего воздействия с помощью специального вращающегося устройства - ротора используется в роторно-пленочных аппаратах (РПА), которые широко применяются в химической и смежных с ней отраслях промышленности.

Достоинством этих аппаратов является сравнительно небольшое гидравлическое сопротивление,малое время пребывания продуктов в аппарате (5-20 с.) , поэтому они незаменимы при переработке вязких , термолабильных, кристаллизующихся и загрязняющих поверхность теплообмена химических веществ.

Однако, применяемые в промышленности роторно-пленочные испарители с шарнирно закрепленными лопастями характеризуются невысокой эффективностью разделения при дистилляции. Решение данной проблемы возможно экспериментальным путем. Но такой подход связан с постановкой дорогостоящих и часто трудноосуществимых экспериментов. Повысить эффективность аппарата путем выбора режимных и конструктивных параметров возможно методом математического моделирования. Обоснованные математические модели процессов дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями в настоящее время отсутствуют. Это обстоятельство не позволяет установить оптимальные технологические режимы процессов разделения в указанных аппаратах и провести реконструкцию аппаратов с целью повышения их эффективности.

Поэтому актуальной является задача математического описания процессов тепломассопереноса при дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями.

В работе предлагается на основе законов сохранения импульса, массы и тепла построить приближенное математическое описание процессов массопереноса в жидкой пленке, взаимодействующей с потоком пара в поле центробежной силы, в зависимости от технологических и конструктивных параметров роторно-пленочного испарителя с шарнирно закрепленными лопастями и на этой основе разработать алгоритмы их выбора.

Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав,заключения,списка литературы и приложения.

В первой главе изложены назначение и конструктивные особенности роторно-пленочных аппаратов,дан обзор работ по гидродинамике и кинетике тепломассопереноса в роторно-пленочных аппаратах,а также проведен анализ работ по моделированию процессов разделения в указанных аппаратах.

Во второй главе проведено исследование турбулентного движения жидкой пленки по внутренней поверхности роторно-пленочного испарителя в поле центробежной силы, создаваемом вращающимся размазывающим ротором с шарнирно закрепленными лопастями.

В третьей главе проведено исследование тепломассопереноса при дистилляции в роторно-пленочном испарителе с шарнирно закрепленными лопастями.

В четвертой главе изложены результаты расчета промышленных аппаратов завода СПС ОАО "Нижнекамскнефтехим" на основе предложенной модели при различных условиях на входе аппарата.

Материалы диссертации опубликованы в тезисах докладов конференций : "Математические методы в химии и химической технологии" (Новомосковск, 1997),"Нефтехимия-96" (Нижнекамск, 1996), "Актуальные проблемы химии и химической технологии" (Иваново, 1997), журнале "Химия и химическая технология" Изв. вузов, 1997 и депонированы в ВИНИТИ.

Работа выполнена на кафедре процессов и аппаратов химической Казанского государственного технологического университета.

I. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ РАЗДЕЛЕНИЯ ЖИДКИХ СМЕСЕЙ В РОТОРНО - ПЛЕНОЧНЫХ ИСПАРИТЕЛЯХ .

1.1 Роторно - пленочные аппараты для разделения жидких смесей.

Роторно - пленочные аппараты применяются для проведения многих химико-технологических процессов,связанных с переработкой различных жидких смесей с широким диапазоном физико-химических свойств , и делятся на теплообменные ( роторно-пленочные испарители ) и массообменные . В работах [ 1 - 6 ] сообщается о применении теплообменных роторно-пленочных аппаратов ( РПИ) в процессах дистилляции и выпаривания различных продуктов.Основным преимуществом РПИ по сравнению с испарителями с падающей пленкой является более высокая степень выпаривания.Особенно ощутимо преимущество роторно - пленочных испарителей при работе под вакуумом.Помимо применения РПИ в качестве основных технологических аппаратов для проведения указанных выше процессов,перспективным является использование этих аппаратов в ректификационных установках.Успешное использование роторно - пленочных аппаратов в качестве жидкофазных химических реакторов для проведения быстропротекающих экзотермических реакций показано в работах [ 2,7-9 ]. В литературе [ 10-28 ] указаны примеры применения РПА для массообменных процессов , в частности , ректификации и абсорбции. Одной из разновидностей массообменных роторно-пленочных аппаратов являются аппараты системы Подбильняка,основным элементом которого является спираль Архимеда [29].Достоинством РПА со спирально-свернутым ротором является компактность ; большая поверхность контакта фаз ; незначительный брызгоунос ; способность работы в наклонном положении до углов 45-50°, при вибрациях , во время передвижения.

Роторно - пленочные аппараты представляют собой цилиндрические или конические аппараты вертикального или горизонтального

исполнения, основными элементами которых является ротор, распределительное устройство для жидкости и сепаратор - брызгоотделитель . Корпус аппарата снабжен нагревательной рубашкой , внутрь которой подается теплоноситель .

По способу доставки жидкости на теплообменную поверхность и конструкции ротора теплообменные роторно - пленочные аппараты ( РПИ ) можно разбить на пять основных типов [11]:

1) испарители с лопастным ротором , который образует зазор с теплообменной поверхностью [ 5,13 ];

2) испарители с размазывающим ротором [ 6,30-32 ];

3) конические испарители с регулируемым зазором между стенкой и ротором [ 33-39 ];

4) испарители с дистанционной доставкой жидкости на теплообменную поверхность под действием центробежной силы [ 34-36 ];

5) испарители с вращающейся теплообменной поверхностью [ 37-42 ].

По конструкции роторных устройств моссобменные роторно - пленочные аппараты подразделятся на колонны со спиралеобразным ротором [ 10 , 19 -24,29,43-48 ], с размазывающим ротором [ 15-18,43,49-50 ], с вращающимся внутренним цилиндром [ 15,51-57 ], с вращающимся конденсатором [ 58-67 ], с набором коаксиальных цилиндров [ 17 ], с набором чередующихся вращающихся и неподвижных дисков [ 44 - 45,59 ].

Применение роторно - пленочных аппаратов для массообменных процессов ограничено проблемой масштабного перехода.Это объясняется тем,что переход от лабораторных роторно-пленочных теплообменных аппаратов к крупным промышленным аппаратам может быть осуществлен посредством простого увеличения размеров испарителя без принципиальных изменений его конструкции.При создании роторно-пленочных массообменных аппаратов большой мощности на основе известных лабораторных конструкций должен быть сохранен принцип распределения в виде тонких слоев жидкой и

газовой ( паровой ) фаз при высокой пропускной способности , в отличие от теплообменных роторно-пленочных аппаратов,где обеспечивается тонкослойное распределение только жидкой фазы.Простым наращиванием размеров аппарата эта проблема не может быть решена. Поэтому в настоящее время РПА используются в промышленности, в основном, для осуществления теплообменных процессов и лишь незначительно для проведения массообменных процессов .

Диапазон конструктивных особенностей РПА широк ,однако промышленное применение находят ограниченное число конструкций,к числу которых относятся роторно-пленочные испарители с шарнирно закрепленными лопастями.Эти испарители являются одними из самых универсальных роторно-пленочных аппаратов. Они пригодны для переработки различных химических продуктов , полимеров , масел , кислот , продуктов пищевой и химико-фармацевтической промышленности микробиологических продуктов ,а также сточных вод различных производств.Благодаря способности ротора с шарнирно закрепленными лопастями очищать теплообменную поверхность можно использовать данные аппараты для переработки налипающих и вязких жидких смесей с большой степенью концентрирования вплоть до получения порошкообразного остатка.

1.2 Гидродинамика роторно - пленочных аппаратов.

Гидродинамическая картина течения пленки жидкости, а так же газа (пара) играет важную роль в процессах тепломассопереноса осуществляемых в роторно - пленочных аппаратах. Характер течения пленки жидкости зависит от физических свойств перерабатываемых веществ;типа и конструктивных особенностей ротора и аппарата;вида процесса и.т.д., поэтому единое

уравнение,достаточно точно описывающее картину течения на основе только общих физических соображений,отсутствует.

По общепринятым представлениям поток жидкости в роторно - пленочном аппарате с шарнирно закрепленными лопастями можно разбить на две четко различимые части : на так называемую носовую волну ( валик ) перед лопастью и на тонкую пленку жидкости , стекающую по стенке аппарата.

В аппаратах с жестко закрепленными лопастями образование носовой волны возможно лишь после достижения определенной нагрузки по жидкости и ее равномерном распределении по внутренней поверхности аппарата,при узком зазоре между кромкой лопасти и стенкой аппарата.При этом расход жидкости по высоте аппарата в результате испарения должен изменяться несущественно. Данные о форме валика различны . Если в работе [ 68 ] показано , что форма валика близка к цилиндрической , то в работах [1,69] высказывается мнение о треугольном сечении валика.В роторно - пленочных аппаратах с жесткими лопастями жидкая пленка за лопастью как правило более толстая,чем за лопастью шарнирного типа.

При экспериментальном исследовании гидродинамики РПА с жесткими и шарнирно закрепленными лопастями была обнаружена [ 70 ] более сложная пространственная структура течения , включающая помимо валика перед лопастью и тонкого слоя стекающей жидкости за ней,облако в окрестности кромки перед лопастью,состоящее из мелких капель жидкости,а за лопастью -пенообразный,постепенно сужающийся хвост.Носовая волна может содержать большое количество пузырьков пара.При дистилляции и в случае протекания газожидкостных реакций гидродинамическая обстановка еще более сложная. Распределение жидкости в облаке перед лопастью,в хвостовой части и в стекающей пленке зависит в первую очередь от скорости вращения ротора , числа и типа лопастей , расхода жидкости , ее вязкости и.т.д.

Экспериментальное исследование гидродинамики пленки жидкости в роторно - пленочных аппаратах проведено в ограниченном количестве работ и сводятся

,в основном, к измерению средней толщины пленки.Толщина жидкой пленки является одним из важных параметров , характеризующих гидродинамику пленочного течения.При исследовании характера течения жидкости в РПА с шарнирно закрепленными лопастями Шнейдер [ 71 ] обнаружил,что толщина пленки растет с увеличением плотности орошения и тем быстрее,чем выше вязкость.Зависимость средней толщины пленки от скорости вращения ротора и ее возрастание с увеличением числа оборотов ротора отмечено в работах [ 7,8,72 ]. Бабос и Уйхиди [ 7,8 ] полагают,что возрастание средней толщины пленки с увеличением скорости вращения ротора для жидкостей с различной вязкостью различно , а в работе [ 78 ] - одинаково. В работах [ 74-76 ] исследовались закономерности изменения толщины пленки в роторно -пленочных аппаратах с размазывающим ротором.Авторами указанных работ получена формула для расчета гидравлического диаметра валика:

4 = 1.73 & . (1.2.1)

V Рж £г

Уравнение ( 1.2.1 ) свидетельствует о независимости гидравлического диаметра валика от скорости вращения ротора. Противоположные данные, свидетельствующие о возрастании толщины пленки с увеличением скорости вращения ротора,приводятся в работе [ 49 ] :

я „ 1/6

о ~ п

В роторно - пленочных аппаратах с лопастным ротором образующим зазор со стенкой корпуса ,Доманским И.В., Авдонькиным А.Ф. и Соколовым В.М. предложено уравнение для расчета толщины пленки [ 77 ] :

— = 0.75 — + 0.35 г0'25 Кк ЯК

Г - Г,

0.57

Ргц0'57 Явц °'75 . (1.2.2)

ру

Из уравнения ( 1.2.2 ) следует, что толщина пленки 5 представляется в виде суммы толщины пленки в "спокойных" зонах и суммарной площади сечения валиков, деленной на смоченный периметр аппарата.

Если в роторно - пленочных аппаратах, в которых ротор образует зазор со стенкой аппарата, зазор между ротором и статором больше толщины пленки, то лопасти ротора не имеют непосредственного контакта с пленкой жидкости и воздействие их на жидкость осуществляется посредством перемешиваемого и приведенного во вращательное движение газа (пара). Режим течения перемешиваемого ротором газа (пара) практически всегда является турбулентным [ 69 ].

Исследования гидродинамики газовой (паровой) фазы в РИА сводится, в основном, к определению гидравлического сопротивления аппарата. Для роторно - пленочных аппаратов со спиралеобразным ротором Н.И.Гельпериным и В.И.Пебалком в работе [ 46 ] рекомендуется расчет коэффициента трения для сухого канала производить по формуле :

/.Л 2.46

X = 45 103 Rey"0'8

а

KhJ

а для смоченного канала :

Í л2-46

X = 7.6 104Rey"1,06 (—) ,

у \ъ)

где а - высота канала, b - его ширина .

Для роторно - пленочных аппаратов с размазывающим ротором эффективный коэффициент трения можно рассчитать по уравнению , предложенному Олевским В.М. и Ручинским В.В. [ 49 ] : X = 188.2 Rey"0'636 при Rey < 100 , X = 27.64 Rey"0'36 при Rey > 100 . Коэффициент трения газовой (паровой) фазы в колонне с набором коаксиальных цилиндров по данным работы [ 45 ] определяется по формуле

Х= 1.8 Rey

-0.222

а в роторном лопастном абсорбере при неподвижном сухом роторе по уравнению [ 25 ]

X = 2.83 Rey

-0.295

Исследуя гидродинамику жидкой и газовой (паровой) фазы в колонне с

цилиндрическим ротором,Тейлор [ 78 ] обнаружил ,что при достижении

определенного значения скорости вращения ротора в жидкости и газе (паре)

возникают правильно чередующиеся вихри с левым и правым

вращением.Согласно данным работ [ 79-81 ] скорость вращения вихря можно

найти по формуле

~ ( 2 2 \ ®вихря ~ V ® ~ ®крит ) 5

а работы [ 82 ] - из соотношения

®вихря ~ © - ®крит •

Значение скорости вращения ротора,соответствующее началу появления

вихрей Тейлора , определяется по формуле [ 83 ] _ 4L2vy г

®крит 1/9 )

■'крит 3/2 у 2