автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Очистка крупнотоннажных газовых выбросов в вихревых аппаратах с пористыми вращающимися распылителями

то 1 О I О! (/

ГУМЕРОВА ГУЗЕЛЬ ХАЙДАРОВНА

ОЧИСТКА КРУПНОТОННАЖНЫХ ГАЗОВЫХ ВЫБРОСОВ В ВИХРЕВЫХ АППАРАТАХ С ПОРИСТЫМИ ВРАЩАЮЩИМИСЯ РАСПЫЛИТЕЛЯМИ

05.17.08 - Процессы и аппараты химических технологий

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

2 5 НОЯ 7010

Казань 2010

004613730

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Казанский государственный технологический университет» на кафедре «Оборудование пищевых производств».

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор Николаев Николай Алексеевич

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Лаптев Анатолий Григорьевич

кандидат технических наук, Мухаметзянова Асия Габдулмазитовна

Ведущая организация: Уфимский государственный нефтяной технический университет

Защита диссертации состоится 26 ноября 2010 года в 14.00 на заседании диссертационного совета Д 212.080.06 при Казанском государственном технологическом университете по адресу: 420015, г. Казань, ул. К.Маркса, 68 (зал заседаний учёного совета), А-330.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Казанского государственного технологического университета.

Автореферат разослан «Л,

Учёный секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор

2010 г.

С.И. Поникаров

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы.

В настоящее время все более остро встает проблема очистки крупномасштабных газовых выбросов химических, нефтехимических и смежных с ними промышленных предприятий от химически и экологически вредных примесей, в том числе - парниковых газов (диоксид углерода, метан, окислы азота, и др.). Особое внимание уделяется очистке газовых выбросов от диоксида углерода.

Однако используемое в настоящее время очистное оборудование промышленных предприятий не может обеспечить очистку крупнотоннажных газовых выбросов (млн. м3 в час), в силу своей низкой пропускной способности по газовой фазе (не более 1,5-2,0 м/с).

В связи с этим представляется целесообразным применение для указанных целей полых вихревых аппаратов, скорость газа в которых достигает 20-25 м/с. Полые вихревые аппараты обладают малым гидравлическим сопротивлением и развитой межфазной поверхностью, достигаемой за счет тонкого распыления жидкости. Вместе с тем, практически все распыливающие устройства создают полидисперсный факел жидкости, что существенно осложняет их промышленную реализацию.

Поэтому разработка диспергирующих устройств, обеспечивающих практически монодисперсное распыление жидкости, является актуальной задачей, решение которой будет способствовать быстрейшему промышленному применению полых вихревых аппаратов.

Цель работы н основные задачи исследования.

Цели работы заключались в экспериментальном и теоретическом исследовании гидродинамики и массообмена в полых вихревых аппаратах с пористыми вращающимися распылителями (ПВР) применительно к решению проблемы эффективной очистки крупнотоннажных газовых выбросов промышленных предприятий.

В непосредственные задачи исследования входило:

- экспериментальное исследование дисперсного состава жидкости, распыленной пористыми вращающимися распылителями с различным средним размером диспергирующих элементов в широком диапазоне нагрузок по жидкости и чисел оборотов ротора;

- разработка методики расчета траектории капель в полых вихревых аппаратах с ПВР;

- экспериментальное исследование процесса физической сорбции диоксида углерода каплями жидкости по радиусу аппарата и пристенной пленке жидкости и сопоставление полученных результатов с известными моделями массопереноса в каплях;

- разработка математического описания процесса химической сорбции диоксида углерода и технологической схемы процесса.

* работа выполнена под руководством к.т.н. Дмитриева A.B.

уЧ

Научная новизна работы.

1. Выполнено экспериментальное исследование гранулометрического состава жидкости при распылении её пористыми вращающимися распылителями (ПВР) при различной структуре поверхности распылителей и скорости их вращения. Проведено сопоставление полученных результатов с дисперсным составом жидкости при использовании других типов распыливающих устройств.

2. Представлен численный метод решения системы уравнений, описывающих динамику капель в объеме полого вихревого аппарата с ПВР.

3. Впервые в аппаратах с ПВР проведено экспериментальное исследование процесса физической сорбции диоксида углерода каплями жидкости по радиусу аппарата, а также в пристенной пленке жидкости и сопоставление полученных результатов с известными моделями массопереноса в каплях.

4. Выполнено математическое описание процесса химической сорбции диоксида углерода раствором метилдиэтаноламина (МДЭА) и технологической схемы процесса.

Практическое значение работы.

- Предложен полый вихревой аппарат с пористыми вращающимися распылителями (защищен патентом РФ № 76576, Бюллетень № 27 27.09.2008), обладающий большой пропускной способностью по газовой фазе, низким гидравлическим сопротивлением и малыми капитальными затратами, обеспечивающий практически монодисперсное распыление поглотителя.

- Предложена технология очистка крупнотоннажных газовых выбросов от диоксида углерода в полых вихревых аппаратах с ПВР раствором МДЭА.

- Разработана инженерная методика расчета и проектирования аппарата с ПВР, обеспечивающая заданную степень очистки промышленных газов от диоксида углерода.

На защиту выносится:

- Результаты экспериментального исследования дисперсного состава жидкости, распыленной пористым вращающимся распылителем диаметром 50мм с различной структурной поверхностью (ПВР 250, ПВР 400) при различных скоростях вращения ротора и скоростях газовой и жидкой фаз.

Сопоставление дисперсной структуры потока жидкости с результатами, полученными при исследовании других распыливающих устройств.

- Численное исследование траекторий движения капель жидкости в полых вихревых аппаратах с ПВР

- Впервые получены результаты экспериментального исследования процесса физической сорбции диоксида углерода в широком диапазоне нагрузок как в условиях дисперсного, так и пленочного течения жидкости. Установлен эффект влияния на массоперенос удара капель о пленку жидкости и предложено его математическое описание.

- Математическое описание процесса химической сорбции диоксида углерода раствором метилдиэтаноламин (МДЭА) и технологическая схема процесса.

Лнчное участие. Все результаты работы получены Гумеровой Г.Х. под руководством д.т.н., профессора Николаева H.A. и к.т.н. Дмитриева A.B.

Апробация работы. Основные положения и отдельные результаты докладывались и обсуждались на V-й Международной научно-технической конференции «Наука, образование, производство в решении экологических проблем (Экология-2008)», г. Уфа, 2008; IX-й Международной конференции молодых ученых «Пищевые технологии и биотехнологии», г. Казань, 2008; Второй Всероссийской студенческой научно-технической конференции «Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология», Казань, 2008.

Публикация работы. По теме диссертационной работы опубликовано 10 статей, из них 3 в журналах, соответствующих перечню ВАК, 1 патент Российской Федерации № 76576. Опубликовано: 27.09.2008 Бюллетень № 27.

Объем н структура работы. Диссертация состоит из введения, 6 глав, содержащих основные результаты исследования, выводов по работе и списка литературы, составляющего 92 источника. Работа изложена на 114 страницах, содержит 50 рисунков и 11 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснован выбор высокоэффективного оборудования для целей очистки крупнотоннажных газовых выбросов промышленных предприятий от химически и экологически опасных компонентов, определены цель и задачи исследования.

В первой главе приводится критический анализ литературных и патентных источников, касающихся способов распиливания жидкости и получения объёмного равномерного факела распыла монодисперсной структуры. Наиболее перспективны для этих целей полые вихревые аппараты с диспергированием жидкой фазы, работающие при скоростях газа 20-25 м/с.

Высокая среднерасходная скорость газа, сочетающаяся с низким гидравлическим сопротивлением, позволяет эффективно использовать их при очистке крупнотоннажных газовых выбросов.

Однако, полые вихревые аппараты не получили широкого распространения из-за низкого качества работы механических распылителей жидкости (форсунок), не обеспечивающих равномерного распределения жидкости в объеме аппарата и характеризующихся широким спектром размеров капель, что существенно осложняет их проектирование и расчет.

В связи с этим представляется перспективным использование в полых вихревых аппаратах пористых вращающихся распылителей (ПВР) жидкости, выполненных в виде цилиндрических стаканов из пористого материала с близкими по размерам частицами, образующими их наружную поверхность.

Каплеобразование на поверхности ПВР происходит на границе материала. Размеры капель определяются размерами частиц пористого материала и окружной скоростью вращения распылителя.

1 - двигатель; 2 - штуцер для входа газа; 3 - пористые вращающиеся распылители; 4 - узел распределения жидкости; 5 - штуцер для выхода жидкости; 6 - опора подвесного вала; 7 - штуцер для выхода газа.

Схема полого вихревого аппарата с использованием пористых вращающихся распылителей представлена на рис.1.

Такие устройства позволяют получить равномерный по высоте аппарата факел распыленной жидкости с высокой степенью монодисперсности.

Во второй главе дается сравнительная характеристика пористых материалов с высокими значениями пористости и прочности, что обуславливает высокую пропускную способность распылителя, и возможность использования высоких скоростей вращения ротора. Кроме того, необходимыми требованиями являются стойкость к агрессивным средам, температуростойкость и экономичность.

В третьей главе Предшествующие исследования составляющих скорости двухфазного потока в ПВР показали (рис.2), что введение в поток газа дисперсной фазы оказывает существенное влияние на его структуру и приводит к значительному снижению тангенциальной составляющей скорости, а также гидравлического сопротивления.

Профиль осевой скорости газа при увеличении расхода дисперсной фазы постепенно изменяется и приближается к форме, характерной для осевого течения в кольцевом канале. Профили относительной осевой, тангенциальной составляющих скорости газа и статического давления совпадают при одинаковых отношениях массовых расходов жидкости и газа (L„,/G„, = const), а изменение скорости истечения жидкости из отверстий оросителя практически не оказывает влияния на структуру газового потока.

\VJ\V

X

2 3

0,6

2

3

4 0,4

5

5

6

6

0,2

о

0,3

1 н-1-.- о -м-1-1-

0,25 0,5 0,75 г/Яа 0,25 0,5 0,75

Рис. 2. Профили тангенциальной и осевой скорости газа в условиях двухфазного течения: Оа= 100 мм; //£>„ = 2,85; А - 2,17;№'„г, м/с: а - 15; б - 20; в - 25; ¿,„/а„„ кг/кг: 1 - 0; 2 - 0,2; 3 - 0,4; 4 - 1,6; 5 - 0,8; 6-1,6.

Сопоставление результатов, полученных в аппаратах различного диаметра, показало полное совпадение относительных компонент скорости в сходственных геометрических точках моделей как в случае однофазного, так и двухфазного течения при равенстве отношения ЬтЮ„„ что свидетельствует о возможности переноса результатов исследования лабораторной модели на промышленный объект с достаточной степенью точности.

В четвертой главе рассматриваются режимы работы ПВР. Между этими режимами распиливание носит смешанный характер, а именно: пленочно-струйный, струйно-капельный. Переход от одного режима распыливания к другому происходит постепенно и определяется режимами работы распылителя, физическими свойствами распыливаемой жидкости и структурными характеристиками распыливающего элемента.

I режим существует при окружных скоростях вращения ротора до 0,8-1,2 м/с. При этом под действием силы тяжести жидкость в виде пленки стекает с поверхности диспергатора к его нижней образующей и скапливается на ней в виде жидкого валика, равновесие которого определяется взаимодействием сил поверхностного натяжения, тяжести и центробежной.

II режим При скоростях вращения > 8 м/с наступает струеобразование на зернах с постепенным уменьшением длин струй и их диаметра.

Струйный режим во всем диапазоне существования характеризуется достаточно широким спектром образуемых в результате распада капель.

III режим - каплеобразование на зерне - наступает для образцов ПВР-400 при скоростях вращения порядка 12 м/с, а для ПВР-250 - при более низких 810 м/с Соответственно, расход жидкости на одном зерне у ПВР-400 больше, и для достижения этого режима требуется большая центробежная сила.

Переход от одного режима к другому при работе ПВР из абразивного материала, или от одного механизма каплеобразования к другому, зависит от взаимодействия питающего отверстия (поры) и распиливающего элемента (зерна). Отсюда следует, что в анализе работы ПВР существенно выявление границы или граничной области, характеризующейся третьим режимом работы ПВР.

По сравнению с другими диспергирующими устройствами (скруббер Вентури и полый вихревой аппарат), ПВР позволяет осуществить распыливание на капли, находящиеся в достаточно узком диапазоне размеров, что иллюстрируется графиками (рис.3, 4) и фотографиями (рис.5,6).

Рис. 3. Влияние расхода жидкости распылителя на характер распределения капель по размерам, бг, м3/с: 1 -21,5; 2-40,8; 3-54,3; 4 -64,5; 5-86;

Рис. 5. Режим монодисперсного распыливания ПВР-250

О 200 400 а, мкм Рис. 4. Относительные частотные кривые распределения капель по размерам Ь,„Ют = 1 кг/кг; №ср, = 20 м/с: 1 - полый вихревой аппарат с пористыми вращающимися

распылителями; 2 - полый вихревой аппарат с полидисперсным

распыливанием; 3 - скруббер Вентури.

Щ'фПЬ 1- V 9|

В/ гзд9| - шНшжВшЯЗН

Рис. 6. Режим монодисперсного

распыливания ПВР-400

Опыты с изменением физических свойств распыленной жидкости показали, что для третьего режима справедлива зависимость для диаметра капли, образующейся на конце капилляра в поле силы тяжести. В виде, интерпретированном для поля центробежной силы, она имеет вид

а}2 =0,52

з®Е!

изменение величины натяжения для случая

где 0,52 - опытный коэффициент, учитывающий результирующей сил поверхностного каплеобразования на зерне.

Существенное влияние на движение капель оказывает сила аэродинамического сопротивления, сила тяжести и сила, вызванная градиентом скорости газового потока. С учетом перечисленных сил система уравнений, описывающая динамику капель, запишется в виде

(1)

аиг

¿г

<мф

сШ. с!т

.41+Рс.

г Рь и и.

Рс

3

4 °

Ро. Р,.

Чи

а

'з

4С<

-ок-ю+^ак-

и.л

и,

ЯУ..

г дг

а

¿г

4 " а У ■

и,.

дг

(2)

■и.

Ри

с1т г ' ¿т где и„„ - относительная скорость капель.

Решение системы уравнений (2) выполнялось численно четырехшаговым методом Рунге-Кутта с начальными условиями

2кпЯ

г = 0, г=И„ <р = 0,.- = 0, иг = 0, и^—^г1

ои

Расчеты проводились при Яа = 50 мм, ац = 100 мкм. Для создания третьего (рабочего) режима ПВР необходимо, чтобы число оборотов ПВР превышало 3000 об/мин. Относительный расход жидкости изменялся от 0 до 1,8 кг/кт. Скорость газа на входе в аппарат изменялась от 5 до 45 м/с.

(3)

Рис. 7. Траектории капель в зависимости от числа оборотов ПВР при прямом вращении IV,1Х = 10 м/с; £„Д?„„ = 1,6 кг/кг; а=1-70 мкм; 2-100 мкм; 3-130мкм

При достаточно больших скоростях газового потока время полета капли практически не зависит от числа оборотов ПВР. Из рис. 7 можно заметить, что сначала капля двигается практически по прямой линии, причем, чем выше обороты ПВР, тем длиннее эта прямая. Следовательно, первая часть пути капли определяется ее начальной скоростью, а затем траекторию капли определяет газовый поток. При достаточно больших оборотах ПВР капля двигается по прямой линии, вплоть до стенки аппарата. В этом случае капля имеет максимальную скорость и минимальное время контакта.

В пятой главе рассмотрен массоперенос между каплями жидкости и потоком газа в полых вихревых аппаратах с ПВР на примерах физической сорбции в системе С02 - Н20 на экспериментальной установке (рис. 8).

Пробы жидкой фазы в объёме аппарата отбирались изокинетическим зондом, а содержание двуокиси углерода определялось стандартными газоанализаторами.

Физическая сорбция исследовалась при следующих параметрах: расход воздуха изменялся в диапазоне 5-15м/с, расход воды - 0,7-3,5 м3/ч, скорость вращения ПВР - 9-14 м/с. В этих условиях среднестатистический размер капель жидкости составлял 130-150 мкм при разбросе аЦк/а"т< 2. Все исследования проводились при постоянных температурах воздуха и воды -20±0,5°С. Воздух, во избежание испарения капель, насыщался паром до относительной влажности ~ 100%.

Результаты исследования показали, что в полом вихревом аппарате с ПВР наблюдаются две последовательные стадии массопереноса: при движении капель к периферии аппарата и при стекании жидкости по его внутренней стенке. Изменение концентрации двуокиси углерода в жидкости по радиусу аппарата показано на рис.9.

Рис. 8. Схема экспериментальной установки: 1 - аппарат; 2 - вентилятор высокого давления; 3, 6 - термостаты; 4 - ресивер; 5 - ввод диоксида углерода; 7 - ввод абсорбента. Места измерения параметров воздуха и абсорбента: Р - расход; Т - температура; С - концентрация.

Жидкость

^ газ

7

Оценка механизма массопереноса в каплях жидкости осуществлялась по двум моделям:

1. Модель ■ Ньюмена, предполагающая отсутствие конвективного массопереноса внутри капель.

4 = 1—Е—1е*Р *— (4)

л п ^ ап )

2. Модель Кронига-Бринка, учитывающая как молекулярный перенос вещества в капле, так и конвективный перенос вдоль линий тока.

4=1-!£в.ехр(-6Ч)-^ (5)

С -С

где А, = —2--степень извлечения; С0, С, С - начальная, текущая и

С0 - СР

равновесная концентрации двуокиси углерода в каплях, мг/л; О -коэффициент молекулярной диффузии капли, м/с2; 1 - время контакта, с; ац -среднестатистический диаметр капли, В„ и А„ - собственные коэффициенты уравнений.

Коэффициенты массопереноса в каплях рассчитывались по уравнению

Геддеса: /? = ^1п(1 -А,) (6)

6(

Полученные экспериментальные значения коэффициентов массопереноса в каплях были сопоставлены с рассчитанными по уравнениям 4-6 рис. 10.

Рис. 9. Изменение концентрации диоксида Рис. 10. Зависимость коэффициента

углерода по радиусу аппарата при расходе массопереноса в каплях жидкости от

жидкости 2,12 м3/ч и среднерасходной числа Рейнольдса 11е: 1 - модель скорости газа л/с: 1 - 8,12; 2 - 12,7; 3 - Ньюмена; 2 - модель Кронига-Бринка;

15,2; 4 - 20,7. 3 - экспериментальные данные.

Поскольку значения чисел Кс капель жидкости в исследованной области нагрузок по газу и скорости вращения ПВР не превышают 2000, в каплях имеет место исключительно диффузионный механизм переноса массы, соответствующий модели Ньюмена.

Сравнение экспериментальных значений коэффициентов массоотдачи в пленке с рассчитанными по известным соотношениям для прямоточного движения газа и пленки жидкости показали систематическое завышение опытных данных на 15-20% (таблица 1).

11

Очевидно, этот эффект вызван дополнительной интенсификацией массообмена за счет ударов капель о поверхность пленки жидкости. Для оценки влияния этого эффекта была использована математическая модель, учитывающая взаимодействие капель с поверхностью пленки.

Таблица 1.

Сопоставление опытных и рассчитанных значений коэффициентов _массоотдачи в пленке жидкости._

Расход жидкости, м3/час Коэффициенты массоотдачи, /?* 10 3 м/с

Опыт Расчет

**без учета удара капель с учетом удара капель

0,72 0,19 0,175 0,185

1,36 0,22 0,185 0,212

2,12 0,226 0,191 0,223

2,83 0,230 0,194 0,225

3,47 0,237 0,202 0,231

Модель рассматривает взаимодействие капли жидкости диаметром а и массой та, обладающей кинетической энергией Еа, с поверхностью пленки. При взаимодействии кинетическая энергия капли преобразуется в кинетическую энергию возмущения поверхности и потенциальную энергию новой поверхности, согласно уравнению:

_ лГ ¿Л V ы Г- т\

Еа=—21 ¿Г] +жКа + еЕ° В безразмерном виде уравнение (4) имеет вид:

dT

= 1-е (8)

хЯгр.,5 Г Л у ы лВ.го где А- =-^М — ; В=-;

2Еа\Т) £•„

Взаимодействие одиночной капли с поверхностью пленки вызывает полное перемешивание жидкости на радиусе Я. При потоке п капель, оседающих на 1м2 поверхности, возможны два режима:

режим 1 - поток капель мал: отдельные зоны возмущения не перекрываются последующими. В этом случае доля поверхности пленки, подвергающаяся возмущению, за время Г составит:

у, = лИ2Тп < 1, (9)

режим 2 - поток капель интенсивен; отдельные зоны возмущения накладываются друг на друга, причем последующие капли.прерывают эффект перемешивания предыдущих. Возмущенной оказывается вся поверхность.

уг=лЯгТп = \. (10)

Связь площади возмущенной поверхности с исходными параметрами имеет вид:

= (П)

_о__

**Н.А.Николаев; Л.П. Холпанов; В.А. Малюсов; Н.М. Жаворонков ж. ТОХТ №5, 1989, с.563.

Суммарное значение коэффициентов массоотдачи в пленке жидкости при её взаимодействии с каплями будет зависеть как от конвективного массообмена в пленке, так и от воздействия капель на её перемешивание:

& = + (12) Результаты расчета по уравнению (12) показали, таблица 1, что при ударе капель поверхность пленки жидкости коэффициенты массоотдачи увеличиться на 8-15%.

В шестой главе закономерности процесса химической сорбции изучались на примере поглощения С02 метилдиэтаноламином (МДЭА).

Механизм химической реакции МДЭА при поглощении С02 водным раствором МДЭА:

со2 + с2нь oh-n-c2h5oh+h2o~

I

СНу

(13)

H

~ C.H/JH-N* - C2HsOH + HCOf

I

сн}

МДЭА сначала служит катализатором диссоциации воды: Н20 —<> УГ + ОН".

Диссоциированная вода (её гидроксильная группа ОН"), взаимодействуя с С02, образует водорастворимый ион угольной кислоты (НСОЛ

С02 + Oir <- HCOf (14)

Параллельно протекающими необратимыми реакциями можно пренебречь. Следовательно, скорость хемосорбции будет определяться реакцией (13), поскольку она равновесна.

Таким образом, скорость реакции С02 с МДЭА зависит в основном от его щелочности (определяется по наличию группы ОН", или РН>7).

Константа Генри для системы вода-С02, Па-м3/моль:

£a)î=2,82-106exp^^lj (15)

Константа скорости реакции МДЭА-//20-С<32, м3/(кмоль-с):

2895

lg*2 = 13,635(16)

Учитывая особенности работы полого вихревого аппарата, коэффициент ускорения хемосорбции в пленке у= 1.

В основе предлагаемой методики лежит представление о том, что:

- поглощаемый компонент мгновенно реагирует с активной частью хемосорбента ОН";

- при протекании реакции в массе жидкости на 1 моль СОг расходуется 2 моля ОН.

Растворимость МДЭА в расчетах принимается равной 4 кмоль/м"1; исходя из этого избыток ионов ОН равен 4 кмоль/м3.

сЬ

При разработке математического описания в .

контактной зоне вихревого аппарата был выделен | ^ур

элемент объема высотой и поперечным ¿щ

сечением, равным поперечному сечению рабочей зоны аппарата. Количество жидкости, поступающей из оросителя в выделенный элемент,

= (17)

Материальный баланс для этого элемента

(рис.11): \

с/у _ ¿/А/,, Шг (ЬУ/+сИу){х + (к)

с/Е, ~ + Сус1$ Рис- 11 ■ Схема потоков

гг в пленке высотой ек.

Начальная концентрация поглощаемого

компонента в жидкости, поступающей на орошение аппарата, равна начальной концентрации активной части хемосорбента, но с противоположным знаком (х^ = -Хво)- Следовательно, количество вещества, переходящее через поверхность капель монодисперсного распыла в выделенном элементе контактной зоны

= (19)

Здесь хс] + хво - изменение концентрации поглощаемого компонента в капле. После преобразования было получено

(20)

Рд

Поскольку концентрация поглощаемого компонента в капле хг, может иметь отрицательные значения ее необходимо определять на базе зависимостей:

= при х^ > О, (21)

ат а \т )

= — при х^ < О, (22)

ат ат

111

где -=--1--- коэффициент массопередачи для капли с учетом

& и 7Ри "Фа,

протекания химической реакции; у - коэффициент ускорения массопередачи, обусловленный протеканием реакции.

В пленке жидкости был выделен кольцевой элемент высотой и поперечным сечением, равным поперечному сечению пленки. Материальный баланс для выделенного элемента (рис. 11) запишется

ЬщХг + сШ/ + Хй(11у = + йЬу ~){х; + с!х/ ], (23)

где х/ - текущая концентрация поглощаемого компонента или хемосорбента;

¿¡у = - расход жидкости в пленке.

Средняя концентрация поглощаемого компонента в каплях, влетающих в пленку в выделенном элементе, при протекании химической реакции определяется соотношением:

ха=х<1+хт, (24)

Количество компонента, поглощаемого элементом пленки жидкости, представлено функцией, зависящей от концентрации поглощаемого

компонента в газовой и жидкой фазах М^ (хг, >')= характер

определения которой будет зависеть от значения х(.

М/(.Х! 'У)= ^с,/(У-тхгЪ при*/>(), (25)

М, (хг,у) = ЫС4у, прих/< 0, (26)

Окончательно уравнения для расчета концентраций С02 в газовой и жидкой фазах запишутся в полом аппарате вихревого типа при протекании химической реакции без учета продольного перемешивания запишутся:

"ь Рь ч»

с1хг__1

Ра

(27)

о

Система уравнений решается со следующими граничными условиями

£=0, у=у<), х/=х</ + хво (28)

Численное решение четырехшаговым методом Рунге-Кутта позволило определить значения технологической эффективности Ета=—у°~ —,

Л~/(* о)

поглощаемого компонента в газовой фазе по высоте аппарата. Концентрация СОг в газовой фазе на входе в аппарату была принята равной 0,002 кмоль/м3. Концентрация диоксида углерода в жидкости х0, поступающей на орошение аппарата, в расчетах равна нулю.

В результате численного исследования процесса хемосорбции было выявлено, что с увеличением отношения массовых расходов жидкой и газовой фаз увеличивается как эффективность аппарата (рис. 12), так и средняя движущая сила. Увеличение эффективности поглощения диоксида углерода при протекании химической реакции, по сравнению с физической сорбцией, объясняется тем, что в аппарате вихревого типа исключается процесс десорбции из пристенной пленки жидкости. Поглощение пленкой жидкости происходит при большой движущей силе массообмена (относительное значение может достигать единицы).

ив,,,

0,5 1 1,5 2

Рис. 12. Зависимость технологической эффективности от давления в газовой фазе и отношения массовых расходов жидкой и газовой фаз,/?, МПа: 1-0,1; 21; 3-2; 4-3.

На рисунке 13 представлена схема двухступенчатого процесса, в котором большинство СОг улавливается в абсорбере 1 при использовании частично регенерируемого раствора МДЭА, а для тонкой очистки используется полностью восстановленный раствор МДЭА в абсорбере 2. Насыщенный раствор амина сначала регенерируется в колонне 3, работающей под высоким давлением, где десорбируются углеводороды, затем частично регенерируется в колонне пониженного давления 4. Для повышения эффективности горячий газ из десорбера 5 подается в десорбер 4. Часть раствора из десорбера 4 подается в десорбер 5, другая часть в абсорбер 2.

Газ на очистку

Очищенный

9 ">'

Рис. 13. Схема двухступенчатой очистки от СОг водным раствором МДЭА: 1 - абсорбер грубой очистки, 2 - абсорбер тонкой очистки, 3, 4, 5 -десорберы, 6 - теплообменник, 7 - испаритель, 8 - холодильник, 9, 10, II-насосы.

Метод двухступенчатой очистки от диоксида углерода водным раствором МДЭА позволяет полностью использовать раствор МДЭА с минимальными его потерями.

выводы

1. Представлен анализ аппаратов для очистки газовых выбросов от диоксида углерода; отмечается, что наиболее перспективным типом аппаратов для реализации эффективной очистки крупнотоннажных газовых выбросов являются полые вихревые аппараты.

2. Исследован дисперсный состав жидкости, распыленной пористым вращающимся распылителем диаметром 50мм, со средним размером диспергирующих частиц 250 и 400 мкм при различных нагрузках по жидкости и числе оборотов ротора.

3. Выполнен комплекс теоретических исследований динамики двухфазного газожидкостного потока в полых вихревых аппаратах с ПВР на основе закономерностей газодинамических характеристик и экспериментальных исследований дисперсной структуры жидкости, а также физических свойств взаимодействующих сред.

4. Произведена оценка механизма массопереноса в каплях жидкости в газожидкостном потоке в условиях физической сорбции диоксида углерода. Выявлено, что в каплях имеет место исключительно диффузионный механизм переноса массы, соответствующий модели Ньюмена.

5. Разработано математическое описание процесса хемосорбционной очистки газовых выбросов от диоксида углерода водным раствором м ети л д иэтано л ам и н а.

6. Установлена адекватность предложенного математического описания процессу химической сорбции СОг МДЭА.

7. Разработана инженерная методика проектирования и расчета аппарата с ПВР, обеспечивающая заданную степень очистки промышленных газов от диоксида углерода.

8. Представлен анализ методов очистки газовых выбросов от диоксида углерода; показана наибольшая экономическая целесообразность двухступенчатой очистки газовых выбросов водным раствором МДЭА.

Основные обозначения

И^г, №с,> - скорости газа на входе в аппарат и средняя по сечению аппарата, м/с; \УЧ>, IV. - тангенциальная, радиальная и осевая скорости газа, м/с; (/„, 1!п и:, ио„т - тангенциальная, радиальная, осевая и относительная скорости капли, м/с; а - диаметр капли, мкм; п - число оборотов ПВР, об/мин; С„„ 1,„ -массовые расходы газа и жидкости, кг; Я„ - радиус рабочей зоны аппарата, м; Яр - радиус пористых вращающихся распылителей, м; рь рс - плотности жидкой и газовой фаз, кг/м3; г - время полета капли, с; х - концентрация в жидкой фазе, кмоль/м3; у - концентрация в газовой фазе, кмоль/м3; Дг, ¡¡о -коэффициенты массоотдачи в жидкой и газовой фазах; 5А - число Шервуда; Рг - число Прандтля; Sc - число Шмидта; Яе - число Рейнольдса; Я -максимальный радиус зоны возмущения; Т - время достижения радиуса возмущения максимального значения; ц ~ г/Я - безразмерный радиус зоны возмущения; р/, - плотность жидкости, кг/м3; а - поверхностное натяжение, Н/м2; е - доля энергии капли, пошедшая на диссипацию; /3 - коэффициент

массоотдачи без воздействия капель, м/с; ß - коэффициент массоотдачи с учетом воздействия капель, м/с.

Индексы: 0 - начальное значение; г - проекция на радиус; z - проекция на ось аппарата; ip - тангенциальная составляющая; L - жидкая фаза; G -газовая фаза; а - капля;/- пленка; т - массовый расход.

По теме диссертации опубликованы следующие работы:

Научные статьи:

1. Гумерова Г.Х. Динамика дисперсной фазы в вихревом аппарате с пористыми вращающимися распылителями / Гумерова Г.Х., Дмитриев A.B., Николаев H.A. // Химическая промышленность сегодня. -2009. - № 5. С.47-50.

2. Гумерова Г.Х. Очистка низконапорных газовых выбросов энергетических установок в аппаратах вихревого типа с пористыми вращающимися распылителями / Гумерова Г.Х., Дмитриев A.B., Николаев H.A. // Промышленная энергетика. - 2009. - № 6. С. 59-62.

3. Дмитриев A.B. Очистка газовых выбросов ТЭС от диоксида углерода в вихревых аппаратах с пористыми вращающимися распылителями / Гумерова Г.Х., Дмитриев A.B., Николаев H.A. //Проблемы энергетики. - 2009. - № 1-2. С.34-39.

4. Nikolaev N.A. Porous Rotary Liquid Sprayers Prayers for Cleaning gas Pollutions / Nikolaev N.A., Gumerova G.H., Dmitriev A.V. И Труды Академэнерго. - 2008. -№ 4. C.37-42.

5. Гумерова Г.Х. Пористые вращающиеся распылители жидкости / Гумерова Г.Х., Николаев H.A./ Казан, гос. технолог, ун-т. - Казань, 2007. - 25с. 10 ил. -Библиогр. 21 назв. - Рус. - Деп. в ВИНИТИ. № 38-В2008,18.01.2008.

6. Гумерова Г.Х. Диспергирование жидкости пористыми вращающимися распылителями / Гумерова Г.Х., Николаев H.A./ Казан, гос. технолог, ун-т. -Казань, 2007. - 19с. 10 ил. - Библиогр. 14 назв. - Рус. - Деп. в ВИНИТИ, № 19-В2008, 11.01.2007.

7. Гумерова Г.Х. Закономерности массопереноса между газом и жидкостью в аппаратах' с пористыми вращающимися распылителями / Гумерова Г.Х., Николаев H.A. / Казан, гос. технолог, ун-т. - Казань, 2008. - 19с. 10 ил. -Библиогр. 50 назв. - Рус. - Деп. в ВИНИТИ - № 103-В2008, 11.02.2007.

8. Гумерова Г.Х. Течение жидкости в пористых средах в центробежном поле / Гумерова Г.Х., Николаев H.A./ Казан, гос. технолог, ун-т. - Казань, 2008. -14с. 10 ил. - Библиогр. 40 назв. - Рус. - Деп. в ВИНИТИ - № 421-В2008, 19.05.2008.

9. Гумерова Г.Х. Исследование гидродинамики кольца жидкости на внутренней стенке пористого вращающегося распылителя / Гумерова Г.Х., Николаев H.A./ Казан, гос. технолог, ун-т. - Казань, 2008. - Юс. 12 ил. -Библиогр. 18 назв. - Рус. - Деп. в ВИНИТИ - № 402-В2008, 19.05.2008.

10. Гумерова Г.Х. Динамика кольца жидкости на внутренней стенке пористого вращающегося распылителя / Гумерова Г.Х., Дмитриев A.B., Николаев H.A. /Нижнекамский химико-технол. инст-т. Казан, гос. технол. унта. - Нижнекамск, 2008. - 17 с. - 9 ил. - Библиогр. 21 назв. - Рус. - Деп. в ВИНИТИ - № 869-В2008, 10. II. 08.

Материалы конференций и патенты:

И.Гумерова Г.Х. Материалы V-й Международной научно-технической конференции «Наука, образование, производство в решении экологических проблем (Экология-2008)», г. Уфа, 2008;

12. Гумерова Г.Х. Материалы IX-й Международной конференции молодых ученых «Пищевые технологии и биотехнологии», г. Казань, 2008;

13. Гумерова Г.Х. Материалы Второй Всероссийской студенческой научно-технической конференции «Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология», Казань, 2008.

14. Патент на полезную модель РФ Вихревое устройство с пористыми вращающимися распылителями /Гумерова Г.Х., Калимуллин И.Р., Дмитриев A.B., Николаев H.A. // Патент Российской Федерации

№ 76576. Опубликовано: 27.09.2008 Бюллетень № 27.

Соискатель

Г.Х. Гумерова

Заказ 292 Тираж 100 экз.

Офсетная лаборатория Казанского государственного технологического

университета

420015, Казань, К.Маркса, 68

Введение

ГЛАВА 1. Проблема очистки крупнотоннажных газовых выбросов промышленных предприятий от диоксида углерода

1.1. Пути решения проблемы. Вихревые аппараты

1.2. Аппаратурное оформление процессов очистки газовых выбросов промышленных предприятий в аппаратах вихревого типа

1.3 История создания ПВР

1.4. Постановка задачи исследования

ГЛАВА 2. Пористые вращающиеся распылители (ПВР) из абразивного материала

2.1. Требования, предъявляемые к ПВР

2.2. Сравнительная оценка пористых материалов

2.3. Абразивные материалы для ПВР, их характеристики

ГЛАВА 3. Динамика газового потока в полых вихревых аппаратах

ГЛАВА 4. Режимы работы пористых вращающихся распылителей, механизм каплеобразования и характеристики дисперсного состава жидкости

4.1. Режимы работы пористых вращающихся распылителей

4.2. Режим монодисперсного распыливания

4.3. Диспергирующая способность пористых вращающихся распылителей

4.3.1. Методика измерения и обработки опытных данных

4.4. Движение дисперсного потока жидкости в вихревом аппарате с ПВР

ГЛАВА 5. Исследование массопереноса в полых вихревых аппаратах с пористыми вращающимися распылителями.

5.1. Массоперенос между каплями жидкости и потоком газа

5.2. Массоперенос в пленке жидкости

5.3. Экспериментальное исследование массопереноса в дисперсном потоке

5.4. Результаты экспериментальных исследований массообмена в пленке жидкости

ГЛАВА 6. Химическая сорбция диоксида углерода

6.1. Закономерности процесса химической сорбции.

6.2. Оценка эффективности химической сорбции диоксида углерода раствором МДЭА.

6.3. Технологические схемы различных способов улова диоксида углерода

Выводы

Основные обозначения

В настоящее время все более остро встает проблема очистки крупномасштабных газовых выбросов химических, нефтехимических и смежных с ними промышленных предприятий от вредных примесей, в том числе - и парниковых газов (диоксид углерода, метан, окислы азота, и др.). Особое внимание уделяется очистке газовых выбросов от диоксида углерода.

Однако, используемое в настоящее время очистное оборудование промышленных предприятий не может обеспечить очистку крупнотоннажных газовых выбросов (сотни млн. м3 в час), в силу своей низкой пропускной способности по газовой фазе (не более 1,5-2,0 м/с).

В связи с этим представляется целесообразным использование для указанных целей полых вихревых аппаратов, скорость газа в которых достигает 20-25 м/с.

Полые вихревые аппараты обладают малым гидравлическим сопротивлением, низкими капитальными затратами и развитой межфазной поверхностью, достигаемой за счет тонкого распыления жидкости.

Вместе с тем, практически все распыливающие устройства создают полидисперсный факел жидкости, что существенно осложняет промышленное использование полых вихревых аппаратов и сдерживает их практическое применение.

Поэтому разработка распыливающих устройств, реализующих практически монодисперсное распыление жидкости, является актуальной задачей, решение которой будет способствовать быстрейшему промышленному применению полых вихревых аппаратов.

Научная новизна работы

1. Выполнено экспериментальное исследование гранулометрического состава жидкости, при её распылении пористыми вращающимися распылителями (ПВР) при различной структуре поверхности распылителей и скорости их вращения. Проведено сопоставление полученных результатов с дисперсным составом жидкости, при использовании других типов распыливающих устройств.

2. Представлен численный метод решения системы уравнений, описывающих динамику капель в объеме полого вихревого аппарата для случаев однонаправленного и противонаправленного вращения потока газа и пористого вращающегося распылителя (ПВР).

3. Впервые проведено экспериментальное исследование процесса физической сорбции диоксида углерода каплями жидкости по радиусу аппарата и пристенной пленки жидкости и представлено сопоставление полученных результатов с известными моделями массопереноса в каплях.

4. Предложено математическое описание процесса химической сорбции диоксида углерода раствором метилдиэтаноламина (МДЭА). Практическое значение работы.

- Предложен полый вихревой аппарат с пористыми вращающимися распылителями (защищен патентом РФ № 76576. Бюллетень № 27, 27.09.2008), обладающий большой пропускной способностью по газовой фазе, низким гидравлическим сопротивлением и капитальными затратами, обеспечивающий практически монодисперсное распыление поглотителя.

- Разработана инженерная методика расчета и проектирования полых вихревых аппаратов с ПВР, обеспечивающих заданную степень очистки промышленных газов от двуокиси углерода.

- Представлена технология очистка крупнотоннажных газовых выбросов от диоксида углерода в полых вихревых аппаратах с ПВР.

На защиту выносится:

- Результаты экспериментального исследования дисперсного состава распыленной жидкости пористыми вращающимися распылителями диаметром 50мм с различным значением структурной поверхности при различных числах вращения ротора.

- Сравнение дисперсной структуры потока с результатами, полученными при исследовании других распыливающих устройств.

- Численное исследование движения капель жидкости.

Личное участие. Все результаты работы получены Гумеровой Г.Х. под руководством д.т.н., профессора Николаева H.A. и к.т.н. Дмитриева A.B.

Апробация работы. Основные положения и отдельные результаты докладывались и обсуждались на V-й Международной научно-технической конференции «Наука, образование, производство в решении экологических проблем (Экология-2008)», г. Уфа, 2008; IX-й Международной конференции молодых ученых «Пищевые технологии и биотехнологии», г. Казань, 2008; Второй Всероссийской студенческой научно-технической конференции «Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология», Казань, 2008.

Публикация работы. По теме диссертационной работы опубликовано 10 статей, из них три в журналах, соответствующих перечню ВАК, 1 патент Российской Федерации № 76576. Опубликовано: 27.09.2008 Бюллетень № 27.

Объем и структура работы.

Диссертация состоит из введения, 6 глав, содержащих основные результаты исследования, выводов по работе и списка литературы, составляющего 92 источника. Работа изложена на 114 страницах, содержит 50 рисунков и 11 таблиц.

ВЫВОДЫ

1. Представлен анализ аппаратов для очистки газовых выбросов от диоксида углерода; отмечается, что наиболее перспективным типом аппаратов для реализации эффективной очистки крупнотоннажных газовых выбросов являются полые вихревые аппараты.

2. Исследован дисперсный состав жидкости, распыленной пористым вращающимся распылителем диаметром 50мм, со средним размером диспергирующих частиц 250 и 400 мкм при различных нагрузках по жидкости и числе оборотов ротора.

3. Выполнен комплекс теоретических исследований динамики двухфазного газожидкостного потока в полых вихревых аппаратах с ПВР на основе закономерностей газодинамических характеристик и экспериментальных исследований дисперсной структуры жидкости, а также физических свойств взаимодействующих сред.

4. Произведена оценка механизма массопереноса в каплях жидкости в газожидкостном потоке в условиях физической сорбции диоксида углерода. Выявлено, что в каплях имеет место исключительно диффузионный механизм переноса массы, соответствующий модели Ньюмена.

5. Разработано математическое описание процесса хемосорбционной очистки газовых выбросов от диоксида углерода водным раствором метилдиэтаноламина.

6. Установлена адекватность предложенного математического описания процессу химической сорбции С02 водным раствором МДЭА.

7. Разработана инженерная методика проектирования и расчета аппарата с ПВР, обеспечивающая заданную степень очистки промышленных газов от диоксида углерода.

8. Представлен анализ методов очистки газовых выбросов от диоксида углерода; показана наибольшая экономическая целесообразность двухступенчатой очистки газовых выбросов водным раствором МДЭА.

Основные обозначения fVgx, wcp — скорости газа на входе в аппарат и средняя по сечению аппарата, м/с; W9, Wr, W: — тангенциальная, радиальная и осевая скорости газа, м/с; Uv, Ur, U:, UomH — тангенциальная, радиальная, осевая и относительная скорости капли, м/с; а — диаметр капли, мкм; п — число оборотов ПВР, об/мин; Gm, Lm — массовые расходы газа и жидкости, кг; Ra — радиус рабочей зоны аппарата, м; Rp — радиус пористых вращающихся распылителей, м; pL, pG - плотности жидкой и газовой

3 3 фаз, кг/м ; г — время полета капли, с; х — концентрация в жидкой фазе, кмоль/м ; у - концентрация в газовой фазе, кмоль/м3; ßL, ßG — коэффициенты массоотдачи в жидкой и газовой фазах; Sh - число Шервуда; Рг - число Прандтля; Sc — число Шмидта; Re — число Рейнольдса; R — максимальный радиус зоны возмущения; Т - время достижения радиуса возмущения максимального значения; ц — r/R — л безразмерный радиус зоны возмущения; pL — плотность жидкости, кг/м ; о — л поверхностное натяжение, Н/м ; s — доля энергии капли, пошедшая на г tt диссипацию; ß - коэффициент массоотдачи без воздействия капель, м/с; ß — коэффициент массоотдачи с учетом воздействия капель, м/с.

Индексы: 0 - начальное значение; г — проекция на радиус; z — проекция на ось аппарата; (р - тангенциальная составляющая; L — жидкая фаза; G — газовая фаза; а — капля;/- пленка; m — массовый расход.

1. Ветошкин А.Г. Процессы и аппараты газоочистки. Пенза: Изд-во ПТУ, 2006. 201 с.

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

3. A.c. № 1527455. Скруббер-теплоутилизатор / Анискин C.B., Галустов B.C., Чуфаровксий А.И. // Открытия. Изобретения. — 1989. № 43.

4. Дубинская Ф.Е., Лебедюк Г.К. Скрубберы Вентури. Выбор, расчёт, применение, обзорная информация. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1977. 60 с.

5. Леонтьев В.К. и др. Определение эффективности газожидкостных эжекционных аппаратов // Теор. основы хим. технологии, 2003. Т. 46. № 9.1. С. 123-125.

6. Ужов В.Н., Вальдберг А.Ю. Подготовка промышленных газов к очистке. М.: Химия, 1975.216 с.

7. Рамм В.М. Абсорбция газов. М.: Химия, 1976. 656 с.

8. Поникаров И.И. и др. Интенсификация технологических процессов с использованием центробежного поля // Вестник казанского технологического университета, 1998. № 1. С. 96-103.

9. Сабитов С.С. и др. Вихревые массообменные аппараты // Вестник техн. и эконом, информ. М.: НИИТЭХИМ, 1981. № 3. С. 185-188.

10. Савельев Н.И., Николаев H.A. Математическое описание и анализ закономерностей массообмена в контактных устройствах с прямоточно-закрученным движением потоков // Теор. основы хим. технологии, 1989. Т. 23. № 4. С. 435-444.

11. Николаев H.A., Сабитов С.С., Савельев Н.И. Эффективность ступеней аппаратов с прямоточно-вихревыми контактными устройствами // Машины и аппараты хим. технологии, 1977. № 5. С. 11-14.

12. Дубков И.А., Николаев H.A. Оценка пылегазовых выбросов энергетических установок // Проблемы энергетики, 2002. № 9-10.

13. Дунский В.Ф., Никитин Н.В. Капание жидкости с острия // ПМФТ. 1980. -№1. - С. 49-55.

14. Никитин Н.В., Богданова A.B. Монодисперсные опрыскиватели для вегетационных и полевых опытов. В сб.: Аэрозоли в защите растений / Всесоюз. акад. с.-х. наук. - М.: Колос, 1982. - С. 158-166.

15. Сумм Б.Д., Горюнов Ю.В. Физико-химические основы смачивания и растекания. М.: Химия, 1976. - 230 с.

16. Schmidt Р. Zerteilen von Flussigreiten en gleich grase Tropfen. Chemie Ingenieur Technik, 1967, heft 5/6, s. 375-379.

17. Gosele W. Flussigkeitszerteilung durch Rotierende pordse korper. Chemie Ingenieur Technik, 1968, heft 1/2, s. 37-43.

18. Ю. Беркман A.C., Мельникова И.Г. Пористая проницаемая керамика. Л.: Госстройиздат, 1969. - 144 с.

19. Любомудров В.Н. и др. Абразивные инструменты и их изготовление. М.: Машгиз, 1953.-376 с.

20. Баиуль В.И. Основы проектирования и технология изготовления абразивного и алмазного инструмента. М.: Машиностроение, 1975. - 296 с.

21. ГОСТ 2424-67. Круги шлифовальные. Типы и основные размеры. М: Стандарт, 1967.

22. ГОСТ 3647-71. Материалы абразивные в зерне. Классификация по крупности, нормы зернового состава и методы испытаний. М.: Стандарт. 1971.

23. Латыпов Д.Н., Николаев А.Н. Динамика двухфазного течения в вихревых аппаратах, предназначенных для комплексной очистки газовых выбросовэнергетических установок, работающих на твердом топливе. Часть 1 // Проблемы энергетики, 2003. № 3-4. С. 13-21.

24. Вулис JI.A., Устименко Б.П. Об аэродинамике циклонной топочной камеры //Теплоэнергетика, 1951. № 9. С. 19-22.

25. Латыпов Д.Н., Николаев А.Н. Динамика двухфазного течения в вихревых аппаратах, предназначенных для комплексной очистки газовых выбросов энергетических установок, работающих на твердом топливе. Часть 2 // Проблемы энергетики, 2003. № 5-6. С. 36-40.

26. Диспергирующая способность пористых распылителей из абразивного материала. A.A. Колесник, Ф.А. Мустаппсин, H.A. Николаев. Казань, 1983- 17с.

27. О механизме распыливания жидкости пористыми вращающимися распылителями из абразивного материала. A.A. Колесник, Ф.А. Мусташкин, H.A. Николаев. Казань, 1983. - 25 с.

28. Баиуль В.И. Основы проектирования и технология изготовления абразивного и алмазного инструмента. М.: Машиностроение, 1975. - 296 с.

29. Холин Б.Г. Центробежные и вибрационные грануляторы плавов и распылители жидкистей. М.: Машиностроение. 1977. 182 с.

30. Колесник A.A., Николаев H.A., Мусташкин Ф.А. Центробежный распылитель. В сб.: Гидромеханика и теплопередачи в санитарно-технических устройствах. Казань. 1980, с.55-56.

31. A.c. № 738679 (СССР). Центробежный распылитель. A.A. Колесник, Н.А.Николаев и др. Опубл. в Б.И., 1980, № 21.

32. Лейбензон Л.С. Об испарении капли в газовом потоке // Изв. АН СССР. Сер. географическая и геофизическая, 1940. № 3. С. 285-304.

33. Frossling N. Uber die Verdunstung fallender Tropfen // Gerlands Beitr. Z.Geophys, 1938. V. 52. P. 170-216.

34. Ranz W.E., Marshall W.R. Evaporation from drops. Part 2 // Chem. Eng. Progr., 1952. V. 48. №4. P. 173-180.

35. Hughmark G.A. // Int. J. Heat and Mass Transfer, 1970. V. 13. № 3. P.651-653.

36. Sricrishna M., Sivaji K., Narasimhamurty G.S.R. Mechanics of liquid drops in air // Chem. Eng. Journ., 1982. V. 24. № 1. P. 27-34.

37. Rowe P.N., Claxton K.T, Lewis J.B. Heat and mass transfer from a single sphere in an extensive flowing fluid // Trans. Inst. Chem. Eng., 1965. V. 48. № 1. P. 14-31.

38. Айнштейн В.Г. и др. Общий курс процессов и аппаратов химической технологии. Книга 1. М.: Логос; Высшая школа, 2002. 912 с.

39. Frossling N. Uber die Verdunstung fallender Tropfen // Gerlands Beitr. Z.Geophys, 1938. V. 52. P. 170-216.

40. Marikawa A., Keii Т. Скорость испарения капель водных растворов спиртов, взвешенных в струе воздуха // Chem. Eng. Sei., 1967. V. 22. № 2. P. 127.

41. Федосеев В.А., Полищук Д.И. Испарение капель воды при температурах среды ниже температуры кипения //Журн. техн. физики, 1953. Т. 23. № 2. С. 233-241.

42. Вырубов Ф.Н. Рабочие процессы двигателей внутреннего сгорания и их агрегатов. М.: Машиздат, 1946.258 с.

43. Kinzer G.D., Gunn R. The evaporation temperature and thermal relaxation time freely falling water drops // Meteor., 1951. V. 8. № 2. P. 71-83.

44. Maisel D.S., Sherwood Т.К. Evaporation of liquids into turbulent gas streams // Chem. Eng. Progr., 1950.V. 46. № 3. P. 131-138.

45. Абрамзон Б.И., Ривкинд В.Я., Фишбейн Г.А. Нестационарный массообмен с гетерогенной химической реакцией при ламинарном обтекании сферы // Инж.-физ. журнал, 1967. Т. 30. № 1. С. 73-79.

46. Brauer Н. Unsteady state mass transfer through the interface of spherical particles // Int. J. Heat and Mass Transfer, 1978.V. 21. № 4. P. 445-465.

47. Konopliv N., Sparrow E.M. // Trans. ASME, 1972.V. 94. № 3. P. 266-272.

48. Newman A.B. The drying of porous solids: Diffusion calcalculations // Trans. Amer. Inst. Chem. Eng., 193 l.V. 27. № 10. P. 203-220.

49. Николаев A.H., Гортышов Ю.Ф. Очистка промышленных газовых выбросов в аппаратах вихревого типа // Химическая промышленность, 1998. № 9. С. 577580.

50. Kronig R., Brink J.C. On the theory of extraction from falling droplets // Appl. Sci. Res., 1950.V. 2. № 2. P. 142-148.

51. Сугак E.B., Войнов H.A., Николаев H.A. Очистка газовых выбросов в аппаратах с интенсивными гидродинамическими режимами. Казань: РИЦ «Школа», 1999.224 с.

52. Броунштейн Б.И., Фишбейн Б.И. Вопросы испарения, горения и газовой динамики дисперсных систем. Одесса, ОГУ им. Мечникова, 1968. С. 171-176.

53. Jopns L.E., Beckman R.B. Mechanism of dispersed phase mass transfer in viscous single - drop extractions systems//AIChE Journ. 1965.V. 12. № 1. P. 10-16.

54. Крылов B.C., Сафонов А.И., Гомонова K.B. Особенности диффузионного пограничного слоя внутри движущейся сферической капли // Теор. основы хим. технологии, 1977. Т. 11. № 6. С. 916-919.

55. Протодьяконов И.О., Ульянов С.В. Гидродинамика и массообмен в дисперсных системах жидкость-жидкость. JL: Наука, 1986. 272 с.

56. Дытнерский Ю.И. и др. К расчету коэффициента массоотдачи в одиночной капле при ее падении в газовой среде // Теор. основы хим. технологии, 1971., Т. 6. № 3. С. 460-463.

57. Плит И.Г. О коэффициентах массоотдачи в процессах абсорбции газа каплями большого диаметра // Изв. ВУЗов. Химия и хим. технология, 1965. № 3. С. 491-498.

58. Higbie R. The rate of absorption of a pure gas into a still liquid during short periods of exposure // Trans. Amer. Inst. Chem. Eng., 1935. V.31. P. 365-389.

59. Абдульманов С.Х. и др. Расчет массоотдачи в полидисперсном потоке капель жидкости // Изв. ВУЗов. Химия и хим. технология, 1978. № 10. С. 15321538.

60. Sherwood Т.К., Pigford R.L. Absorption and Extraction. N.-Y.: McCrow-Hill Book Co., 1952.

61. Рамм B.M. Абсорбция газов. M.: Химия, 1976.656 с.

62. Синха А.П. Скоростной массообмен в присутствии ПАВ: Дисс. канд. техн. наук Москва, 1961.

63. Дин Вэй, Сухов В.А. Абсорбция аммиака в нисходящем потоке газа и воды // Вестник техн. и эконом, информ. М.: НИИТЭХИМ, 1963. № 12. С.9-10.

64. Савельев Н.И., Николаев H.A., Малюсов В.А. Метод расчета эффективности массопереноса в прямоточно-вихревых контактных устройствах ректификационных и абсорбционных аппаратов // Теор. основы хим. технологии, 1981. Т. 15. № 5. с. 643-649.

65. Шервуд Т., Пигфорд Р., Уилки Ч. Массопередача. М.: Химия, 1982. 696 с.

66. Малафеев H.A., Малюсов В.А., Подгорная И.В. Исследование гидродинамики восходящего пленочного двухфазного потока в плоском канале // Теор. основы хим. технологии, 1976. Т. 10. № 5. С. 883-891.

67. Дьяконов С.Г., Елизаров В.И. Технология проектирования тарельчато насадочных аппаратов разделения водных растворов // Материалы конференции «Инновационные процессы в области образования, науки и производства». Нижнекамск. 2004. Т. 1.

68. Newman A.B. The drying of porous solids: Diffusion calculations // Trans. Amer. Inst. Chem. Eng., 1931. V. 27. № 10. P. 203-220.

69. Kronig R., Brink J.C. On the theory of extraction from falling droplets // Appl. Sei. Res., 1950. V. 2. № 2. P. 142-148.

70. Geddes R.L. Trans. Amer. Just. Chem. Eng. 1946. Apr. 2. P. 142-147.

71. Войнов H.A., Николаев H.A. Пленочные трубчатые газо-жидкостные реакторы // Казань: 2008. 272 с.

72. Михалкина Г.С., Николаев H.A. Математическое моделирование процессатеплообмена в пленке жидкости, сопровождающегося взаимодействием капельс ее поверхностью // Промышленная энергетика, № 11, 2006. С. 49-50.

73. Елизаров В.И., Лежнева Н.В. Моделирование процесса хемосорбции С02 из циркуляционного газа в производстве окиси этилена // Материалы конференции «Инновационные процессы в области образования, науки и производства». Нижнекамск, 2004. Т. 1. С. 92-97.

74. Брандт Б.Б., Рощин Б.Е., Дильман В.В. Элементарный акт процесса хемосорбции // Теор. основы хим. технологий, 1974. Т. 8. № 3. С. 456-459.

75. Рощин Б.Е. и др.//Теор. основы хим. технологии, 1976. Т. 10. №5. С. 712-717.

76. Мусабекова Л.М., Бренер А.М., Оспанова А.О. Численное исследование скорости фронта мгновенной необратимой реакции при хемосорбции // Изв. ВУЗов. Химия и хим. технология, 2003. Т. 46. №. 3. С. 152-153.

77. Мусабекова JI.M. и др. Влияние физико-химических параметров процесса хемосорбции на характеристики пленочной модели для системы S02-Na2S03 II Изв. ВУЗов. Химия и хим. технология, 2002. Т. 45. №. 5. С. 158-159.

78. Данквертс П.В. Газожидкостные реакции. М.: Химия. 1973. 296 с.

79. Дильман В.В., Аксельрод Ю.В., ХуторянскийФ.М. Влияние межфазных явлений на процесс массопередачи в гетерогенных системах газ-жидкость // Хим. пром., 1976. № 9. С. 693-695.

80. Аксельрод Ю.В. Газожидкостные хемосорбционные процессы. Кинетика и моделирование. М.: Химия, 1989. 240 с.

81. Рамм В. М. Абсорбционные процессы в химической промышленности. М.:1. Госхимиздат, 1951.

82. Коновалов Н. М. и др./Теор. основы хим. технологии. 1997, Т.31, №1, с. 1-6.

83. Данкверт С.П. В. Газожидкостные реакции. М.: Химия, 1973, 296с.

84. Астарита Д. Ж. Массопередача с химической реакцией. М.: Химия, 1971 ,224с.

85. Ганз С.Н. Технологические процессы и оборудование производств синтез-газа и связанного азота. Харьков: Изд-во ХГУ ИМ. Горького, 1960, 550с.

86. Петров Е. М. Очистка газов растворами этаноламинов на предприятиях жировой промышленности. М.: Пищепромиздат, 1951, 44с.

87. Коуль A.JL, Ризенфельд Ф.С. Очистка газа. М.: Недра, 1968 г. 392 с.

88. M.S. DuPart, P.C. Rooney, T.R. Becon. Comparing laboratory and plant date for MDEA/TEA blends. // Hydrocarbon Processing. April, 1999, P. 81-86.

89. Gerhardt W., Heftier W. BASF's Activated MDEA: a Flexible Process to Meet Specific Plant Conditions // AIChE Ammonia Safety Symposium, 1988, P. 73-82.

90. Анализ применения новых сорбентов в процессах абсорбционной очистки технических и природных газов от сероводорода и углекислого газа. // Доклад на семинаре в ОАО Гипрогазоочистка", Москва, 21-23 мая 2001 г.1. ОТКРЫТОЕ АКЦИОНЕРНОЕ1. ОБЩЕСТВО

91. ВОЛЖСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ УГЛЕВОДОРОДНОГО СЫРЬЯ1. ОАО "ВНИИУС"

92. АЧЫК АКЦИОНЕРЛЫК ^ЭМГЫЯТЕ ИДЕЛ

93. УГЛЕВОДОРОД ЧИМАЛЫ ФЭННИТИКШЕРУ ИНСТИТУТЫ1. ОАО "ВНИИУС"420045, Казань, ул. Н. Ершова, д. 35А телефон: (843) 272-72-99, факс: (843) 272-40-93,295-35-46 E-mail: vniius@mail.ru. vniius-l5@mail.ru http://www.vniius.ru1. УТВЕРЖДАЮ»

94. Директор института, гссор,1. СПРАВо внедрении пакета прикладны)С^01^||1й^^асчета вихревых аппаратов с пористыми вращающимися распылителями1. А.М. Мазгаров | 2010 г.

95. Пакет прикладных программ используется при расчете процессов физической и химической абсорбции газообразных компонентов из дымовых и технологических газов.

96. Пакет прикладных программ внедрен в качестве автономного модуля в систему имитационного моделирования технологических объектов (SIMA, ВНИИУС, г. Казань).

97. Зав. лабораторией ВНИИУС, к.т.н. I И/^ Б.Н. Матюшко