Пылеулавливание, тепло- и массообмен в аппаратах интенсивного действия

Кравчик, Януш

Процессы и аппараты химической технологии

автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Пылеулавливание, тепло- и массообмен в аппаратах интенсивного действия

доктора технических наук: Кравчик, Януш
город: Москва
год: 1997
специальность ВАК РФ: 05.17.08

Автореферат по химической технологии на тему «Пылеулавливание, тепло- и массообмен в аппаратах интенсивного действия»

Автореферат диссертации по теме "Пылеулавливание, тепло- и массообмен в аппаратах интенсивного действия"

. гз ел

о з ОЕО ¡327

На правах рукописи

Януш КРАВЧИК

ПЫЛЕУЛАВЛИВАНИЕ, ТЕПЛО- И МАССООБМЕН В АППАРАТАХ ИНТЕНСИВНОГО ДЕЙСТВИЯ

05.17.08 — Процессы и аппараты химической технологии

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 1997.

Работа выполнена на кафедре «Промышленное оборудование химических производств» Краковской политехники (Польша) и кафедре «Машины и аппараты химических производств» Ивановской государственной химико-технологической академии.

Научный консультант —

доктор технических наук, член-корр. АИН РФ, профессор Блиничев В. Н.

Официальные оппоненты:

академик РАН, профессор Кутепов А. М.,

доктор технических наук, профессор Рудобашта С. П.,

доктор технических наук, профессор Ушаков С. Г.

Ведущее предприятие — НИИОГАЗ, г. Москва.

Защита диссертации состоится . »^^^/¿'/¡М 1997 г.

в 14.00 час. на заседании диссертационного совета Д 063.44.01 в Московской государственной академии химического машиностроения по адресу: 107884, Москва, Б-66, ул. Ст. Басманная, 21/4.

С диссертацией можно ознакомиться у ученого секретаря специализированного совета.

Автореферат разослан « А? . » ¿^Ь'к^л . . 1997 г.

Ученый секретарь специализированного совета д. т. н., профессор

ТИМОНИН А. С.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы:. Несмотря на большое число имеющихся аппаратов для осуществления тепло- и массообменных процессов, разработка нового, компактного высокоинтенсивного оборудования представляет большой интерес для многих отраслей промышленности.

Дальнейшее совершенствование тепло- и массообменного оборудования в системах газ-жидкость связано с возможностью повышения скоростей движения обеих фаз, что приводит к существенному увеличению производительности, развитию поверхности контакта фаз и росту значений коэффициентов тепло- и массообмена, а также с возможностью снижения удельных энергозатрат при росте эффективности работы аппаратов.

Аналогично и для процессов мокрого пылеулавливания и тепло- и массообменных процессов характерно развитие нового оборудования при повышении скоростей контакта фаз. При этом необходимо создавать такие конструкции аппаратов, которые не только бы имели большие удельные производительности, но также реализовали высокий коэффициент полезного действия при широком диапазоне колебания расходов фаз.

В данной работе делается попытка создания такого типа аппаратов на базе новой вихревой пакетной насадки и применения ее не только для процесса мокрого пылеулавливания, но также и для осуществления тепло-массообменных процессов при термической десорбции кислорода из воды. При этом автор данной работы предлагает вернуться к насадочным аппаратам, учтя все их достоинства и недостатки, усовершенствовав оригинальную пакетную насадку, состоящую из множества одинаковых вихревых ячеек ( миниаппаратов), соединенных между собой в единую

тарелку с размерами, равными диаметру аппарата, Данные тарелки, в зависимости от протекающего процесса, могут быть либо плотно уложены в аппарате друг на друга, либо расставлены одна от другой на расстояние от 0,5 до 1 высоты ячейки или тарелки.

Число необходимых тарелок в насадке для двух процессов и двух типов вихревых ячеек, способ их установки и нахождение оптимальных режимов работы аппаратов явились предметом исследования и расчета в данной работе.

Одна из тенденций развития мокрых пылеуловителей связана с уменьшением удельного расхода воды (лводы /м^ ). Снижение удельного расхода воды возможно методом ее рециркуляции. Однако до сих пор не найдены критерии, определяющие предельные концентрации твердого вещества в орошающей жидкости, при достижении которых происходит снижение эффективности пылеулавливания.

Целью настоящей работы явилась разработка и исследование новой вихревой, ыалоэнергоёмкой насадки в процессах мокрого пылеулавливания, тепло- и массообменных процессах при термической десорбции кислорода из воды, создание методов их расчета, а также определение критерия оценки возможности рециркуляции орошающей жидкости при мокром пылеулавливании.

Настоящая работа состоит из 3-х основных частей: 1-я часть связана с исследованием процесса мокрого пылеулавливания в аппаратах с оригинальной вихревой пакетной насадкой и в вихревых аппаратах инерционно-ударного действия; 2-я часть работы посвящена определению критерия степени рециркуляции жидкости в аппаратах мокрого пылеулавливания; в 3-й части показываются пути совершенствования вихревой насадки с целью интенсификации тепло- и массообменных процессов в насадочном аппарате с вихревой насадкой при термической

десорбции кислорода, из воды паром, разрабатывается математическая модель про-цесса термической десорбции с учетом турбулентных пульсаций в паровой и жидкой средах и дается методика расчета этого процесса.

Научная новизна диссертации:

1. Найдены условия создания компактных, малоэнергоемких насадок, эффективно работающих в широком диапазоне изменения расходов газа и жидкости (от пленочного до барботажного течения).

2. Показано, что расстановка пакетов насадки друг от друга на 0,5 высоты слоя насадки повышает эффективность пылеулавливания вследствие появления турбулентного зависающего слоя жидкости, наличие которого позволяет также в несколько раз снизить расход улавливающей воды, время пребывания которой в данном случае в аппарате в целом существенно возрастает.

3. Разработана математическая модель для расчета эффективности пылеулавливания в аппарате с вихревой насадкой при плотной упаковке слоев насадки и при их расстановке, позволяющая с высокой точностью рассчитывать к.п.д. аппарата при широком диапазоне расходов воздуха и улавливающей жидкости.

4. Найдены такие предельные концентрации различных по физико-механическим свойствам пылей в улавливающей воде, при превышении которых начинает существенно падать эффективность пылеулавливания. Впервые обнаружено, что эти предельные концентрации пылей в воде соответствуют переходу суспензий по реологическим свойствам из ньютоновской жидкости в неньютоновскую.

5. Экспериментально обнаружено, что эффект снижения эффективности пылеулавливания при превышении предельных

концентраций пылей в улавливающей жидкости связан прежде всего с уменьшением к.п.д. улавливания мелких частиц (размером менее 3 мкм для всех пылей).

6. Исследованиями показано, что изменение вязкости улавливающей жидкости в диапазоне (от 1 до 8 ГГа-с) не оказывает существенного влияния на эффективность пылеулавливания. Повышение вязкости улавливающей жидкости приводит лишь к некоторому изменению структуры улавливающего слоя.

7.Малое влияние вязкости самой жидкости и существенное падение эффективности пылеулавливания при превышении критических концентраций пыли в улавливающей суспензии без заметного изменения структуры улавливающего слоя приводят к выводу, что при достижении критических концентраций пыли в улавливающей жидкости возникают дополнительные сопротивления захвату частиц пыли на поверхности раздела фаз.

8. Разработана математическая модель тепло- и массообмена при термической десорбции кислорода из воды паром с учетом турбулентных пульсаций в парогазовой среде и жидкости в аппарате с вихревой оригинальной пакетной насадкой.

9. Получены уравнения доя расчета распределения скорости течения жидкости в пленке и средней толщины пленки при противоточном движении омывающего пара и толщины стекающей вниз пленки жидкости.

10. Разработана модель и методика расчета коэффициентов тепло- и массопереноса с учетом турбулентных пульсаций и влияния конструктивного оформления насадок в системе газ-жидкость.

Практическая значимость:

1. Разработан высокоэффективный и надежный в работе аппарат мокрого пылеулавливания с оригинальной вихревой пакетной насадкой.

2. Расстановка пакетов насадки друг от друга на 0,5 высоты слоя насадки повышает эффективность пылеулавливания вследствие наличия зависающего турбулентного слоя улавливающей жидкости между пакетами. При этом можно еще существенно снизить расход воды, так как время ее пребывания в аппарате в делом возрастает в несколько раз.

3. Найдены оптимальные режимы работы пылеуловителя с вихревой

3 2

пакетной насадкой (\\'г=4-=4,5 м/с; Ь=1,3 м 1м с) при высокой эффективности пылеулавливания (т|>99,5 для всех испытанных пылей) при минимуме энергозатрат ДР=ЮОО Па.

4. Разработан, изготовлен и внедрен пылеулавливающий аппарат с вихревой насадкой на Вроцлавском химическом комбинате (Польша) в 1988 г. для улавливания пыли в производстве соды при расходах воздуха 6000

м /ч и эффективности пылеулавливания 99,6%.

5. Разработана установка для улавливания сажи в производствах переработай нефти на нефтехимическом комбинате в г.Ясло (Польша).

6. Разработана и внедрена на химическом заводе в г.Хожув (Польша) в 1989 г. новая высокоэффективная керамическая пористая насадка в

производстве карбида, работающая при температуре 1000°С при начальной

3 -3 3

запыленности 100 г/м и выходной концентрации пыли 2-10 г/м . Данная

работа получила высокую награду Польского министерства науки в 1990 г.

(вторая премия).

7. Проведено много исследовательских работ непосредственно на производствах по определению эффективности работы промышленных

пылеуловителей и выдаче рекомендаций по улучшению их работы (более 20 работ).

8. Разработаны проекты для измерения концентраций туманов кислот и оборудования для их улавливания на химических заводах г.Тарнов и г.Пылавы в 1986 г.

9. Создана новая конструкция абсорбера для абсорбции БО'2 для СНЕМАОЕХ г.Краков 1982-1983 гг.

10. На основании проведенных исследований по мокрому способу улавливания различных по физико-механическим свойствам пылей в аппарате типа "Ротоклон" предложена методика экспресс-метода нахождения предельной (критической) концентрации пыли в улавливающей жидкости и степени ее рециркуляции. ;

11. Показано, что незамерзающие жидкости позволяют осуществлять пылеулавливание с высокой эффективностью при минусовых температурах воздуха.

12. Предложен новый вихревой аппарат ударно-инерционного действия для улавливания тонких пылей с высокой эффективностью (более 98,5%) при аварийных внезапных выбросах газа.

13. Создана новая высокоэффективная насадка для осуществления тепло- и массообменных процессов в системе газ-жидкость.

14. Разработан высокоэффективный и высокопроизводительный десорбер кислорода из воды паром с вихревой пакетной насадкой.

15. Разработаны программы, алгоритм и методика расчета тепло- и массопереноса при десорбции кислорода из воды паром в насадочном десорбере с вихревой насадкой.

Кроме этого, проведена работа по созданию или совершенствованию пылеулавливающей и массообменной аппаратуры непосредственно на предприятиях Польши.

Апробация работы.

Основные результаты диссертации докладывались на следующих симпозиумах и конференциях:

1) немецко-польской конференции "Химическая инженерия и аппаратура", Технический университет Западного Берлина, 1982 г.;

2) международной конференции "Механические процессы в химической инженерии", г.Карпач (Польша), 1984 г.;

3) Ш-м международном конгрессе по химической инженерии, г.Барселона (Испания), 1984 г.;

4) международном семинаре "Механическое разделение гетерогенных систем", г.Дрезден (Германия), 1986 г.;

5) международном конгрессе по химической инженерии ХИСА-87, г.Прага (Чехословакия), 1987 г.;

6) Ш-м общепольском семинаре "Разделение гетерогенных систем", г.Варшава (Польша), 1987 г.;

7) международном конгрессе АХЕМА-88, г.Франкфурт (Зап.Германия), 1988 г.;

8) 23-й общепольской конференции по химической инженерии, г.Щвиноусгье (Польша), 1989 г.;

9) IV-м общепольском семинаре "Разделение гетерогенных систем", г.Варшава (Польша), 1990 г.;

10) XIV-й конференции польской академии наук, г.Мушина (Польша),

1992 г.;

11) 1-м международном семинаре "Теоретические и экспериментальные основы создания нового оборудования", г.Плес (Россия),

1993 г.;

12) Х-м международном семинаре Verfahrenstechnik, г.Берлин (Германия), 1994 г.;

13) П-й международной конференции "Теоретические и экспериментальные основы создания нового оборудования", Зембжице-Краков (Польша), апрель 1995 г.;

14) XV-й конференции польской академии наук по химической инженерии, г.Гданъск (Польша), сентябрь 1995 г.;

15) XL-м международном семинаре Verfahrenstechnik, г.Краков (Польша), июнь 1996 г.

16) 1-й региональной межвузовской конференции "Актуальные проблемы химии и химической технологии", г.Иваново (Россия), 22-26 апреля 1996 г.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе обсуждаются механизмы мокрого пылеулавливания, анализируются конструкции пылеуловителей, методы расчета эффективности пылеулавливания и дается постановка цели настоящего исследования.

Анализ литературных источников по мокрому пылеулавливанию показывает, что наблюдаются тенденции развития пылеулавливающего оборудования с высокими скоростями движения очищаемого воздуха при минимуме энергозатрат и расхода улавливающей жидкости.

В то же время отмечено, что применение высокоскоростных пылеуловителей (типа труб Вентури), имеющих очень высокие скорости воздуха (50^200 м/с), экономически целесообразны только при повышенных давлениях воздуха. Во всех других случаях они требуют применения дополнительного компрессорного оборудования.

Анализ работы существующих насадочных пылеуловителей свидетельствует о том, что эффективность пылеулавливания в этих аппаратах зависит, во многом, от величины смоченной поверхности (высоты насадки) и все они работают при сравнительно низких скоростях движения воздуха (ю<2,5 м/с).

Следовательно, актуальной задачей является разработка такого пылеулавливающего аппарата, в котором реализовались бы механизмы объемного пылеулавливания, характерные для высокоскоростных аппаратов типа труб Вентури, но при малых энергозатратах.

Такой механизм объемного пылеулавливания оказалось возможным реализовать, используя для этих целей вихревую неподвижную пакетную насадку оригинальной конструкции, каждый элемент которой работает как

миниаппарат при турбулентном вихревом движении потоков, а пакет представляет собой цельную тарелку как статистическую сумму отдельных улавливающих элементов, жестко соединенных друг с другом в определенном порядке. Использование такой насадки при закрутке потоков в каждом рабочем элементе позволяет повысить скорости очищаемого воздуха, максимально использовать турбулентные пульсации для создания развитой объемной поверхности массоотдачи в системе газ-жидкость, эффективно решать вопросы каплеулавливания вследствие высокой сепарационной способности каждого элемента пакета. Кроме этого, вопросы масштабирования с использованием подобной насадки решаются чрезвычайно просто. С увеличением диаметра аппарата растет лишь число элементов в пакете, так как под пакетом и над ним профиль скоростей газа однороден.

Учитывая, как будет далее показано, еще и очень низкое гидравлическое сопротивление вихревой пакетной насадки с интенсивной закруткой потоков воздуха в каждом ее элементе, можно сделать вывод, что подобная насадка имеет хорошие перспективы для решения тепло- и массообменных задач в системе газ-жидкость.

Далее в главе рассматривается экспериментальная установка по пылеулавливанию с использованием вихревой закручивающей пакетной насадкой, схема которой представлена на рис. 1. Процесс пылеулавливания осуществляется в аппарате 1, в который могли быть установлены несколько слоев пакетной насадки 2, схема элементов которой изображена на рис. 2. Сжатый воздух подавался по трубопроводу 6, в который подавалась пыль с помощью шнекового шпателя 8.

Улавливающая жидкость из бака 9 насосом 10 подавалась в распределитель 4. Очищенный от пыли газ выходил из аппарата через каплеотбойник 3 по трубопроводу 7. Установка позволяла измерять: I -

13 -'■

концентрацию и фракционный состав пыли в воздухе на входе и на выходе из аппарата; II - гидравлическое сопротивление насадки; III - расход пылеулавливающей жидкости; IV - количество жидкости, зависающей на насадке; V - температуру жидкости; VI - расход воздуха; VII - влажность воздуха в трубопроводе.

Исследования проводились со следующими пылями: тальк, пыль карбида, пыль медной руды и другие пыли. Например, средний размер частиц талька составлял 20 мкм.

Исследования показали высокую эффективность пылеулавливания в данном аппарате в широком диапазоне изменения расходов воздуха и орошающей воды. В зависимости от соотношения расходов очищаемого от пыли воздуха и воды насадка переходит в автомодельный режим работы от пленочного при малых расходах воды и воздуха до барботажного при больших. Схематически режимы работы насадки представлены на рис. 3. Например, при скорости 6 м/с насадка еще работает эффективно, о чем свидетельствуют данные на рис. 4. Но при этой скорости начинает существенно повышаться сопротивление слоя (до 1200 Па) вследствие накопления над слоями насадки большого объема капель, которые при превышении этих скоростей уносятся в каплеотбойник.

В результате большого числа проведенных исследований (более 500 опытов) найдены оптимальные режимы работы аппарата с вихревой насадкой (скорость воздуха 4-й,5 м/с, плотность орошения 0,3-0,5 люды/Мм ' ЛР=1000 Па, число слоев насадки 5. При этих режимах работы эффективность пылеулавливания составляла более 99,6% для всех исследуемых пылей (рис. 5).

Рис. 1. Схема экспериментальной установки для исследования процесса пылеулавливания в аппарате с пакетной насадкой. 1 - пылеулавливающий аппарат; 2 - пакеты насадки; 3 - каплеотбойник; 4 - ороситель; 5 - сборник шлама; 6, 7 - трубопроводы; 8 - питатель пыли; 9 - емкость орошающей воды; 10 - насос.

Рис. 2. Пакетная насадка для пылеулавливания.

Исследования проводились как при плотной упаковке слоев пакетной насадки, так и с раздвижкой их друг от друга на расстояние Ьь которое оказалось оптимальным при 111=0,5 Ь; где Ь - высота одного слоя насадки. Обнаружено, что между слоями насадки автомодельно, даже при оптимальных режимах работы установки, накапливается пульсирующий объем жидкости, который равномерно распределяется (дозируется) на все элементы последующего (нижнего) слоя насадки, увеличивает поверхность массопередачи и повышает эффективность пылеулавливания. Объем жидкости, удерживаемый насадкой при раздвижке слоев один от другого, примерно в 1,5 раза оказался больше, чем при плотной упаковке ее слоев. Все это позволило уменьшить плотность орошения от 0,8 до 0,3 Лводы/м^, без изменения эффективности пылеулавливания. Эффективность пылеулавливания в этом случае была более 99,6% для всех исследуемых пылей.

Для обобщения большого числа экспериментальных данных (на насадочном аппарате было проведено более 500 опытов) процесс

пылеулавливания был представлен как процесс массопередачи, для расчета эффективности которого было предложено следующее уравнение:

г| = 1 - е~х (1)

Число пакетов расставленной насадки во всех случаях было равно 4.

С учетом теории размерности было найдено, что

X = f(Reg,Rew,i,iK) (2),

где Reg = ————- - критерий Рейнольдса для воздуха, Иг

b - ширина входной щели в элементе насадки, м;

Rew = ————— - критерий Рейнольдса для воды, Ц\У

Da - диаметр аппарата, м;

i, ir - число слоев плотной и раздвинутой упаковок, соответственно.

Обработка экспериментальных данных позволила получить явный вид уравнения (2) для случая плотной упаковки слоев насадки:

X = 0,50 ■ i0,18 • Reg22- Re^05 (3).

Для случая установки пакетов насадки с раздвижкой один от другого на 0,5 высоты слоя насадки:

Х= 0,19-if5 .Re^-Re^8 (4).

Максимальная погрешность расчетных данных от экспериментальных при подстановке (3) и (4) в уравнение (1) составляла ±2,5%.

Уравнения (3) и (4) справедливы в следующих диапазонах изменения безразмерных величин: i = 1 г 5; iR = 2 т 5; Reg = 650 1950; Rew = 275 * 1100.

» ' ! 0

• •К' в

о • •

•

1 «

• •

а) Ъ) с) <1)

Рис. 3. Схемы движения очищаемого воздуха в элементе насадки при различных скоростях воздуха и плотности орошения

а) \vb-2 м/с; Ь= 1,4-1 (Г3 м3/м2с; Ь)№в-2 м/с; Ь-5,5-10"3 м3/м2с;

с)^ув=5м/с;Ь=5,5-1(Г3 м3/м2с; (I) \\',,=6 м/с; Ь=5,5-1(Г3 м3/м2с

1.0 — <л = 4 [м/с]

0.8 1,398 10 [м*/м2с]

ш I- =2,778 10 [м'/м'с]

0 1. = 4,167 10 (и/и с]

0.6 I- А 1. = 5,556 10 [м'/м'с]

Рис. 4, Влияние числа пакетов упаковки и плотности орошения на эффективность пылеулавливания.

3.0

2.0

1.0

0.8 0.6

0.4

0.2

0.1

| -

< А

.... ^—

— —

^ [. = 1,389 10^ [м'/м2с[ в 1 = 2,778 1С1 [м'/м'с] А 1 = 4,167 10"3 [м'/м'с] А 1 = 5,556 10" [м'/м'с]

! I

скорост гвза [м/с]

Рис. 5. Влияние скорости воздуха на эффективность пылеулавливания.

3.0

Подстановка уравнений (3) и (4) в выражение (1) дает нам зависимость доя расчета эффективности пылеулавливания в аппарате с вихревой пакетной насадкой.

Во второй главе предлагается и исследуется высокоэффективная конструкция вихревого ударно-инерционного пылеуловителя, в который улавливающая жидкость может заливаться периодически. Данная конструкция представляет собой пылеотделитель типа "Ротоклон", но со своим оригинальным вихревым патрубком, более устойчиво работающим при широком колебании расходов воздуха.

Схема экспериментальной установки представлена на рис. 6.

В отличие от эксперимента.!ыюй установки, изображенной на рис. 1, данная установка работает под вакуумом и позволяет отделять грубые фракции пыли, подаваемой во входной трубопровод шнековым питателем 12, на центробежном классификаторе 10.

Физическая картина взаимодействия воздуха и жидкости в вихревом элементе представлена на рис. 7.

Данная установка имеет лишь одну вихревую инерционно-ударную ступень пылеотделения высокой эффективности. Концентрация пыли в воде в данной установке с течением времени ее работы повышалась, непрерывно фиксировалась, что позволяло находить ее предельные концентрации, при которых начинала падать эффективность улавливания пылей. Для точного определения предельных концентраций пыли в улавливающей жидкости готовились специальные суспензии с точно определенным начальным содержанием пылей. Гранулометрический анализ различных пылей, подаваемых в пылеотделитель, показал, что наличие классификатора в схеме дает возможность подавать пыль на улавливание с размерами частиц менее 15 мкм в диапазоне размеров 0,3 '-' 2 мкм.

Фракционные составы всех пылей в воздухе до и после установки (остаточное содержание в воздухе) представлены в диссертации. Фракционный состав пылей перед классификатором, после него и па выходе из пылеотделителя определялся двумя методами:

а) на приборе фирмы Frischt "Analissette-22";

б) с использованием конструкции импактора, разработанного в Краковской политехнике на кафедре "Машины и аппараты химических производств".

Концентрация и фракционный состав пылей в воздухе до и после установки определялась индивидуально установленными импакторами, подключенными к одному вакуум-насосу, с помощью которых через импакторы просасывались пробы воздуха. Естественно, что для получения достоверных результатов вследствие очень малых концентраций пыли в воздухе на выходе из пылеотделителя, через импактор, отбирающий пробы на выходном трубопроводе, просасывалось намного больше воздуха, чем на входе в аппарат. Импакторы имели критические сопла и сопла для осаждения на разных тарелках частиц различных фракций (менее 1, 3, 5 и т.д. мкм). Точность измерения массы пыли на тарелках составляла ±1 • 105 г.

Для исследования были выбраны различные пыли, которые можно разделить на 3 группы:

а) хорошо смачиваемые пыли (мел, окись титана, стеклянные шарики);

б) удовлетворительно смачиваемые пыли (тальк, пыль доменных печей);

в) несмачиваемые пыли (сажа).

Рис. 6. Схема экспериментальной установки для осуществления процесса пылеулавливания в вихревом аппарате, 1 - диафрагма; 2 - каилеотбойник; 3 ■ вихревой элемент; 4 - ввод улавливающей жидкости; 5 - циклон; 6 - патрубок слива шлама; 7 - диф. манометр; 8 - потенциометр; 9 - вентилятор; 10 - классификатор; 15 - сборник 1-рубой пыля; 12 - питатель пыли.

Рис. 7. Схема взаимодействия капель жидкости с очищаемым воздухом.

100 95 90

_ 85

Е ' 80

Рис. 8. Влияние конструкции вихревого элемента на эффективность пылеулавливания.

к - обозначает данные при наличии вихревого элемента.

100 99 ^ 98 97

Рис. 9. Влияние уровня жидкости (см. рис. 7) на эффективность улавливания вихревым элементом.

0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 объемный расход газа (и !с]

0.18

h [мм]

Исследуемые пыли отличались друг от друга не только смачивающей способностью, но и формой частиц. Стеклянная пыль представляла собой правильные сферические шарики очень малых размеров (частицы размером менее 10 мкм специально изготовлены для проведения исследований по пылеулавливанию). Частицы талька имели пластинчатую форму. Частицы мела, окиси титана и доменной пыли имели свою форму, отличную как от сферической, так и пластинчатой. Исследования проводились без добавок ПАВ в воду.

Установка с вихревой ударно-инерционной насадкой 4 (рис. 6) была выбрана потому, что в ней в турбулентном режиме реализуются все механизмы захвата частичек пыли водой, кроме фильтрационного. В ней реализуются механизмы улавливания, характерные для мокрого циклона, так как насадка имеет несколько полусферических поворотов. Реализован также механизм захвата частиц пыли каплями жидкости, которые образуются в большом количестве в вихревой насадке при скоростях движения газа 25 м/с и более, захватывают частички пыли и, двигаясь с большими скоростями, осаждаются на стенках насадки. На выходе из насадки жидкость выбрасывается в виде тангенсиальной пленки, которая диспергируется выходящим воздухом в виде поля капель и турбулентного слоя пены, так как пенный механизм захвата частиц также успешно реализуется в данной установке. Пена, к счастью, является неустойчивой и в отличие от пенных аппаратов существует только при больших скоростях воздуха, мгновенно разрушаясь при прекращении подачи воздуха.

Реализация практически всех механизмов мокрого пылеулавливания и более высокая устойчивость в работе в сравнении с обычным Ротоклоном при сравнительно широком диапазоне изменения скоростей газа ±40% и предопределили выбор и разработку исследуемого аппарата.

Первым этапом исследования явилось определение роли вихревого патрубка. Для этой цели были проведены сравнительные исследования по эффективности пылеулавливания в одном аппарате при двух конструкциях патрубков:

а) обычный патрубок прямоугольного сечения, погруженный в воду на глубину Н;

б) вихревой патрубок, предложенный в настоящей работе.

Если для . обычного, прямоугольного в сечении патрубка эффективность улавливания пыли была небольшой и сильно зависела от уровня жидкости, заливаемой в аппарат 4, то при налтии вихревого патрубка к. п.д. улавливания во всем диапазоне скоростей воздуха был высоким и мало зависел от уровня жидкости в аппарате (см. рис. 8, 9). На рис. 8 черными символами (кружками, треугольниками, звездочками и т.д.) представлены экспериментальные данные для патрубка прямоугольного сечения. По результатам, представленным на рис. 8 и 9, можно сделать вывод, что конструкция вихревого патрубка играет большую роль в инерционно-ударных пылеуловителях.

Ранее в ряде публикаций в Европе и в России указывалось, что инерционно-ударные пылеуловители способны улавливать только грубые пыли. Наши исследования с предлагаемой конструкцией вихревого патрубка, а также исследования, проведенные учеными США, опровергают эти данные.

На рис. 10, 11, 12, 13 показаны результаты исследований по улавливанию различных пылей в ударно-инерционном пылеуловителе с вихревой насадкой. Данные исследования свидетельствуют о высокой эффективности улавливания частиц тонких пылей с их различной смачивающей способностью. Из этих рисунков по фракционной эффективности улавливания наглядно видно, что даже для частиц размером

менее 1 мкм (которые наиболее трудно улавливаются в любых типах пылеуловителей) к.п.д. установки значительно выше 90%. Даже для несмачиваемой шили типа сажи общая эффективность улавливания более 96%. Естественно, что и для данного пылеуловителя характерно снижение фракционной эффективности улавливания при уменьшении размеров частиц менее 2ч-1 мкм, однако не такое резкое, как для других типов пылеуловителей.

Для расчета фракционной эффективности пылеулавнивания с использованием имлакторов была разработана специальная программа.

100

ш о х ГГ

■в" -9-

к 80

I V «О I —1- ----г ■ 1 1 —1—

♦«»"о '«И» 0,0 о «0»< о

- -

1 5 = 0,0004 \/=0,111 I , I , I

• 1 1 1

Э"

ю о

го &

д л

¡2 —

£ «=■

о: га

о.

О □

т-1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-г

о I ¿ааааааааб

□

-д-+--+ ♦

+ ♦

л ♦

★

„ А ¥ +

Ф Ф Ф ф —*

* * *

4 5 6 с(%)

Рис. 10а. Общая эффективность пылеулавливания стеклянных шариков в зависимости от их концентрации в улавливающей жидкости. 100

ее

I 95 ш

90 85 80 75 70 65 60 55

♦ *

+ *

с = 0,2%

□ 0 = 2.1 %

Д с = 4,0%

+ с = 5,9%

♦ с=7,7%

★ с = 9,5%

10 15

диаметр частиц с! ( мш )

Рис. 10. Фракционная эффективность пылеулавливания стеклянных шариков.

о:

га

с;

га

с;

л __

С] о

s tr

0) -6-

•е- m

го

100

. ❖ ♦ > ♦ о ❖ о

о ♦ О

S = 0,002 ' V = 0.111 ■ r~r~

_ 1 __________1_

10;

С(%)

Рис. lia. Общая эффективность пылеулавливания сажи в зависимости от ее концентрации в улавливающей жидкости.

а) с; 3 с л

1 чР

со О^ S w

fc ~ # р

гт

со

100 S0 80 70 60 50 40 30 20 10 0

диаметр частиц d ( мкм ) Рис. 11. Фракционная эффективность улавливания частиц сажи.

--1-1--1-1- -1-1-1-г . у Ж Ж Ж > 1 1 k i < Ж Ж Ж Ж )

ж * " « H )<> о о о <

"А < - s О Ж >

★ * * * * * 1 4" с= 0,5 % |- X с= 4,9 % j

Л * X —

★ * с = 8.S % □ св 9,7 %

* ! -

J □ U и " •

* С □ □ 1 -

D И , . , 1 i i.i ■

о; х х га со з п; со

га &

ш с;

2 С

Л О"-4

Ь -

со о

Ё ш

■е

-е-

о к го

3 ю о

100

> о о1 о 'о « ^ III 7-Г1ТТ1-О О

1 О ;

Э = 0,002 У = 0,111 > 1111 М 1 1 1 1 1 1 Г ¡о

с ( % )

Рис. 12а. Общая эффективность пылеулавливания доменной пыли при различных ее концентрациях в улавливающей жидкости. 100 к 90

I 80 £ с; ш

§ 70 о*

I 60

с .а

& 50 о —

§ Ь 40 £ ~ Я -о -8- 3 30

£ 20

о пг

10 0

^ ^ $ $ "4* Ф Я* ^ я* ^ я /^ч X 4ч >','-, X >-',-< Ж Дч 4-

.++++++++++

+ + + . х + -к * ">

+ " + *** г ж

+ * •

★ ■

* ★ +• с = 0,9 % X с = 5,1 % 0 с = 9,7 % + с = 11,8% •к с = 13,5 % ;

;

- I

■ 1 1 I

диаметр частиц с) ( мш ) Рис. 12. Фракционная эффективность улавливания частиц доменной пыли.

1 1 1 I- TI II O ГГ1Т- -i i i -i—1 "I 1 "1 i—Г 1 >°«o<'<,<><,< 1 1-1 T" 0<>O

- 0

- o

S = 0,002 0 .

V = 0,111

lili ,.l—L-.l. 1— IIII i i l—i -I..1 J— -IIII

О 5 10 1 5 2 0 25 30 35

«о С(%)

Рис. 13а. Общая эффективность пылеулавливания галька при различной его концентрации в улавливающей жидкости.

£ £ <0 С1 s

с о <я с

гГ

с 3 с л

100

X -чр

CQ О4

S ^

fe ~

0) -л

-е- Z бо

■е- г

О)

к ш

i 50

Л ir

V V

+ c = 0,9 %

X c = 9,9 %

o с = 18,6 %

□ c = 25,3 %

G с = 28,1 %

Л с = 29,9 %

•Сг с = 31,6 %

с = 33,2 %

диаметр частиц <3 ( мкм) Рис. 13. Фракционная эффективность улавливания частиц талька.

6 -

ш о

£ ш

-8-■&

го

3" ю о

. <» О1 ф ' О 'О » о о1 о 'о <г о ._ ,----,. ,. о

❖ ;

1 Э = 0,002 У = 0,111 < 1 _ .. 1. . 1 .. X 1 I I I Г1 |"| |"Т Г" о ¡о 1

С ( % )

Рис. 12а. Общая эффективность пылеулавливания доменной пыли при различных ее концентрациях в улавливающей жидкости. 100 90 80 70 60 50

го ш

с; ш го

га о. -8-

40 30 20 10 0

^ ^ $ Ф да да > <Ж4* &>кЫЖ&Ж& -Ф.

.+++++++++Т "

+ * + 1. -А- -¿с "А"

+ ' + ■4т -к * г*

+ ★ ■

★

* +• с= 0,9% X с = 5,1 % о с = 9,7 % + с = 11,6% с = 13,5% ;

- !

1 1 > 1 ( 1 1 , 1

диаметр частиц <1 ( мкм ) Рис. 12. Фракционная эффективность улавливания частиц доменной пыли.

и:

I 100

с; 2 с л

г „

СП о

s Р" Ё <и •6-9-

о 90

к п

го О

1D О

3 = 0,002 V = 0,111

i i i i I .i i i i

»««О0« ' <>♦*<>««<

о .

15 20 с ( % )

Рис. 13а. Общая эффективность пылеулавливания талька при различной его концентрации в улавливающей жидкости.

lili

i <0 а s с а га

с; >>

о с л с л

ш S fe а -8-е-

100

гг

га о. -в-

. д

-I—i—i—г-

v v 4

4- с = 0,9 %

X с = 9,9 «/.

О с = 18,6 •/.

□ с = 26,3 %

G с = 28,1 %

д с = 29,9 •/.

Л с = 31,6%

V с = 33,2 'А

5 10

диаметр частиц d ( мкм )

Рис. 13. Фракционная эффективность улавливания частиц талька.

8.57 % <

62.96 % <

100.00 % <

0.50 рт

5.00 рт

20.00 рт

80.00 рт

19.36 % <

8921 % <

100.00 % <

1.00 рт

8.00 рт

40.00 рт

100.00 рт

зо.оа % <

99.32 % < 100.00 % <

2.00 рт 12.00 рт 60.00 рт

5.00 % < 0.38 рт

20.00 % < 1.05 рт

40.00 % < 3.01 рт

55.00 % < 4.32 рт

70.00 % < 5.63 рт

85.00 % < 7.32 рт

10.00 % < 0.55 рт

25.00 % «г 1.47 рт

45.00 % < 3.46 рт

60.00 % < 4.74 рт

75.00 % < 6.12 рт

90.00 % < 8.13 рт

15.00 % < 0.75 рт

30.00 % < 1.99 рт

50.00 ■к < 3.90 рт

65.00 % < 5.18 рт

80.00 % < 6.69 рт

95.00 % < 9.34 рт

Рис. 14. Грансостав пыли (сажи), вводимой в аппарат с вихревым элементом

Грансостав одной го исходных пылей (сажи) показан на рис. 14. Из данного рисунка видно, что содержание частиц размером менее 1 мкм - более 20 %. Эффективность улавливания этих частиц водой при концентрации пыли в воде менее 5 % достаточно высокая и составляет 75 % (см. рис. 11).

В третьей главе определяются критические или предельные концентрации пылей в улавливающей жидкости, при достижении которых начинает существенно падать эффективность пылеулавливания и знание которых позволяет организовать оптимальную рециркуляцию улавливающей жидкости. Данные исследования проводились на установке, представленной на рис. 6. Под критической (предельной) концентрацией пыли в жидкости понималась такая концентрация, при превышении которой начинала существенно падать общая эффективностышлеулавливания.

Исследования показали, что данная критическая концентрация зависит от свойств образующейся суспензии.

На рис. 10, 11, 12 и 13 представлены зависимости общей эффективности пылеулавливания от концентрации пылей стеклянных шариков, талька и сажи в воде. Из данных рисунков видно, что найденные нами значения предельных концентраций пыли в воде резко отличаются друг от друга для разных пылей. Например, для талька предельная концентрация равна 30%, для доменной пыли -10%, для сажи - 5%, а для стеклянных шариков и окиси титана - только 2%.

Было высказано предположение, что изменение эффективности пылеулавливания при достижении предельной концентрации связано с изменением характера движения улавливающей суспензии вследствие изменения ее реологических свойств.

Для подтверждения данного предположения для всех испытываемых пылей были выполнены исследования изменения реологических свойств суспензий при повышении концентрации твердой фазы. Исследования выполнялись на реотестах при различных концентрациях твердой фазы в жидкости и разных скоростях сдвига.

8.57 %< 0.50 рт 19.33 % < 1.00 рт 30.06 %< 2.00 рт

62.96 % < 5.00 рт 89.21 % * 8.00 рт 99.32 %< 12.00 рт

100.00 % < 20.00 рт 100.00 % « 40.00 рт 100.00 % < 60.00 рт

100.00 % < 80.00 нт 100.00 * < 100.00 рт

5.00 %<■ 0.38 [ЯП 10.00 % с 0.55 рт 15.00 % < 0.75 рт

20.00 % < 1.05 рт 25.00 %< 1.47 рт 30.00 % < 1.99 рт

40.00 %< 3.01 рт 45.00 % < 3.40 рт 50.00 % < 3.90 рт

55.00 %< 4.32 рт 60.00 % < 4.74 рт 65.00 %< 5.18 рт

70.00 %< 5.63 рт 75.00 % < 6.12 рт 80.00 % < 6.69 рт

85.00 % < 7.32 рт 90.00 % < 8.13 рт 95.00 %< . 9.34 рт

Рис. 14. Грансостав пыли (сажи), вводимой в аппарат с вихревым элементом

Грансостав одной из исходных пылей (сажи) показан на рис. 34. Из данного рисунка видно, что содержание частиц размером менее 1 мкм - более 20 %. Эффективность улавливания этих частиц водой при концентрации пыли в воде менее 5 % достаточно высокая и составляет 75 % (см. рис. 11).

Исследования показали, что данная критическая концентрация зависит от свойств образующейся суспензии.

Касательные напряжения сдвига рассчитывались по известному уравнению Освальда де Велла:

По этому уравнению определялись значения кип для различных концентраций пыли в воде. По величинам кип определяли, какой характер течения имеет суспензия - ньютоновской или неньютоновской жидкости.

Исследования реологических свойств суспензий пылей в воде позволили обнаружить чрезвычайно интересный с научной и практической сторон факт, который свидетельствует о том, что при достижении предельной концентрации пыли в улавливающей жидкости, замеренной по результатам пылеулавливания, суспензия по реологическим свойствам переходит го ньютоновской жидкости в неньютоновскуго.

Все это позволило нам разработать экспресс-метод для определения предельных концентраций пыли в улавливающей жидкости, используя лишь реотестовый метод испытания свойств суспензий. Было также отмечено, что при превышение предельных концентраций наиболее интенсивно начинает падать эффективность улавливания тонких фракций пылей - частиц размером менее 5 мкм.

Определение критических (предельных) концентраций пылей в жидкости позволяет получить максимальную степень ее рециркуляции.

Степень рециркуляции улавливающей жидкости можно рассчитать следующим образом:

х - к • у0

(5).

Р _ Ой. = <3 -<?о = 1 _

<э <з <г

(6).

Используя уравнение баланса массы пыли, находим С>0;

V • - в.) » V • Б, = • С0 (7).

Для расчета степени рециркуляции жидкости концентрацией пыли в отходящем воздухе можно пренебречь (Бо^О). С учетом (7) выражение для расчета степени рециркуляции будет иметь следующий вид:

где С0 - критическая (предельная) концентрация пыли в жидкости, г/м^.

Величина е может быть равна нулю, если вся жидкость после пылеуловителя сливается и вторично не используется и равна 1 в случае периодически заливаемой жидкости и ее циркуляции до достижения предельной (критической) концентрации пыли. В данном случае, при условии идеального перемешивания суспензии в сборнике, можно легко рассчитать время, в течение которого в улавливающей жидкости будет достигнута предельная концентрация пыли. Такой режим работы - непрерывный по очищаемому газу и периодический по улавливающей жидкости, будет самым экономичным по ее расходу. При больших значениях предельных концентраций Со расчеты по выражению (8) дают высокую степень рециркуляции, которая в практических случаях может быть понижена, например, для получения устойчивой работы оборудования для подачи суспензии, так как суспензии талька, мела при их предельных концентрациях достаточно густые.

Известно, что при повышении концентрации пыли в жидкости вязкость возрастает. Представляет большой теоретический и практический интерес выяснить, как влияет вязкость самой жидкости на процесс пылеулавливания. В литературе в настоящее время не имеется сведений о влиянии вязкости жидкостей на процесс мокрого пылеулавливания.

Для выяснения этого влияния работу проводили с незамерзающей жидкостью при различных ее температурах. Для этих целей была собрана специальная экспериментальная установка, на которой можно было изменять температуру жидкости от +30°С до -30°С. • Она являлась ньютоновской жидкостью во всем диапазоне изменения.

Для пылеулавливания использовалась 50%-ная концентрация данной

жидкости. При этом вязкость жидкости подбиралась такой же, какой она была в

большинстве случаев при критических концентрациях пыли, т.е. соответствовала

вязкости суспензии при предельных концентрациях пыли. Температура воздуха и

жидкости при пылеулавливании изменялась от +15°С до -15°С. Вязкость

-3 -3

жидкости изменялась от 410 до 8,1 10 Пас. Исследования показали, что

изменение температуры от +15°С до -10°С, а, соответственно, и вязкости

жидкости сказывается незначительно на общей эффективности пылеулавливания (

г) изменялась от 99,5 до 97,8 для талька с размерами частиц менее 15 мкм) (см.

рис. 15). Можно отметить, что общая эффективность пылеулавливания для данной

жидкости при плюсовых температурах была несколько выше, чем для чистой

воды, что объясняется меньшим значением поверхностного натяжения в

-3 -3

сравнении с водой при данной температуре (стад =73-10 Н/м; стж=6110 Н/м).

Подобные исследования позволили нам сделать следующий вывод. Повышение вязкости жидкости не оказывает влияния на механизм захвата частиц, а сказывается лишь на образовании структуры улавливающего слоя, что и ведет к некоторому снижению эффективности улавливания тонких фракций частиц с размерами менее 2 мкм при больших значениях ее вязкости.

Проведенные исследования позволили нам рекомендовать вышеуказанное оборудование и незамерзающую жидкость для работы в зимних условиях вне помещения и для случаев аварийных, внезапных выбросах запыленного воздуха

3'6

при использовании исследуемого вихревого аппарата при периоднческои заливке жидкостью.

100

го т к с; т

га £

о с;

3 _ = ^ 99

х Р*

I 98.

3" ю о

-10

1 —1 I—1—г— 1 -I -Г1 -1—1—г-т— ■ 1 -1 -1- г —1—I—■—г—] < 1 " > -

< . 1.. * >; -

в = 0,002 V = 0,111

> 1. 1 1__1 _| _ 1- -1-1.1. 1 .. —1_

__и. а__1_ 11.1

-5

[°С]

Рис.15а. Общая эффективность пылеулавливания частиц талька при различных температурах незамерзающей жидкости. 5 100

га с; >, а>

.о с

о —

§ Ь 85 £ ~

■в- р « 80

о г

(Я о.

—1— □

ф V " Т Л ЛДЛ^

О л

--л-

□ Г- 288 К

О т = 273 К

А т= 263 К

5 10

диаметр частиц (1 ( мш )

Рис.15. Фракционная эффективность пылеулавливания частиц талька.

I_■

По данной главе можно сделать следующие выводы: малое влияние вязкости самой жидкости при ее значениях, равных вязкости суспензии при предельных концентрациях пыли и существенное падение эффективности пылеулавливания при превышении критических концентраций пыли в суспензии без заметного изменения структуры улавливающего слоя свидетельствуют о том, что при Достижении критических (предельных) концентраций пыли в улавливающей жидкости возникают дополнительные сопротивления захвату частиц пыли на поверхности раздела фаз. При этом несмачиваемые и удовлетворительно смачиваемые пыли с большим трудом проникают вглубь объема жидкости и поэтому создают большие сопротивления захвату частиц на поверхности раздела фаз при значительно меньших концентрациях пмлей (например, С"льк = 30%; С™ =5%).

Четвертая глава посвящена тепло- и массообмену при термической десорбции кислорода из воды паром в аппарате с высокоэффективной пакетной насадкой.

Исследования, проведенные по пылеулавливанию в аппарате с несколькими слоями пакетной насадки, свидетельствуют о высокой эффективности массообмена данной оригинальной насадки, представленной на рис. 16. Естественно было предположить, что и комбинированные тепло-и массообменные процессы будут реализоваться в подобном аппарате с высокими скоростями. Насадка, изображенная на рис. 16, отличается от насадки, используемой для пылеулавливания наличием в каждой ячейке (вверху) сепарационно-массообменной зоны, что повышает предельные скорости газа и увеличивает интенсивность тепло- и массообмена.

Процесс термической десорбции кислорода из воды был выбран вследствие того, что это, во-первых, важный для практики процесс, который реализуется в настоящее время в аппаратах малой интенсивности, и, соответственно, больших габаритов, а, во-вторых, массообмен в данном процессе целиком определяется теплообменом.

Процесс десорбции кислорода из воды необходимо реализовать на электро- и тепловых станциях при больших производительностях по воде, что позволяет резко снизить коррозию аппаратуры при высоких температурах воды и пара.

Кроме этого, необходимо понижать содержание кислорода в бассейнах для выращивания мальков рыб с целью исключения развития болезнетворных бактерий, что приводит к резкому повышению выживаемости мальков. Такие же проблемы, связанные с удалением кислорода, возникают при реализации процесса обессоливания морской воды.

Анализ литературных источников по десорбции кислорода из воды показал, что десорбция кислорода осуществляется двумя способами: химическим и термическим. Химический метод не всегда приемлем вследствие наличия в воде после его применения химических соединений. Поэтому наиболее подробно анализировался механизм, аппаратура и методы описания процесса термической десорбции. Сравнительно большой объем исследований по термической десорбции был выполнен в России и США в 60-70 гг. Причем в США исследования по термической десорбции кислорода осуществлялись, в основном, для морской воды. В последние 25 лег в литературе практически ничего не опубликовано по термической десорбции. Из имеющихся опубликованных работ (в диссертации дается обзор всех опубликованных работ) следует, что аппараты, которые используются для термической десорбции, реализуют, в основном, барботажный принцип нагрева воды и удаление кислорода паром. Интенсивность процесса в них невелика и при больших производительностях по воде они имеют также большие габариты. Колонные насадочные

аппараты (с насадкой типа колец Рашига) имеют сравнительно невысокие удельные производительности, поэтому в практике используются редко.

Методы расчета процесса термической десорбции кислорода основаны в большинстве случаев на критериальных зависимостях, полученных на аппаратах определенной конструкции и поэтому не могут быть перенесены на колонные аппараты с вихревой высокоинтенсивной насадкой.

В этой связи первой задачей этой части диссертации была разработка высокоинтенсивной по тепло- и массообмену и высокопроизводительной насадки малого удельного веса и простой в изготовлении.

Второй задачей этой части работы явилась режимно-конструктивная оптимизация процесса термической десорбции, связанная с максимизацией удельной производительности аппарата и степени удаления кислорода из воды при минимуме затрат.

Третья задача посвящена разработке математической модели процесса термической десорбции, метода расчета на ее базе оптимальных габаритов колонны с высокоэффективными насадками.

В настоящей работе для проведения процесса термической десорбции кислорода из воды паром была изготовлена колонна диаметром 200 мм, в которой можно было установить несколько слоев насадки. Насадка в отличие от пылеулавливающей установки была усовершенствована для создания пульсационно-вихревого движения и сепарации воды в каждом элементе насадки.

Схема экспериментальной установки представлена на рис. 17.

Установка для термической десорбции позволяла изменять в широких пределах рас ходы пара и воды, а также начальную температуру воды. Расходы воды изменялись от 150 до 1500 кг/ч, а расходы пара - от 20 до 150 кг/ч. Для поддержания заданной начальной температуры воды использовались емкости 3 и 4, одна из которых представляла собой ультратермостат емкостью 150 л. На установке замерялись следующие параметры: температура воды в емкостях 3,4 в баке 12 и по слоям насадки, расходы воды и пара, параметры пар, входная и выходная концентрации кислорода в воде.

Начальная концентрация 02 в воде менялась от 3 до 10 мг0г / кггоды (РРМ). Концентрация кислорода на входе и выходе из установки измерялась с точностью ±0,01 РРМ прибором 0xi-2000 фирмы WTW. Степень использования пара в установке определялась с помощью конденсатора 2. В

1 234567 89 10

усреднения температуры воды; 4 - ультра-термостат; 5 - ороситель-распределитель воды; 6,7 - приборы для измерения температур; 8 - электрический расходомер; 9,19 - пробоотборник; 10 - прибор для определения концентрации 02 в воде; И - трубопровод; 12 - бак; 13 - насос; 14 - трубопровод ввода пара в верхнюю часть колонны; 15 - колонна; 16 - расставленная упаковка; 17 - компактная упаковка; 18 - трубопровод для введения пара в нижнюю часть колонны.

колонне 15 изменяли число пакетов установки от 1 до 7 и могли устанавливать пакеты компактно один на другой или с расстановкой их друг от друга на величину высоты слоя насадки.

Схематически вид пакета вихревой насадки для проведения тепло- и массообменных процессов представлен на рис. 16. Подобная конструкция вихревой насадки позволяет не только осуществлять интенсивный тепло- и массообмен, но также и обладает хорошей сепарациоиной (для капель) эффективностью, что было показано специально проведенными исследованиями.

Экспериментально найденное оптимальное остаточное количество пара равно 2-^3 кгларя / тводи (для вентиляции колонны).

Учитывая, что колонна имела несколько слоев насадки, а движение фаз - противоточное по механизму взаимодействия между паром, который двигался снизу вверх, постоянно конденсируясь в воде, и водой, движущейся сверху вниз, иасаяочный аппарат был разбит на 4 зоны:

1-я зона (внизу аппарат) - зона взаимодействия свежего вводимого насыщенного пара со струями воды, стекающими с нижнего слоя насадки;

2-я зона - зона пульсационно-барботажная в нижних слоях насадки;

3-я зона - зона пленочного течения воды в верхних слоях насадки;

4-я зона - зона контакта капель воды, вытекающих из распределителя, с остаточным содержанием пара, который не только немного подогревает воду в этой зоне, на также и выводит десорбируемый кислород из колонного аппарата.

Анализ экспериментальных данных и первичное математическое моделирование показали, что процесс десорбции осуществляется преимущественно во второй и третьей зонах,так как в первой зоне происходит взаимодействие пара с водой, нагретой до 97-99°С, в которой содержаннис кислорода мало. В четвертой зоне расход пара мал, поэтому он не оказывает большого воздействия на воду. Это дало возможность в процессе моделирования не учитывать эти две зоны, что привело к ошибке не более 3+5%,

Теплообмен в данном аппарате первичен, поэтому первыми уравнениями для каждой из зон являются уравнения теплообмена между "острым" паром и водой.

Поскольку основными рабочими зонами являются зоны 2 и 3, то в автореферате и диссертации представлены математические модели для этих зон.

Вторая зона - зона пульсационного барботажа пузырьков пара через слой воды в элементе насадки оригинальной формы. Физическая модель ячейки второй зоны представлена на рис. 18. Представленная и опубликованная ранее [(20) в автореферате] математическая модель тепло- и массообмена при чисто барботажном движении пузырьков пара не позволяет в настоящее время. адекватно рассчитать эффективность десорбции кислорода из воды в данной зоне, так как в литературе отсутствуют данные по полям скоростей в жидкости перед пузырьком пара, в зазоре между пузырьком и стенкой ячейки и после пузырька. Расчет же по средним значениям скоростей подъема пузыря и течения жидкости дает нам резко заниженные значения величин , тепла и массы в сравнении с экспериментальными. .

, Все это позволило нам сделать вывод, что мощные турбулентные пульсации деформированных, вытянутых вдоль оси движения пузырьков пара, следующих один за другим, так как в этом случае затрачивается минимум энергии на их подъем, создают на менее мощные турбулентные пульсации в воде, резко ускоряющие коэффициенты тепло- и массопереноса (коэффициенты турбулентной диффузии). В этой связи для получения адекватной модели необходимо знать истинное распределение скоростей и коэффициентов турбулентной диффузии по толщине слоя жидкости от оси движения до стенки элемента насадки.

Поэтому физическую модель ячейки насадки второй зоны удобно представить как движение вытянутых элипсовидных пузырьков пара, следующих один за другим вверх, которые создают волновое турбулентное движение жидкости вниз, т.е. движение жидкости вниз можно представить как турбулентное волновое течение толстой пленки с максимальной амплитудой основной волны, равной половине диаметра пузыря.

При конденсации большого количества пара на первых слоях насадки второй зоны, движение воды в верхних слоях насадки переходит в чисто волновое пленочное течение. .

При взаимодействии пара с пленкой жидкости происходит конденсация пара, снижающая скорость его движения и приводящая к изменению толщины данной пленки по высоте насадки, а, следовательно, к изменению всех гидродинамических и тепломассообменных параметров системы. Чтобы адекватно вычислять эти параметры, нужно знать распределение скоростей в .пленке. Поэтому для получения распределения скоростей в жидкой пленке, омываемой противотоком пара с учетом сил турбулентной вязкости, было записано следующее известное уравнение равновесия:

к-у

аи

(9).

ЛУ 1 2-р„ .

где 6- толщина пленки, м; '

у - горизонтальная координата, м; Су - коэффициент трения пара о воду;

ис - среднее значение скорости пара по каналу, эквивалентному среднему размеру пузырька, м/с;

и - локальная скорость жидкости, м/с;

ра, р1 - соответственно плотности пара и жидкости, кг/м3;

к - постоянная Кармана, равная 0,4.

Интегрирование уравнения (1) и некоторые его преобразования позволили получить нам уравнение для расчета распределения скоростей жидкости по толщине пленки:

и(у) = -

8 —

С, -Ра-VI

2.^-1-

Р,.

■ III-

(Ю),

где 8„ - толщина вязкого подслоя, мм.

Данное уравнение использовалось нами далее для расчета распределения по толщинам пленки и для расчета коэффициентов эффективной диффузии.

Используя выражение (2), была найдена средняя скорость по толщине пленки, откуда далее было получено уравнение для расчета среднего значения толщины пленки жидкости при противоточном движении газа (пара):

3 = А +

Ра

3 4- 2,5 • 1п

8-е>

Рь

(11).

-19

где Ь - расход жидкости, кг/с; V - вязкость жидкости, м2/с.

(12),

2-ё Р, \\-pJp,)

Согласно Шакриладзе И.Г. коэффициент трения пара о пленку жидкости равен:

' Рс-иа

где ) = — - массовый поток сконденсировавшегося пара; г

с] - тепловой поток от пара к жидкости;

г - теплота парообразования.

Имея зависимость для расчета распределения скорости течения жидкости по толщине пленки, можно записать математическую модель тепло- и массолереноса сразу для двух зон: второй и третьей.

Поле температур при пленочном пульсирующем течении жидкости описывается следующими уравнениями конвективного тепломассопереноса (по аналогии с работами Кутателаде С.С.):

Для парогазовой среды:

-<-<1,

+ (14).

61 & а 1<3г2 д„ ах) к '

Для воды:

оЛ-,

и4 & = + (15).

& ду) V '

Начальные условия для выражений (14-15):

— ' > ГГ.Н ~ ' •

грП

Граничные условия:

<Я1

сы.

А; ' Ра ■ С "

ду Я«

¿к

= 0;

I Су

+ Я

(16).

Поле концентраций десорбируемого кислорода опишется следующим образом.

Для пара:

1 сС,

ск1 +

(17).

Для воды: °<f<1;

& L ду1 R„ ф

(18).

В уравнениях (17-18):

U. - скорость движения фаз в вертикальном направлении.

Начальные условия д ля уравнений (17-18): Cc(x,z = o) CL(y,z - НА) С" ' С" "к

Граничные условия:

сСа ~1к = ( v ¿С, • ^ = 0 ' НО

'Ус'

= Н-С, I

(19).

Вышеприведенные математические модели базовых ячеек не имеют аналитического решения и требуют численных методов.

Переход от моделей базовых ячеек к модели аппарата в целом достаточно прост, так как базовые ячейки основных 2-й и 3-й зон представляют собой единичные элементы насадочной тарелки.

Для решения систем уравнений 14+18 численным методом необходимо знать значения коэффициентов турбулентной диффузии для жидкости и пара.

Турбулентные течения в сложной системе пар-жидкость определяются не только общими расходами обоих потоков, но и конструктивными особенностями используемой нами насадки. В настоящей работе для расчета пульсационных составляющих движения потоков использовались подходы полуэмпирической теории турбулентных пульсаций, в которой используется уравнение для турбулентной кинетической энергии, отбираемой от осредненного движения в единичном канале:

_ /-«0,5

~ Р, ' СМ

(20),

где Ту - величина касательного напряжения, определяемая по уравнению (22);

См - коэффициент, принимаемый равным 0,09.

Ц = -у ' С1 ■ Рч

(21),

где Cf - местный коэффициент трения.

Данный подход был успешно опробирован ранее на кафедре МАХП ИГХТА в работах Кокиной Н.Р. и Миронова В.П. для осуществления процесса абсорбции в аппарате с трехфазным слоем.

Введение в качестве основной характеристики газового и жидкостных потоков кинетической энергии турбулентности позволяет, сохраняя ясную физическую картину, учесть все конструктивные особенности аппарата и насадки, режимные характеристики процесса, физико-химические свойства агентов и, кроме того, значительно сократить количество переменных, входящих в систему уравнений, определяющие основные гидродинамические параметры аппарата.

Результатом теоретических и экспериментальных исследований теории турбулентных пульсаций явился вывод о том, что нестационарность потока не оказывает фундаментального влияния на структуру турбулентности, если частота колебаний внешнего потока значительно меньше характерной частоты турбулентных пульсаций.

Одной из важнейших характеристик турбулентного течения является величина диссипации кинетической энергии турбулентности:

См=0,09;

- масштаб турбулентных пульсаций, определяемый чаще всего по выражению:

1,1=0,05-<1И (23),

где <1^1 - конструктивный размер характерного единичного канала, возбуждающего турбулентные пульсации.

Рассматривая схему элемента нашей насадки (рис.18), можно выделить три характерных единичных канала, возбуждающих турбулентные пульсации своего масштаба:

с1]с1 - канал, соответствующий конструктивному размеру насадки;

(1|с2 - канал, определяющий размеры закручивающей лопасти вихревой насадки; .

с1(сЗ - канал, характеризующий размеры входной и выходной щели насадки.

Для второй зоны тепло- и массообмена четвертым каналом является размер пульсирующего пузырька, масштаб которого определяли по выражению:

1в « (24).

Точно также для 3-й тепло- и массообменной зоны 4-м каналом является толщина пленки жидкости.

Каждый канал генерирует в обоих потоках динамическую скорость деформации, которая определяется следующим образом:

и* =02- и'' » Ле0,125

(25).

Рис. 18. Схема элемента вихревой насадки.

Таким же образом каждый единичный канал создает свою пульсационную скорость в потоках:

и& = 0, 75 • и! (26).

Результатом взаимодействия газового и жидкостного потоков является развитие волн на границе раздела фаз, причем каждый единичный канал вызывает собственную амплитуду и частоту волн:

и^ • рг

= тК^ <27)'

у и хд Рж

Коэффициент турбулентной диффузии рассчитывается как статистическая сумма коэффициентов турбулентной вязкости, каждый из которых соответствует своему единичному каналу и своим турбулентным пульсациям.

От, = £ V, (28).

Для определения коэффициента турбулентной вязкости применяем формулу Колмогорова-Прандгля, которая, на наш взгляд, наиболее полно учитывает энергетические, частотные и конструктивные параметры вихревой насадки. Для газа можно записать следующее выражение:

V™, = (29).

Для жидкой фазы зависимость для коэффициента турбулентной диффузии вязкости будет иметь вид:

vтж¡j = А? • и^ (30).

Следовательно, используя подобный энергетический подход и найдя, какие конструктивные параметры определяют турбулентные пульсации, легко можно рассчитать значения коэффициентов турбулентной диффузии.

На основании предложенной модели составлены программы, алгоритм и методика расчета термического десорбера из воды паром.

Ниже представлен алгоритм расчета полей температур и концентраций кислорода в паровой и жидкой фазах.

начало

Блок схема алгоритма итерационного расчета процессов тепломассопереноса в десорбере.

С учетом предложенного алгоритма выполнен расчет изменения температуры воды и концентрации кислорода в ней в зависимости от числа слоев насадки.

Адекватность предложенной модели подтверждена

удовлетворительной сходимостью между расчетными и экспериментальными данными по изменению температуры воды и концентрации кислорода по высоте слоев насадки. На рис. 19 сплошные кривые - расчетные данные, а точки - экспериментальные данные при заданных начальных параметрах воды и пара.

Предложенная математическая модель и программы расчета по заданной конечной концентрации кислорода в воде и ее производительности, заданных начальных параметрах пара (например, пар насыщенный, Тгшач=105 °С) позволяют рассчитать габариты аппарата: диаметр аппарата и число слоев вихревой пакетной насадки.

\ \ <

! *

\ }

' \ ' \

\ \ /

\ )

' \ г \

\ \ /

\ /

' \ { ^

\ / \ !

тт

с [ррт]

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0

50 60 70 80 90 100 110 120

Рис.19. Сравнение расчетных и экспериментальных значений температур и концентраций кислорода по слоям вихревой пакетной насадки.

Теоретические и экспериментальные исследования показали высокую эффективность предложенной нами вихревой насадки для осуществления тепло- и массообменных процессов.

Подобные аппараты с вихревой пакетной насадкой могут быть предложены и для осуществления других тепло- и массообменных процессов.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ ПО ДИССЕРТАЦИИ:

1. Созданы малогабаритные, простые в изготовлении, вихревые пакетные насадки, позволяющие с высокой эффективностью осуществлять тепло- и массообменные процессы при широком диапазоне изменения расходов газа и жидкости.

2. Использование пакетной вихревой насадки с расстановкой пакетов друг от друга на 0,5 высоты слоя тарелки для процесса пылеулавливания повышает его эффективность вследствие наличия зависающего слоя жидкости между пакетами, играющего роль не только дополнительного массообменного устройства, но и оптимального пульсирующего дозатора жидкости во все элементы, нижележащего пакета насадки. Наличие такого слоя жидкости между пакетами позволяет снизить расход орошающей жидкости пропорционально увеличению времени ее пребывания в аппарате.

3. Исследования по улавливанию пылей в аппаратах с вихревой пакетной насадкой при большой длительности опыта показали высокую ее устойчивость и надежность в работе (отсутствие случаев забивания насадки пылью или шламами).

4. Найдены оптимальные режимы работы пылеуловителя с вихревой пакетной насадкой, соответствующие скорости воздуха 4т4,5 м/с, числу пакетов вихревой насадки, равному 5, эффективности пылеулавливания -99,5% для всех испытанных пылей.

5. Разработана математическая модель и получены уравнения в явном виде для расчета эффективности пылеулавливания в аппарате с вихревой пакетной насадкой при широком диапазоне скоростей газовой и жидкой фаз и разных способах установки пакегов насадки.

6. Найдены такие предельные концентрации различных по физико-механическим свойствам пылей в улавливающей воде, при превышении которых начинает существенно падать эффективность пылеулавливания. Впервые обнаружено, что эти предельные концентрации пылей в воде соответствуют переходу суспензий по реологическим свойствам из ньютоновской жидкости в неньютоновскую.

7. Экспериментально обнаружено, что эффект снижения эффективности пылеулавливания при превышении предельных концентраций пылей в улавливающей воде связан, прежде всего, с уменьшением к.п.д. улавливания самых мелких частиц (размером менее 3 мкм для всех пылей).

-3 -3

8. Изменение вязкости улавливающей жидкости (от до МО до 8-10 Па с - от вязкости воды и выше) не оказывает существенного влияния на эффективность пылеулавливания.

9. Показана высокая эффективность улавливания (т)>99,5%) даже для несмачивающихся пылей в аппарате типа Ротоклон оригинальной конструкции.

10. Разработаны математическая модель, программы и алгоритмы расчета тепло- и массообмена при термической десорбции кислорода из воды паром с учетом турбулентных пульсаций в парогазовой среде и жидкости в аппарате с вихревой, оригинальной пакетной насадкой.

11. Разработана математическая модель и методика расчета коэффициентов турбулентной диффузии с учетом турбулентных пульсаций от основных конструктивных элементов вихревой насадки.

12. Разработан высокоэффективный и высокопроизводительный десорбер кислорода из воды паром с вихревой, оригинальной пакетной насадкой.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В СЛЕДУЮЩИХ РАБОТАХ;

1.1. Кга\усгук, .1. Р1кос

Вас1ате ргоссзи ос!ру1аша ко1итше ге ггазгапут дауретешет котугко\уут. ОсЬгопа Ротосггга, 6/1982, б. 32 - 36

2.1. Кга№сгук, X Ккос

Analiza doitwiadczalna procesu odpylania wybranych pyiyw w kolumnie ze zraszanym wypeinieniem komyrkowym, Niemiecko - Polska Konferencja Iniynierii i Aparatury Chemicznej, TUB, Berlin Zachodni, 1982,

3. J. Krawczyk, J. Pikoc

Beurteilung der Brauchbarkeit des Zellenftllkorpern in Nasser Standabscheider,

Mechanical Processes in Chemical Engineering, Karpacz 1984.

4. J. Krawczyk, J. Pikoc

Beurteilung der Brauchbarkeit des Zellenftllkorpern in Nasser Standabscheider, Prace Naukowe Politechniki Wrociawskiej, 45/7/1984, s. 43 -53

5. J. Krawczyk, Z. Roszak

Wett Scrubber with Cell Packing,

3rd Mediterranean Congress on Chemical Engineering, Barcelona 1984,

6. J. Krawczyk, J. Pikoc

Abscheider mit Zellenfbllkorpern, Staub Reinhaltung der Luft, 1/1985, s.22 -25

7. J. Krawczyk

Staubabscheidegrad in einer kolonne mit berieschten Zellenfllkorper, Chemische Technik, 1986,

8. J. Krawczyk

Study on Performance of Batch Turbulent Wascher, CHISA'87 -International Congress of Chemical Engineering, Praga 1987.

9. J. Krawczyk

Ceramiczne filtry awiecowe, III Ogylnopolskie Seminarium Rozdzielania Zawiesin Ciai Staiych w Piynach, Warszawa 1987.

10. J. Krawczyk

Anwendung von Zellenftllkorper ftr die Nassentschtaubung, Internationales Treffen ftr Chemische Technik und Biotechnologie, ACHEMA'88, Frankfurt.

11.J. Krawczyk. J. Kasz

Application of a Turbulent Washer to Bath Dust Removal Process, Internationales Treffen ftr Chemische Technik und Biotechnologie, ACHEMA'88, Frankfurt.

12. J. Krawczyk

Staubabscheidegrad in einer Kolonne mit berieselten Zellenftlkorpern, 22 Diskussionstagung Mechanische Fltsigkeitsabtrennung, Drezno 1986, s.70 - 89.

13. J. Krawczyk, J. Kasz

Czas pracy okresowego odpylacza przewaiowego nowej konstrukcji, XXIII Ogylnopolska Konferenqa Iniyrierii Chemicznej i Procesowej, H>winoujH,cie 1989.

14. J. Kasz, J. Krawczyk

Developing a Batch Turbulent Washer with Low Water Requirements, Filtration and Separation, vol. 26 Nr 6, Londyn 1989, s. 430 - 434.

15.1. Krawczyk, R. Matejski 1 тга

Осепа wpiywu игг>Ы2еша INFRAFONE па ргаск ukiadu odpylaj№cego койа ОБИ 32, XXIII 0§у1пороЬка Ко^егепс]'а Ыутегп СЬеггисгпе] 1 Procesowej, H)Winoujн>cie 1989.

16.1.Кгашсгук, Кавг, Р. 1иго™зЫ

Осепа 5ки1ес2поп-и dziaian¡a odpylacza przewaiowego, IV Ogylnopolskie 8егтпапит п1: Rozdzielanie zaw¡esin с\а\ 51а1усЬ рхупасИ, Warszawa 1990.

17. W. ВИтсгете, I. Кгалтаук

Metody modelowaшa бевогрс]! иепи г \vody, II Miкdzynarodowa КопГегепс]'а Naukowa Гео^усгпе 1 Екзрегутеп1а1пе Podstawy Budowy АрагаШгу, Кгакуи- 1995, я. 88 - 98.

18. В. Блиничев, Я. Кравчик, О. Чагин

Тепло- и массообмен при термической десорбции кислорода из воды в насадочном аппарате, II Miкdzynarodowa КопГегепда Naukowa 'Геогйусгпе 1 Ек5регутеп1а1пе Podstavvy Budowy Арага1игу, Krakyw 1995, 74 - 88.

19.1. Krawczyk, 3. Ковквк!

Analiza pracy uderzeniowo - inercyjnego odpylacza okresowego dziaiania, II Mkdzynarodowa Konferencja Naukowa Teoretyczne i Eksperymentalne Podstawy Budowy Aparatury, Krakyw 1995, s. 184 - 195.

20. J. Krawczyk, J. Rosicski

Graniczny stopiec recyrkulacji cieczy w odpylaczach mokrych, XV Ogylnopolska Konferencja Naukowa In'í. Chem. i Proc. PAN, Gdacsk 1995, s. 259 - 263.

21. J. Krawczyk

Desorpcja tlenu w odgazowywaczach termicznych, XV Ogylnopolska Konferencja Naukowa Ini. Chem. i Proc. PAN, Gdacsk 1995, s. 114 -118.

22. Я. Кравчик, В. Блиничев

Математическая модель термической десорбции кислорода из воды, XV Ogylnopolska Konferencja Naukowa Ini'. Chem. i Proc. PAN, Gdacsk 1995, s. 118-120.

23. J. Krawczyk, W Bliniczew, O. Czagin

Metodyka obliczania wspyiczynnikyw turbulentnej dyfuzji w aparatach z wypeinieniem pakietowym, 11 Seminarium Iníynieria Chemiczna i Budowa Aparatury Chemicznej, Krakyw 1996.

24. J. Krawczyk

Termiczne odgazowania wody, Czasopisrno Techniczne, Z. 1-M, 1995

25. J. Krawczyk i inni

Cyklon osiowy, patent PRL nr 123171, PK 1984.

26. J. Krawczyk i inni

Ibwiecowy filtracyjny wkiad odemglaj№cy, patent PRL nr 133375, PK, CHEMADEX 1985

27. J. Krawczyk i inni

Poziomy odemglacz, zwiaszcza do do wychwytywania mgiei kwasyw nieorganicznych, patent PRL nr 133380, PK 1985.

28. J. Krawczyk i inni

Sposyb wytwarzania ceramicznych ksztaitek filtracyjnych. patent PRL nr 144806, Gliwice 1989.

29. Я. Кравчик, И. Росински

Критерий рециркуляции улавливающей жидкости при пылеулавливании. Сб. Актуальные проблемы химии, химической технологии и химического образования "Химия-96", Иваново, 1996, с. 188.

30. О. Чагин, В. Блиничев, Я. Кравчик

Мокрая очистка газовых выбросов в комбинированном скруббере. Сб. Актуальные проблемы химии, химической технологии и химического образования "Химия-96", Иваново, 1996, с. 203.

31. J. Krawczyk, J. Rosicski .. ;>.

MoïIiwoH>>K zmniejszenia zuïycia wody w procesie odpylania mokrego, Cz. I. Uderzeniowo - inercyjny odpylacz okresowego dziaiania, artykui zioïony w redakcji Inïynierii Chemicznej i Procesowej, 1996.

32. J. Krawczyk, J. Rosicski

МоШ\уон>ж zmniejszenia zuïycia wody w procesie odpylania mokrego, Cz. II. Graniczny stopiec recyrkulacji cieczy w odpylaczach mokrych, artykui zioïony w redakcji Inïynierii Chemicznej i Procesowej, 1996.

33. M. Dyl№g, J. Krawczyk, J. Rosicski

Verminderung des Wasservebrauchs bei der Entstaubung, artykui zioïony w redakcji Staub (Niemcy), 1996.

34. J. Krawczyk, W Bliniczew, O. Czagin

Wymiana ciepia i masy w termicznej desorpcji tlenu z wody z uwzglKdnieniem wpyiczynnikyw dyfuzji turbulentng, 11 Seminarium Inïynieria Chemiczna i Budowa Aparatury Chemicznej, Krakyw 1996.

35. J. Krawczyk, J. Rosicski

Odpylanie mokre w warunkach ujemnych temperatur, VI Ogylnopolskie Seminarium nt. Rozdzielania zawiesin, Warszawa, czerwiec 1996.

Список Обозначений. L - плотность орошения насадки водой, м^/м^ с

р плотности газовой и жидкой фаз, соответственно,

кг/мЗ

ц динамическая вязкость газовой и жикой фаз, Па с

скорость воздушного потока, м/с

С> количество вводимой свежей воды, кг/ч

Qo количество выводимой "грязной" жидкости, кг/ч

V объемный поток запыленного газа, м^/с

Sw концентрация пыли в воздухе на входе в аппарат,

кг/мЗ

Яо концентрация пыли в воздухе на выходе из

аппарата, кг/м^

Кяп размер паровой ячейки, м

Бпт> коэффициенты турбулентной диффузии для пара и

Овт воды, соответственно, м^/с

¿п диаметр пузырька пара, м

Тп,Тв температура пара и воды, соответственно, °С

Сп> Св концентрация кислорода в парогазовой среде и в

воде, мг/кг

dm убыль массы пара за счет конденсации, кг

гпв количество пара, сконденсировавшегося в одной

вихревой ячейке на её высоте (¡г.

Похожие работы

Химическая технология
05.17.00