автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Теоретические основы расчета и проектирования вихревых распыливающих противоточных массообменных аппаратов

МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ИНЖЕНЕРНОЙ

ЭКОЛОГИИ р|>Б ОД

2 2' ДЕК 'т

На правах рукописи УДК 66.01.011

СКЛАБИНСКИЙ ВСЕВОЛОД ИВАНОВИЧ

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТА И ПРОЕКТИРОВАНИЯ ВИХРЕВЫХ РАСПИЛИВАЮЩИХ ПРОТИВОТОЧНЫХ МАССООБМЕННЫХ АППАРАТОВ

05.17.08 - процессы и аппараты химических технологий

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2000

Диссертация является рукописью. Работа выполнена на кафедре химической техники и промышленной экологии Сумского государственного ушпзерситета

Научный консультант: - доктор технических наук, профессс Холнп Борис Георгиевич

Официальные оппоненты: - доктор технических наук, профессс '■ Баранов Дмитрии Анатольевич

- доктор технических наук, профессс Олевский Виктор Маркович

- доктор технических наук, профессс Товажняпский Леонид Леонидови

Ведущая организация: Государственный научно-исследовательский и проектнь: институт химических технологий "Химтехнология" г. Северодонецк

Зашита состоится " декабря 2000 г. в "1400" часов, ауд. 204,

на заседании диссертационного совета Д 063.44.01 в Московском государственно университете инженерной экологии по адресу: 107884, ГСП-6, Москва, ул. Стар; Басманная, 21/4.

С дисертацией можно ознакомиться в библиотеке

Московского государственного университета инженерной экологии

Автореферат разослан " /ноября 2000 г. Ученый секретарь диссертационного совета

доктор технических наук, профессор А. С. Тпмонн

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. В технологических процессах химической, ефтеперерабатывающей, пищевой и других направлениях промышленной деятельности шроко используются разнообразные конструкции массообменного оборудования. В оследние года особую заинтересованность ученых, конструкторов и потребителей такой гхники вызывают конструкции, где используются вихревые течения газа и жидкости. Это эусловливается возможностью значительно ускорить массообмен за счет турбулизации гчений, распыла жидкости на капли, которые имеют очень маленькие размеры, что зелнчивает поверхность массообмена. Такие подходы позволяют не только ускорить ассообмен, а также уменьшить затраты на производство и эксплуатацию этого Зорудования.

Наиболее распространенные конструкции вихревых массообменных контактных лройств - это устройства с перекрестным движением фаз и прямоточным движением отоков. Это позволяет достичь в одной ступени распыла изменение концентрации, :шзкое к одной теоретической ступени изменения концентрации. Но усилия ученых аправлены на дальнейшие поиски направлений интенсификации массообмена в вихревых гчениях и дальнейшее усовершенствование существующих конструкций вихревых ассообменных аппаратов.

Много разработок вихревой массообменной техники исследовательских и проектных ■греждений и отдельных исследователей используются в промышленности, но ни в одной инструкции ранее не было противоточного вихревого движения газа и капель жидкости в )не контакта вдоль радиуса массообменной камеры. Отсутствовали и теоретические етоды, которые бы обосновывали не только возможность такого движения, а и его таяние на увеличение эффективности массообменных аппаратов. Использование такого зижения фаз при разработке нового высокоэффективного оборудования позволяет щчительно увеличить межфазную поверхность за счет мелкого распыла жидкости, что, в юга очередь, достигается за счет большой разности относительных скоростей фаз, фбулизации течения, увеличения внутренних циркуляций жидкости в каплях. Все эти акторы влияют на интенсификацию массообмена.

Диссертационная работа посвящена теоретическому обоснованию и сспериме1ггалъным исследованиям нового способа массообмена в противоточных кревых потоках газа и капель жидкости, взаимодействию таких потоков, созданию етодов расчета гидродинамики и эффективности ВРПМ и рекомендаций по зциональному проектированию и выбору параметров таких аппаратов.

Проведены теоретические исследования и разработана методика расчета вихревых мизоточных потоков газа и капель жидкости, созданы на этой основе уравнения для т<гса. гидродш'г.мики и эффективности, разработаны рекомендации по рациональному

проектированию, что составляет актуальную научно-техническую проблему, котора: имеет важное народнохозяйственное значение при разработке новых в иди массообменной техники.

Работа выполнена непосредственно автором и под его научным руководством 1 соответствии с научными программами Совета Министров СССР, Министерства п производству минеральных удобрений и Минвуза Украины (Проблема 2.11.16.08, прика № 51/36/16 от 20.01.81 г.), Государственного комитета промышленной политики Украиш (Решение секции научно-технической и промышленной политики в области химическо промышленности от 21.03.2000 г.). Предложения и разработки диссертации внедрены производство на предприятиях химической промышленности России и Украины.

Цель работы состоит в теоретическом обосновании способа массообмена межд газом и жидкостью в вихревых противоточных потоках газа и капель жидкости, а также получаши аналитических уравнений для расчета нового типа вихревых распыливающи противоточных массо обменных аппаратов; теоретическом и экспериментально исследовании гидродинамики и эффективности массообмена в ВРПМА, выявлени влияния технологических и геометрических параметров на поле локальных скоростей давлений; разработке методов расчета и рационального конструирования вихревы распыливающих противоточных массообменных аппаратов; разработке новь прогрессивных конструкций массообменного оборудования, в котором использусп против ото чное вихревое движение газа и капель жидкости; прогнозироваш: гидравлических и массообменных показателей ВРПМА.

На защиту выносятся такие научные положения: а) характер взаимодейсты вихревых потоков газа и капель жидкости в аппаратах ВРПМА, теорешческ! обоснование способа организации такого взаимодействия; б) теоретические исследовак зависимости локальных полей скорости и давления от геометрических и технологически параметров ВРПМА; в) теоретическое исследование влияния параметров вихрево: газового течения на внутренние циркуляциошсые токи в каплях жидкости, котор! движутся противотоком к газу вдоль радиуса вихревой массообменной камер зависимость скорости массообмена от такого взаимодействия; г) экспериментальш данные локальных полей скорости и давления и зависимость их от технологически параметров ВРПМА; д) математическая модель движения газа и капель жидкости массообменной камере ВРПМА; е) уравнения расчета гидродинамики, эффективности конструктивных размеров ВРПМА; ж) анализ влияния основных технологических геометрических параметров ВРПМА на гидродинамику и эффективность массообмена; конструкции ВРПМА, в которых вихревые потоки газа и капель жидкости движу! противотоком вдоль радиуса вихревой массообменной камеры.

Научная новизна. На основе выполненных теоретических и экспериментальн I -.-а'клеваний получены гледукмцие новые результат:

- теоретически обоснован способ организации движения фаз в противоточных ¡ихревых штоках газа и капель жидкости, установлена зависимость циркуляционных течений в каплях жидкости, которые движутся противотоком к вихревому потоку газа, от ■идродинамических характеристик этого потока, а также их влияние на эффективность лассообмена и теоретически установлены математические зависимости локальных полей жоросга и давления от параметров ВРПМА;

- исследовано взаимодействие вихревых течений газа и капель жидкости, когда шхревой поток газа движется от периферии массообменной камеры к центру, а капли от ;ентра к периферии, и установлен характер влияния потоков друг на друга;

- экспериментально изучены зависимости локальных полей скорости и давления в к'.бочей камере ВРПМА и получены массообменные характеристики ВРПМА в процессах 1бсорбции (десорбции) и ректификации, что позволило разработать новые конструкции массообменных аппаратов и конструкции распылителей для ВРПМА с учетом достижения íaибoлee эффективного распыления жидкости, сформулированы основные принципы ¡опьппешш эффективности и производительности ВРПМА на основе проведенных 1спыташ1й новых усовершенствованных конструкций таких аппаратов;

- разработаны физическая и математическая моде,™ движения газа и капель жидкости ! рабочей камере ВРПМА с точки зрения влияния на циркуляционные течения в каплях, шбраны наиболее благоприятные условия их движения и взаимодействия;

разработана методика расчета гидравлических и массообменных характеристик ?РПМА; основных геометрических размеров массообменной камеры, в основу которой юложены теоретические расчеты локальных полей скорости и давления;

- определены условия, при которых использование ВРПМА является наиболее целесообразным па основе проведеных сравнений эффективности ВРПМА с другими сонструкциями оборудования для проведения массообменных процессов и предложены зеновнке направления развития и усовершенствования ВРПМА.

Практическое значение работы состоит в том, что полученные теоретические збосновапия", экспериментальные данные и теоретические уравнения позволили разработать и лнедрить в производство новый способ массообмена и новые конструкции дассо обменного оборудования, которыми являются вихревые распыливающие тротивоточные массообменные аппараты (ВРПМА). Создана методика расчетов ВРПМА, ссгорая позволяет провести рациональное конструирование ВРПМА и прогнозировать их и1р'щлические и ма-сообмешпле показатели. Методика расчетов ВРПМА использована га1 зге при разработке новых промышленных аппаратов, которые были внедрены в -/.-зглчные технологии химичесюк производств.

Реализация работы. Полученные в диссертации результаты реализованы на таких тредприятиях и производствах: а) технологический процесс разделения продуктов синтеза Зутсксибутенина на Соросом молибденовом комбинате; б) технологический процесс

очистки газовых выбросов ш ПГосткинском ПО "СВЕМА"; в) технологический процесс очистки газовых выбросов в цехе производства аммофоса Сумского ПО "Химпром" от фтора и аммиака; г) технологический процесс осушки природного газа, разработанный Внникомпрессормаш.

Суммарный экономический эффект внедрений равен около 9,6 млн. руб. в год (по ценам 1991 года).

Апробация работы. Основные результаты выполненных исследований докладывались на Общесоюзной научно-технической конференции "Пути усовершенствования, интенсификации и увеличение надежности аппаратов основной химии ", Сумы, 1980, 1982, 1989; Общесоюзной научно-технической конференции "Современные машины и аппараты химических производств", г. Чимкент, 1980; Общесоюзной научно-технической конференции по теории и практике ректификации, г. Северодонецк, 1984; Общесоюзной научно-технической конференции "Повышение эффективности, совершенствование процессов и аппаратов химических производств", г. Харьков, 1985; Общесоюзной научно-технической конференции "Повышение эффективности машин и аппаратов основной химии ", г. Сумы, 1986; УП Всеукраинской конференции "Повышение эффективности, совершенствование процессов и аппаратов химических производств", г. Львов, 1989; Выездном заседании научно-технической комиссии по массообмешюй колонной аппаратуре ГК СССР по науке и технике, г. Сумы, 1984; Общесоюзной научно-технической конференции "Использование аппаратов "мокрого типа" для очистки вредных газообразных выбросов", г. Москва, 1985; Общесоюзной научно-технической конференции "Работы в направлении разработки массообмснных процессов", г. Северодонецк, 1989; НТК СФТИ, г. Сумы, 1991; Общесоюзной научно-технической конференции по ректификации, г. Северодонецк, 1991; НТК СумГУ, г. Сумы, 1995, 2000. Материалы диссертации докладывались на 2 всеукраинских, 11 общесоюзных и 3 региональных совещаниях и семинарах.

Публикации. Содержание диссертационной работы было опубликовано в 49 печатных трудах, в том числе в 27 статьях ведущих научно-технических журналов, из которых 18 статей автор опубликовал самостоятельно. Получено 5 авторских свидетельств на изобретения. Материалы диссертации использованы в 4 регламентах и отчетах НИР.

Структура и объем работы. Диссертационная работа изложена на 289 страницах и состоит из вступления, 6 разделов, выводов, включает 95 рисунок и 6 таблиц. Список литературы составляет 169 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во вступлении к работе обоснованы актуальность рассматриваемой проблемы, цель и основные задачи исследований, приведены короткие выводы полученных результатов и их практическая ценность.

В первом разделе представлен обзор основных конструкций вихревых и распыливаюгцих массообменных аппаратов с прямым и перекрестным током фаз, теоретических и экспериментальных исследований гидродинамики двухфазных течений и течений газа в вихревых камерах различных конструкций.

Приведен короткий исторический обзор развития проблемы исследования вихревых аппаратов, подробно рассмотрено современное состояние развития теории и моделирования газовых течений в вихревых камерах, распыла жидкости высокоскоростными потокам!.' газа, движения капать жидкости в газах.

В большинстве случаев методы расчета вихревых камер разрабатывались для течений жидкости в форсунках, массообменных аппаратах, где движение фаз осуществляется в одном направлении или перекрестным током. При этом размеры вихревых камер не предусматривали большой периферийной зоны, в которой осуществляется плоское движение газа или жидкости. Поэтому не существует методов расчета вихревых камер с большой периферийной зоной, а также и уравнений, с помощью которых можно было бы рассчитывать локальные скорости газа и капель жидкости.

Отсутствие широких исследований конструкций вихревых камер с противотоком фаз в зоне контакта вдоль радиуса массообменной камеры требует глубокого теоретического изучения влияния градиента скорости газа на гидродинамику капель жидкости и на эффективность массообмена.

Кроме этого, ранее отсутствовали также и методы расчета геометрических размеров вихревых камер, где периферийная зона с плоским течением газа была бы основной рабочей зоной. В значительной мере влияет на массообмен и размер капель жидкости, который зависит от скорости газа. Поэтому выбор расположения, конструкции распылителей жидкости является очень актуальной задачей

о

в) 6 — направле-ние движения капель;

_. б) скорости потоков в абсолютном

-1 движении; в) скорости потоков в

относительном движении

Рис. 1.Движение потоков в вихревом аппарате с проти-вотоком фаз в зоне контакта: а) 1 - массообменная каме-ра; 2 - отвод газа; 3 - распылитель; 4 - тангенциальный ввод газа; 5 - направление движения газа;

Рассмотрен также вопрос, связанный с расчетами двухфазных течений, ] проанализирована возможность использования уже существующих методик доя расчет ВРПМА.

Анализ приведенных выше способов массообмепа и конструкций распиливающих 1 вихревых массообменных аппаратов с перекрестным или прямоточным движением фа показывает, что существует потребность в новом подходе к конструированию вихревы: распыливающих аппаратов типа ВРПМА с противотоком фаз в зоне контакта, разработка методики их расчета требует новых глубоких теоретических ] экспериментальных исследований.

Во втором разделе представлено теоретическое обоснование влияни. гидродинамических параметров вихревого газового потока, который движете; противотоком к каплям жидкости вдоль радиуса массообменной камеры, н интенсивность циркуляционных течений в каплях жидкости и на рост эффекгавносп массообмена. Схема движения потоков в ВРПМА показана на рис. 1.

Газ подается в вихревую камеру в тангенциальном направлении и по плоско] спиральной траектории движется к центру, где его тангенциальная составная скоросп возрастает в несколько раз. В центре высокоскоростное течение газа используется дл: распыла жидкости на мелкие капли, которые по плоским спиральным траектория? движутся к периферии. Струи жидкости, которые вытекают из распыливающел устройства, попадают в высокоскоростной поток газа со скоростями до 100 м/с распыляются на капли размером около 50 мкм. Капли такого маленького размера очен быстро вовлекаются во вращательное движение.

описывается нелинейным законом.

Если исходить из малого размера капель, к чему стремятся в аппарата: распиливающего типа для увеличения межфазной поверхности, на участке размером 21 (где К - это радиус капли) можно принять закон изменения линейным:

А

Рис. 2. Схема действия газа на кашпо

На рис. 2 показано взаимодействи газа с поперечным градиенп» скорости на каплю, которая движете: от центра к периферии. Изменение тангенциальной скорости газ;

(1

т.;-, которых действует со стороны газового потока на капто, равна

Р = = (2)

Л X 2

учетом так как у г на порядок больше, чем уг2. Это обеспечивает

реимущество центробежных сил над силами, которые вовлекают кашпо вместе с газом к мггру, и делает возможным противоточное газу движение капель от центра к периферии. В цилиндрической системе координат уравнение (2) имеет вид

"А

¥ = 8ц/ргВ? | [$К2а] соэ4 р + 4Еа ¡а2 соъ2 ф + а^сж2 (ръш2 (¡х1<р- (3) о

Тогда окончательное выражение для нахождения силы, с которой газ действует на шлю, принимает вид

F = 8лурГЯл

—R а, +—а,а7+-Л-Я 1 я 1 2 16

R

8

(4)

Важной задачей также является нахождение точки приложения равнодействующей юзы так как действие момента приводит к вращению капли. Это можно определить, ;ли рассмотреть действие моментов сил <Ш относительно точки О (рис. 2):

(5)

(6)

(7)

(8)

М =\¡M >

;е dM = rdF = 1 б|//ргЛ3 (4Л2д,2 eos4 <р + 4 /?а,а2 eos2 <р + а\ )cos4 <р sin2 <¡xl<p

после интегрирования м = J6m/rprR¡

—R2a¡ +±Ra1a2+^-128 1 8 1 2 32

Расстояние от точки О к точке приложения равнодействующей силы равно

2Я,

Г" ~ F ~

г п с

7-2 2 5П <3,

-Ra: +-Ra,a, + —

128 1 8 32

5n¡ ¡ 1 _ а,

ч8 8 1бу

Таким образом, поперечный градиент скорости в газовом потоке приводит к тому, го капля начинает вращаться, на ее поверхности появляются касательные напряжения, го, в свою очередь, оказывает влияние на турбулизацию внутренних циркуляционных :чений в капле и ускоряет массообмен. С этой точки зрения большой интерес редставляет выявление влияния параметра a¡, который характеризует градиент окружной сорссти газа, на увеличение внутренних циркуляций в каплях.

Рассмотрим, как действует на каплю жидкости поток газа в сферической системе эординат, центр которой совпадает с центром капли (рис. 3). Действие газа приводит к ^явлению на поверхности капли касательных напряжений, величина которых равна

W , (9)

т = цг

dp

Кклм.

Рис. 3. Схема движения ка 1 I з

вихревом потоке газа: О' -О' - о I вихревой камеры; р, 0, < >,

сферические координаты;« - у ло1 и

скорость вращения; Л - радиус к\л и

г — радиус вращение элеме .таре п

поверхности <3з, перпендику 1Яр::о( ] радиусу

С учетом сферической системы координат

т = Иг

,(19

. с/ со

а>%тв + сорсо&в— + — йр йр

( 1

Если рассматривать пограничный слой газа на поверхности капли • .V диной О з предположить, что ¿р & 5 и -суг (где сок и сог - это > ,я< ¡ые скоро г

поверхности каши и газа), а угловая скорость газа за пограничным лее ; газа сог«0, г уравнение (10) преобразуется следующим образом:

со.

эт в + —Я сое Ш + Я бш в

со г

.1

Т)

Сила трения, которая действует на элементарную часть по- ¿р люсти капли с/.;, равн;

г \ 6 6 )

(1

Это уравнение можно несколько упростить, предпг 1ся йз. что слагаемое, котор содержит в себе множитель ¿0 , является малой вел' мик I ;'о отношению к други слагаемым:

<1Г = + ~ Б пШУ • Тогда величина силы трения газа по поверхнос у равна

Я

Зля

Т=2цГсокЯ2\ //бш' ШШ<р + —Ц& п2Ш<р

или после интегрирования

оо

00

(1

(1

Величина момента сил трения равна

/

Мс = 2juraK^ + jjR3]jsm3 Qd6d(p = ^кцгак^ + j^R3 ' (1б)

Соответственно закону динамики вращательного движения вращение системы, ю. торой в данном случае является капля жидкости, описывается уравнением движения

= • (17) dt ^ 2

Капля - это не твердое тело, поэтому момент инерции имеет такое выражение:

Iz = pjp4 cos2 0sm36dpded<p ■ (18)

V

'j огда уравнение (17) принимает следующий вид

сор у cos2 esme^daig> + -pe7dis^- = ZM2 ■ (19)

s dt v 15 8 dt ^ 2

Величину I'Мг можно определить как разность момента, который действует, когда имеется в натичии градиент скоростей газа, и момента сил сопротивления, так как на човерхноети капли при ее вращении действуют касательные напряжения

ТМг =M-Mc = 16x<pprR3^R2al +lRaia2+?iyimrc>K[l+fjR3 ■ (20)

В свою о гередь, производная dp/dt является радиальной составной скорости движения жидкости в капле и характеризует скорость переноса вещества в капле и интенсивность конвективного массообмена. Таким образом, расход жидкости через поверхность ds, перпендикулярную к радиусу капли внутри этой капли, равен

dq = oards = ^Р2 sinftfftty ■ (21)

Если проанализировать полученные уравнения, можно выявить зависимость между величинами, которые характеризуют интенсивность радиальных токов в капле, и величиной а;, которая характеризует градиент тангенциальной скорости газа (разность тангенциальных скоростей газового потока по различные стороны капли). Эта зависимость носит нелинейный характер:

(22)

dq =

Полученное уравнение подтверждает зависимость между поперечным градиентом скорости газа в вихревой камере, интенсивностью радиальных токов в капле, что оказывает влияние на интенсивность массообмена. Таким образом, в верхних слоях капли появляется движение жидкости. Это позволяет положить в основу теоретических выводов о взаимной связи между циркуляционными течениями в капле и интенсификацией массообмена следующую модель.

Верхние слои жидкости в капле движутся в одном направлении с потоком газ который обтекает кашпо. После этого в точке, где сходятся потоки, с тыльной сторон капли жидкость изменяет направление движения к центру капли, как показано на рисук 4.

Принимая во внимание модель дзижения потоков, которая была рассмотрена выл для элемента поверхности можно записать уравнение материального баланса дифференцальной форме

аИ^=-Ьос1х = рх(х„-х)(1з, (2

где Ь0= д .

Тогда число единиц переноса в жидкой фазе

Х]/3{хр -х) 00рс1д

С учетом того, что поверхностью массопередачи является поверхность капли, пос интегрирования и математических действий имеем

Ки>

Нг&к

1+

р г,2 ¿СО „

128 8 1 32

Если в потоке газа нет поперечного градиента скорости, то число единиц перенос; Равно . Кю С

N

3 I 8) 15 Л г 32

Рис. 4. Схема действия на каплю газовог потока в вихревом противоточиом аппарате

Если сравнить формулы (26) и (27), то становится очевидным, что так знаменатели этих уравнений разные. Математические выкладки, которые пршад выше, позволяют прийти к выводу, что когда на каплю действует поперечный града тангенциальных скоростей газа, то интенсивность массообмена увеличивается:

к' »г®к

3

N

>1.

Решение уравнения (26) затруднено, так как слагаемые, в которых есть со, йю/с^ и 8, щределяются нестационарным характером гидродинамического действия потоков. Зыявлепие массообмешплх характеристик, их связи с гидродинамикой потоков в вихревой :амере требует проведения экспериментальных исследований, которые и были выполнены ! рамках этой работы.

В третьем разделе изложены теоретические разработки и обоснование математических уравнений, которые описывают гидродинамику вихревой массообмешюй :амеры ВРГ1МА. Поле скорости газового потока должно быть равномерным по высоте шхревой камеры в зоне контакта фаз. Это дает возможность организовать (в тюсителыюм движении) движение капель жидкости по плоским спиральным -раекториям пропшоточно к газу. Поэтому в начале было теоретически рассмотрено мшяние соотношения основных геометрических размеров массообменной камеры на )авномерность полей скорости газа по высоте рабочей камеры.

Такое движение газа можно организовать между поверхностью, на которой эасположены тангенциальные подводы газа, и поверхностью с радиусом, который равен >адиусу патрубка отвода газа из вихревой массообменной камеры (рис. 5).

течений можно протеста к двухмерной задаче о движении газа в слое переменной -олщишл, если использовать описание движения газового потока в Г - подобной области с томощыо потенциального потока, решая дифференциальное уравнение Лапласа

Рис. 5. Схема изменения окружной составляющей полной скорости газа вдоль радиуса вихревой камеры ВРПМА

Расчеты подобных трехмерных

д2и д2и

= 0'

(29)

а*2 дуг

& , а оси хп у совпадают с осями г и г, которое решается на ПЭВМ

л'.сленшш методом с помогцыо разностного уравнения

Тогда можно наблюдать за изменением неравномерности поля скорости газа ; сечения

Анализ полученных численных решений позволяет воспользоваться следующга простым уравнением:

Нх = - 0.615Я2,К2 + 0.0751{/ , (31

что дает возможность при выбранных размерах Я} и Д? определить высоту массообменно; камеры из условия достижения минимальной неравномерности потока в цишшдрическо; сечении с радиусом Я2.

Выравнивать газовое тече1ше по высоте вихревой массообменной камеры можн также с помощью особых конструкций распыливающих устройств или патрубков отвод газа. При этом отвод газа выполняют в виде нескольких патрубков, которые расположен один в одном, различной высоты. Рассчитывается такой отвод газового потока пр условии достижения одинакового расхода газа через каждый патрубок.

Если за патрубком отвода газа из вихревой массообменной камеры расположи! лопастную систему и соединить ее с вращающейся оболочкой распылителя, которг расположена в самой массообменной камере, то можно определить скорость вращай такого распылителя и мощность, которая расходуется на его вращение:

1

с-

1 \ GR2n

MGR2p)h) .у v --ч

(3.

где г! и г2 - размеры лопаток возле втулки и на концах; к! — коэффициент падения круп

газового потока; , z, -z, , z.-z. . пЛРт

г,-г, Гг-Г1 2

^-»¡O+fte-i4)

п 1 - количество лопастей.

Таким образом, плоское спиральное движение газа в вихревой массообмешк камере распиливающего противоточного аппарата можно организовать в области, котор занимает около 95% объема рабочей камеры этого аппарата.

Такой плоский поток газа с осевой симметрией можно описать математически» дифференциальными уравнениями движения вязкого газа, которые поддаются решению, результате этого получаем формулы для расчетов тангенциальной и радиальн составных полной скорости потока газа и давления вдоль радиуса массообменной каме] ВРПМА. Эта задача решается, если ее свести к задаче, которая описывает это течен

ч

между двумя вращающимися цилиндрами, и коэффициент вязкости турбулентного потока принять постоянным вдоль радиуса вихревой рабочей камеры.

На внешней поверхности тангенциальные скорости газового потока должны быть равны скоростям газа в тангенциальных щелях, а на внутренней поверхности тангенциальные скорости газа должны по своей величине соотноситься со скоростями, которые нужны для распыла струй жидкости на капли заданного размера. Внутренняя поверхность имеет радиус Л2. Тогда уравнения для нахождения тангенциальной и радиальной составных скорости газа вдоль радиуса вихревой массообменной камеры противоточного аппарата имеют вид

V я V Я, е* + 2 V Я £* + 2

г. 1 Г1 V Г1 V

V Я -V Я _+ 1 V ЙЯ 1 ' -V дд 1 '

<р I Ч> 2 * +1 <р 2 1 а 12

-1_I-г е +_2_I_Г~1

V Я, /£* + 2 V Я I £ + 2 V Я, !£ +2 V Я. /£* + 2

Г1 7 Г1 7 » Г1 7 Г1 7

V =-9

V ' "V ' V

.(34)

уик 1

И У = Л1 , (35)

Г г

а изменение давления равно Р = /{^Д^ У^У^е",Р;,г). (36)

Вследствие громоздкости аналитически полученного выражения (36) оно приводится в виде, раскрывающем общую зависимость от различных параметров.

Теоретический анализ показывает также причину, почему у различных исследователей вихревых массообменных камер возникали расхождения в определении коэффициента "п" в формуле

V ОЪ

лк

я = 1п

V —V

ч> ~ П

Исходя из анализа влияния геометрических размеров вихревой массообменной камеры и их соотношения и режимных параметров, этот коэффициент "п" равен

Ъ .К К

гд= Кс^ъ/е" ■

Радиус вихревой массообмешюй камеры можно найти методом последовательных приближений из уравнения

д - М-дг2))+(*;л*г2-*г2))>09)

(У8,)

лс-Ц . \ Т2 I п Г - _- - — ■ ... .

г)Яе+2 г>К°+2 пКе+З пКе+2

К1 — К2 1\1 ~ К2

ЧЯ

где Ур и К2 определяют го условия заданного размера капель жидкости и скорости газа ]

патрубке отвода в торцовой крышке „ _ 12â , I Qr

' г>. — - -:— R2 ~ I-

92

\PrdjC \nVZ2

Если капли жидкости вовлекаются во вращательное движение газовым потоком, т< исходя из того, что момент количества движения газа распределяется между газом I каплями жидкости, можно получить формулу для расчета скорости газа вдоль радиус; вихревой массообменной камеры после ввода в нее жидкости:

V Я-V К +1

v я>

(40

^ 1 ' ~«2

' Я, /е* + 2 V IL /е* + 2 Рг

ГР/ 17

г;

__S

-ri-r~ï-'--

V

где значение тангенциальной скорости жидкости Wv находится путем решени дифференциальных уравнений движения капли.

Проведенные теоретические исследования гидродинамики массообменной камерь ВРПМА позволили разработать методику расчета гидравлических потерь давления которая базируется на приведенных выше уравнениях и учитывает соотношение нагрузо) по жидкой и газовой фазам.

Использование разработанной методики расчета гидродинамики tmxpeiioi массообменной камеры сделало возможным проанализировать поведение двухфазноп газокапельного потока с учетом влияния на него геометрических и технологически параметров и разработать рекомендации для учета этого влияния.

Taie, увеличение тангенциальной скорости газа в области распыла жидкости можн< достичь, если увеличивать скорости газового потока во входных тангенциальных щелях что можно сделать, изменяя площади этих щелей. Но надо отметить, что изменение это] площади не должно затрагивать измените свободного сечения этих щелей по всей высот вихревой массообменной камеры, так как ввод газа равномерно по всей высоте рабоча камеры является одним го важных условий обеспечения регулярного противоточног< движения фаз.

Увеличение нагрузки по жидкой фазе оказывает воздействие на движение поток капель. Кроме уменьшения межфазной поверхности и скорости газового потока поскольку увеличиваются радиальные скорости истечения струй жидкости в газовук среду, увеличение начальной радиальной скорости капель приводит к их быстром достижению периферии массообменной камеры, уменьшению времени пребывани Ж11д;%оотк г протиЕоточлом движении вдоль радиуса вихревой камеры и сокращению пул

полета капель. Это приводит к снижению эффективности работы вихревого противогсчного аппарата.

В четвертом разделе изложены методика и результаты экспериментальных исследований гидродинамики ВРПМА. Схема стенда приводится на рис. б.

При этом исследования проводились на вихревых аппаратах с различными размерами вихревых массообменных камер от 0.3 м до 1.5 м. Конструкции исследуемых вихревых массообменных аппаратов отличались вводами и отводами газового потока, распылителями и отводам! жидкости, а также различным соотношением радиуса и высоты массосбмсшюй камеры.

Одной из задач экспериментального исследования движения газового потока было изучение влияния конструкции вихревой массо обменной камеры, в чинности, расположения подвода газа, изменения его размеров и констр^тсции на равномерность поля скорости по высоте рабочей камеры и проверка того, как влияют величины геометртеских размеров Я,, Н„ как влияет их соотношение на т'оское спиральное движение газа и нахождение максимума тангенциальных скоростей газа, что оч ень важно для правильного расположения распыливающего устройства или ВЕода капель жь'дкости в газ.

Второй задачей было нахождешге количественной зависимости изменения тангенциальной скорости газового потока вдоль радиуса масссобмеьиой камеры. При решении третьей задачи надо было выявить влияние конструкции подвода газа, например., относительной величины тангенциальных щелей на разность межд_\' расчетной и действительной скоростью в тангенциальных щелях, что определяется кик отнешешк м эбъемного расхода газа и площади щелей, так и тангенциальной скоростью гьпового ¡тотока на радиусе Д/.

При решении следующей задачи, в рамках экспериментального исследование эднофазного газового потока, надо бьшо выявшъ изменение величины давления вдо )П> эадпуса массообмешюй камеры. Реше1ше этой задачи необходимо для количественно е; зпределения величины давления возле входной кромки отвода газа. Знание закона «'ч'еншич давления вдоль радиуса вихревой массосбмекной кпмеры позволяет удам

7

Рис. 6. Схема стенда доя исследован ¿я гидродинамики ВРПМА: 1 - вихревой аппарат, 2 - зонд; 3 - ведду ходунка; 4 - расходомер воздуха; 5 - иторичный прибор; б - расходомер жидкости; 7 - вторя-

Л чный прибор; 8 - вентиль; 9 - яентагь; 10 - насос; 11 - мерная омкос1Ь; 12 - емкость; 13 - брызгоуловитсль

силы, которые действуют на пленку жидкости возле торцовой крышки, и оценить интенсивность торцовых течений, которые отрицательно сказываются на работе вихревого распыгшвающего противоточного массообменного аппарата.

Зондирование потока помогло выявить зону плоского спирального течения газа, которая л слит между тангенциальными щелями для ввода гаи и входной кромкой отвода газа.

Своего максимума т.шгенциальные скорости газа достигают в центре вихревой камеры возле радиуса Пример распределения тангенциальной скорости газового потока для вихревого распиливающего противоточного массообменного аппарата с диаметром рабочей камеры 0.3 м приведен на рис. 7, а доя стенда с диаметром рабочей камеры 1.5 м - на рис. 8.

Проводились также замеры давления (рис. 9) и брызгоуноса с изменением гидродинагдгческих показателей работы аппаратов.

Весь комплекс экспериментальных исследований гидродинамики вихревьгс распыливакшшх Гфотавоточных массообмснкых апллр;ссв позволил подтвердил возможность использования методики расчета, которая изложена в третьем разделе Полученные экспериментальные данные дали возможность выявить величин; эмпнрк1теской константы, которая заменяет в расчетах турбулентный коэффициен вязкости. Расхфеделенне потерь давления между массообменной камерой и радиальньн диффузором указывает на необходимость его установки при достижении скоростей газа 1 центральной зоне рабочей камеры до 80 м/с, что влияет на снижение коэффициент гидравлического сопропюкения.

Варыгрошазге шириной тангенциальных щелей для выявления величины позволило найти эмпирическую формулу в зависимости от относительного размера эти щечей, '-гго необходимо да я дальнейшего расчета тангенциальных скоростей газа вдол радиуса массообменной хамеры у -9.29УВХ{И/НК)4 + 0.477 1

вх

/ / \ ч «-1 в—2

/ в У/ г / ^ / !

0,03

0,05 О.Сб

г. M

Рис. 7. Изменение тангенциально скорости газа для вихревой камеры диаметром 0.3 м при различнь входных скоростях в рабочую каыер I - Vex = 29,6 м/с: 2 - Hex - 45,9 м/с

0,15

Для проведения расчетов давления по уравнениям, которые были получою.; рам< теоретическим путем, нужно оценивать падение давления при прохождении газа скву тангенциальные щеэш га входе в массосбменную камеру. Эгогк.ргемтлияе ,-;-апг

позволяют это сделать по зависимости Г¡=(0,72 - 0,81)Рвх. При использовании этой зависимости надо учитывать, что меньшие соотношения Р/Рвх характерны для скоростей газа выше 40 м/с, а большие соотношения - для скоростей газа в шелях, меньших величины 25 м/с.

Исследование вихревого двухфазного газокапелького потока позволило определить особенности его движешь. При расположении струи распыляемой жидкости возле нижней торцовой крышки наблюдалась более активная сепарация капель на цилиндрической поверхности рабочей камеры возле этой крышки, но орошалась практически вся эта поверхность. При расположении струи жидкости на половине высоты вихревой массообменной камеры наблюдалось орошение практически всей цилиндрической поверхности приблизительно одинакозо вблизи обеих торцовых крышек.

После того как струя жидкости распадается на капли, возникает перестройка в структуре двухфазного потока. Жидкость в осевом движении стремится к равномерному распределению по рабочему объему массообменной камеры. Это является важным положительным свойством проп ¡поточного вихревого двухфазного газокапельного потока в аппарате и подтверждает возможность проведения теоретических расчетов, которые изложены ранее, если исходить из допущения о равномерной структуре двухфазного потока по высоте массообменной камеры.

Рис. 8. Измене! ше тангенциальной скорости газового потока на различной высоте вихревой камеры с диаметром 1,5 м

При расположении

распылителя в центральной области и вводе жидкости в газ возле отверстия в торцовой крышке резко возрастает вероятность того, что брызгоунос будет увеличиваться, особенно при распылении на расстоянии N¿3 от этой крышки, что связано с наличием в этой зоне осевого течения газа.

Объемный расход газового потока, который продувался через вихревой аппарат с диаметром массообменной камсрч 1.5 м, изменялся в пределах от 0.56 м3/с до ].Н м3/?.

0,15

Объемный расход жидкости изменялся в границах от 0 до 0.0025 м3/с. В процессе эксперимента соотношение нагрузок по фазам регулировалось путем изменения количества жидкости, которая подавалась на распылитель. 121

Рис. 9. Изменение потерь давления вихревого аппарата в зависимости от размера массообменной камеры при различных входных скоростях газа: Vex м'с: 1-20; 2-30; 3-40; 4-50; 5-60

Когда при постоянных затратах газа к> * соотаоахшме нагрузок по фазам

изменялось в границах от 0 до 3, то исследование позволило выявить четыре интервала, в которых течение имеет свои особенности.

По мдаа та: о, как увеличивается нагрузка по жидкости от 0 до 0.7, в центральной ?скс наблюдается распыление жидкости практически при выходе струй из распылителя. Послг этого наблюдался втягивание капель воздушным потоком во вращательное ужение. Лопатки, ш которых состоит цилиндрическая поверхность, покрываются генхой пленкой, которая сгоняется параллельно торцовым крышкам в щели для отводг жидкости. Толщина пленки жидкости по высоте лопаток одинаковая. Гидравлическое гопрстивлешю аппарата большое. Появляются первые признаки торцового эффекта которые проявляются в движения капель по торцовой крышке к центру рабочей камеры •£а нижней крышке торцовый эффект проявляется в большей мере. Здесь формируете: ;и«а что струйнсг спиральное течение жидкости от лопаток к центру.

В еяедчотцем интервале нагрузок по фазам от 0.7 до 1.5 появляется струйное течешп жидкости !1з форсунок распиливающего устройства. При этом длина струи достигает селичинм (0,12 - 0,4)К2. Гидравлическое сопротивление вихревого аппарата замел к гнижаотся. Изменение картины распыла жидкости, движения капель и падени. гидравлического сопротивления аппарата говорш' об уменьшении тангенциальны :ксростей газового потока в зоне распыла. Плешса яждкости, которая двткется по, действием газового потока по лопаткам, увеличивает срою толщину к шгшкй часп Появляется заметное кольцо жидкости у основания лопаток.

При дальнейшем увеличении нагрузок по жидкой фаза до величины 2.5 на&пэдггте удлинение струй жиде;ости, которая вытекает из распиливающего устройства. Фору. лруй несколько изменяется. Поягляегся прямой участок ж выхедплх отьерэти

форсунок. Пленка жидкости, которая движется по лопаткам, частично проскакивает над щелями для отвода жидкости. Возле нижней кромки лопаток значительно увеличивается в размерах жидкостное кольцо. Течение по нижней торцовой крышке увеличивается, начинает носить спиральный характер, но заметно уменьшение закрутки газовым потоком.

Увеличение соотношения нагрузок до 3 приводит к дальнейшему падению гидравлического сопротивления аппарата, что является следствием уменьшения тангенциальных скоростей газового потока. При этом значительно ухудшаются условия распыления жидкости. Заметно течение пленки к нижней части лопаток, и увеличивается торцовое течение.

Таким образом, уже третий шггервал неблагоприятный с точки зрения осуществления регулярного противоточного движения газового потока и микрокапель жидкости. Поэтому, если не используются специальные вращающиеся или механические распылители, вихревой распыливаюгций противоточный массообменный аппарат нецелесообразно использовать с нагрузкой по фазам больше, чем 1,5.

В пятом разделе изложены результаты проведенных экспериментальных исследований массообменных характеристик. С учетом полученных ранее результатов при изучении гидродинамики были сконструированы и исследованы три ВРПМА, два из которых имели радиус и высоту массообменной камеры соответственно 380 ми и 80 лш, по ось одного из гак была расположена горизонтально. Диаметр и высота третьего аппарата равны соответственно 1000 лш и 250 лш. Ось аппарата в рабочем положении была расположена вертикально.

На рис. 10 показана схема экспериментальной установки для нахождения массообменных характеристик, которая включает: 1 - вихревой распиливающий массообменный аппарат, 2 - сепаратор; 3 - колонну абсорбционную; 4 - баллон с углекислым газом; 5 - насос; 6 - сборник жидкости; 7 и 8 - венгиляторы высокого давления; 9 - брызгоуловитель; 10, 11, 12 - емкости для сбора жидкости; 13 , 14 -расходомер газа; 15 - устройство для изменения расхода газа; 16, 17 - манометры; 18 - дегазатор; 19 - устройство для изменения расхода жидкости; 20 - ротаметр для замера расхода жидкости; 21,22 - отбор проб жидкости.

В этих исследованиях для нахождения коэффициента массоотдачи были проведены эксперименты по десорбции плохо растворимого в воде углекислог о газа- В таком случае коэффициент массоотдачи, который определен в жидкой фазе, практически равен коэффициенту массопередачи.

В исследуемых вихревых распыливаюгцих массообменных аппаратах контакт газовой и жидкой фаз осуществлялся в малом объеме, который зависит от геометрических размеров вихревой камеры. Для того чтобы выявить преимущества ВРПМА, целесообразно использовать критерии, которые характеризуют лффекгиьность

использования едшшцы объема массообменной камеры, где движутся противотоком фазы. Одним из таких кротериев является объемный коэффициент массопередачи

вы.,

К„ =

V

(41]

Объемный коэффициент массоотдачи для ВРПМА с поправкой на температуру равен

п _ (42'

где д^ _ 1ТРИ малых концентрациях компонента.

18

Рис. 10. Схема экспериментальной установки для

изучения массообменных характеристик

На рис. 11 приведен пример полученной экспериментально зависимости количеств теоретических ступеней изменения концентрации от на1рузок по жидкой фазе. Минимум графкхоз совпадают с повышением брызгоуноса, но даже при наиболее неблегопризпнц условиях количество теоретических ступеней в одной ступени распыления превышал '■единицу. Для праеттмеского использования результатов исследований получении коэффициенты массопередачи можно связать с коэффициентами массопередачи, исходя 1 того, что межфазной поверхностью является поверхность капель жидкости, которая ра;.п,.

F = =

6Л а.

(43)

где и и, - соответственно поверхность и количество капель жидкости; - объем жидкости, который находится в рабочем объеме массообменной камеры; с1г и -диаметры капли и форсунки соответственно;«/- количество форсунок.

Рис. 11. Для ВРПМА, в котором ось установлена вертикально

представляется следутощей зависимостью:

Ру РуУт

р=-

Таким образом, коэффициентами

Ру2Утак

связь между массоотдачи

(44)

Дня исследований ВРПМА в процессе ректификации были сконструированы два аппарата, установленные последовательно. Они имели диаметр и высоту массообменной камеры соответственно 0,8 м и 0,15 м. Исследования проводились в условиях раздела гмеси метанол-вода. На рис. 13 приведет схема полупромышленного стенда.

Эффективность массообменных процессов, которые происходят в вихревом аппарате, определяется нзмснашем концентраций в каждой фазе до и после аппарата. Расход пара через аппарат достигал 0.278 кг/с. Были получены результаты, которые :оответствовали эффективности до 5 теоретических ступеней изменения концентрации.

Проведенные исследования позволили с помощью методов математической эбработки результатов эксперимента получить эмпирическую формулу для нахождения коэффициентов массопередачи

№=Аехр(ВКс)ре", (45)

где в = 2.47х 10~4^ I/-24х10"4» и = 0.78 - 0.84; Кх »

Ки-

А = 1.124

Мг

-1 ¿Ч/цУ

2.4x10"'

Б.

1V <1 О

В шестом разделе на основе исследований гидродинамики и массообмена вихревых распиливающих противоточных массообменных аппаратов обосновывается экономическая целесообразность внедрешга ВРПМА.

Рис. 12. Сравнительные характеристики вихревого противоточнего распиливающего массообменного аппарата и различных тарелок (2 - ситчатая; 3 - колпачковая; 4 - клапанная).

Проведенные экспериментальные исследования различных конструкций ВРПМА позволили также провести сравнение массообменных и гидравлических характеристик с ¿рупс-.Я! ткхгьш кшгшкших устройств. Объемный коэффициент массопередачи уйышчивагтм ь несколько раз (рис. 12), а удельные потери давления, которые относятся соитв*.-1сгее>н<о к одной теоретической ступени изменения концентрации, в ВРПМА соотносятся с такими же показателями различных тарельчатых контактных устройств и Слжк»! к тахилг тарелкам, как ситчатые.

Проведен также анализ еще одной важной характфистики массообменногс оборудования, которой является снятие продукции с одного кубического метра аппарата С;л-ш;;е;ыс с колонным оборудованием, в котором установлены плоскопараллельна: насадка, екг^а'ше тврглки с различным свободным сечением, клапанные тарелки, насадк; с пленочным даисхешем жидкости, насадка в режиме эмульгирования, инжектор I распылением жидкости, показало преимущество вихревого распылив ающеп пропшоточкого махообменнэго аппарата по этому параметру.

Пржсдится пример выполнения вихревого противоточного массообмешюп аппарата с большим количеством ступеней распыла. Переток жидкости из ступекл которая расположена иыше, в распиливающее устройство ступепи, которая расположен , ниже, осуществляется как под действием сил тяжести, так и за счет умекпленля данлеьи от периферии к ципру в каждой вихревой массообменяой камере кговдой ступеи распыла.

Изложены основные пршпщпы расчета ВРПМА. Из уравнения, маадиал^мог баланса определяют количество передаваемого ьеп^отва Загд'^л гзд.'ер кпч-гп

кидкости, рассчитывают объемный коэффициент массопередачи и скорости фаз в зоне гаспыла.

Рис. 13. 1 - куб; 2 - ннжний вихревой аппарат, 3 - верхний вихревой аппарат, 4 - конденсатор; 5 - ротаметры; 6 - манометры для замера давления; 7 - ротаметр для замера стока флегмы в куб; 8 - вентиль для сбрасывания флегмы в куб; 9 - вентиль для подачи флегмы в нижний аппарат, 10 - вентиль для отвода флегмы из нижнего аппарата; 11 - холодильники для отбора проб паровой фазы; 12 - холодильники для отбора проб жидкой фазы

Находят объем массообмешюй вихревой камеры. Выбирают конструкцию аспыливающего устройства, рассчитывают радиус вихревой массообменной камеры. Грозодят расчет скоростей газа с учетом нагрузок по жидкой и газовой фазам. Уточняют корости газа в зоне распыла, диаметр капель жидкости, их скорости, а также скорости азового потока вдоль радиуса рабочей камеры и проверяют возможность срыва ротивоточного движения газа и капель вдоль радиуса вихревой камеры. При одтверждении возможности такого срыва проводится измените начальных данных, и се расчеты повторяются. В конце проводят расчеты потерь давления и конструктивную азработку подводов и отводов газа и жидкости, распылителей и прочее.

С участием автора разработаны и внедрены в производство новые вихревые пссообменные аппараты типа ВРПМА, которые в промышленных условиях (Сумское ПО Хш.шром", АО "Свема" и пр.) доказали свою высокую эффективность и позволили менынить затраты материалов на их изготовление.

ВЫВОДЫ

Полученные в работе результаты позволили решить проблему, которая имеет ародаохозайстаешюе зиачяшс Эаи результат связаны с разработкой нового способа

массообмена в вихревых противоточных потоках газа и капель жидкости, что позволи разработать и ьнедригь в производство новые конструкции вихревых аппаратов, котор! отличаются малой материалоемкостью и высокой эффективностью массообмена. процессе исследований был решен ряд теоретических и практических задач, которз позволили разработать методику расчета ВРПМА.

1. Получено теоретическое обоснование нового способа организации движения фа: противоточных вихревых потоках газа и капель жидкости и установлена зависимое циркуляционных течений в каплях жидкости, которые движутся противотоком вихревому потоку газа, от гидродинамических характеристик этого потока, установле: их влияние на эффективность массообмена.

2. Исследован характер взаимодействия вихревых течений газа и капель жидкое] когда вихревой поток газа движется от периферии массообменной камеры к цешру, капли от центра к периферии.

3. Теоретически установлены и усовершенствованы математические зависимое локальных полей скорости и давления от параметров ВРПМА.

4. Экспериментально изучены зависимости локальных полей скорости и давлешк рабочей камере ВРПМА.

5. Получены шссооэменные характеристики ВРПМА в процессах абсорбц (десорбции) и ректификации.

6. Сформулированы основные принципы повышения эффективности производительности ВРПМА на основе проведенных испытаний нов: усоварщшствоБашпдх конструкций таких аппаратов;

7. Разработаны конструкции распылителей для ВРПМА с учетом достижеи наиболее эффективного распыления жидкости.

8. Обоснованы физическая и математическая модели движения газа и капе жидкости в рабочей камере ВРПМА с точки зрения влияния на циркуляционные течеш! каплях, выбраны наиболее благоприятные условия их движения и взаимодействия.

9. Усовершенствована методика расчета основных геометрических размер массосбмсшюй камеры ВРПМА, в основу которой положены теоретические расче локальных полей скорости ¿1 давления.

10. Проведено сравнение эффективности ВРПМА с другими конструкция оборудования для проведения массообменных процессов с использованием подучен:! .автором данньк.

11. Разработана теоретически и экспериментально обоснованная методика расчс; гидравлических и массообменных характеристик ВРПМА.

12. Предложены основные направления развития и усог.ершепствова^я ВРПМ/-

13. Сформулированы условия, при которых использования ВРПМХ йьлж:г наиболее цегксообраз.чым.

Проведенный комплекс теоретических и экспериментальных исследований позволил зработать новые промышленные конструкции аппаратов, которые установлены в ряде оизводств химической промышленности.

Основное содержание диссертации изложено в следующих работах:

1. Склабинский В.И Расчет гидродинамики вихревого распыливающего отивоточного массообмешюго аппарата // Экотехнологии и ресурсосбережение. - 1998. -4. - С.52-55.

2. Склабшський B.I. Вплив pi/pcoi фази на пдравл1ч1шй onip вихрового зпилювального протитечшного масообмшного апарата // XiMinna промислов1сть rpai'ini. - 1998. - № 5. - С.ЗЗ-Зб.

3. Склабинский В.И Брызгоунос в вихревых распыливающих противоточных ссообменных аппаратах // Экотехнологии и ресурсосбережение. - 1998. - № 2. - С.бб-70.

4. Склабинский В.И Радиальное течение газового потока в вихревой камере ВРПМА BiciniK Сум ДУ. - 1998. - №2. - С. 163-168.

5. Холш Б.Г., Склабшський B.I. Використовування вихрових масообмшних апарагпв з отитечшо фаз у зош кот-акту у процесах ректифцеаци // XiMinrn промшжшеть райш. - 1998. - № 4. - С.61-66.

6. Склабинский В.И, Холин Б.Г. Расчет скорости вращения распылителя в вихревом отивоточном массообменном аппарате // Известия Вузов. Сер. Химия и хим. отология. -1991. - Т.34, № 3. - С.715-717.

7. Холин Б.Г., Склабинский В.И Гидродинамика высокоэффективных вихревых паратов для осушки природного газа // Экотехнологии и ресурсосбережение. - 1998. - № - С.50-54.

8. Склабинский В.И, Холлн Б.Г. Интенсификация внутренних токов капли в потоке ia с поперечным градиет'ом скорости // Теоретические основы химической технологии. 992. - Т. 26. - С.741-745.

9. Холин Б.Г., Склабинский В.И, Кравченко В.А. Гидравлическое сопротивление <ревых распыливающих противоточных массообменных аппаратов // Известия Вузов, р. Химия и хим. технология. - 1985. - Т.28, № 12. - С. 111-114.

10. Склабинский В.И О целесообразности применеши вихревых противоточных ссообменных аппаратов // Bicmnc НТУУ "Ки!в. полггехн. ш-т". Машинобудування. -)9. -Вип. 35.-С. 268-274.

11. Склабинский В.И Экспериментальное исследование массообменных жггернстак ВРПМА И Bicmnc IAH. -1998. - № 3-4. - С. 60-65.

12. Склабшський B.I. Запобшншя торцевих плшпв у вихрових протитечйдшх апаратах для сушшня природного газу // Экотехнологни и ресурсосбережение. - 1999. -№6.-С. 68 - 72.

13. Склабшський B.I. Визначення радаалышх po3MipiB робочо! камери вихровогс розпилювального протитечшного масообмшного апарата // йшчна промислов1сп Украши. - 1999. - № 5. - С.55-57.

14. Склабшський B.I. Про ыожлив1стъ використалня вихрових проюточню газокрапельних потаив у тепломасообмшному устаткуванш агропромислового комплекс) //Вхсник Сум ДАУ. - 1999. - Вин. 4. -С. 70- 74.

15. Склабшський B.I. Вплив бризковщносу на ефектившстъ роботи вихровш розпшповалышх протитечшних масообмшних апаратш // XiMi4ira. пpoмиcлoвicть Украши - 1999.-№6,-С. 60-63.

16. Склабшський B.I. Визиачення поверхш масообмшу в робочш icaMcpi вихровогс розпшповального протшечшного масообмпшого апарата ВРПМА // Вкшж IAH - 1999. №2-3-С. 91-93.

17. Сюибшський B.I. Екокомк абсорбенту у вихрових апаратах при осушени природного газу // Экотехнологни к ресурсосбережение. - 2000. - № 1. - С. 74 - 76 .

18. Склабшський B.I. Проеглувагшя шдведення газу до робочо! камери вихрсвоп протитечшного масеобмшкого апарата// Xi\ii4iia npoMHoioBicrb Украши. - 2000. - № 3 . ■ С. 48 - 52-.

19. Склабшський B.I. Вгакв пдродинам1чних параметра вихрового газового поток ка роботу вихрового розпилювального протитечйшого масосбмнпюго апарата // Bicini Сум ДУ. - 2000. - №. 15. - С. 46 - 51.

20. Склабшський B.I. Втрати cueprii в масообмпгшй KaMepi i радоальному дифузо{ вихрового розпилювального протитечШного масообшш.ою апарата // Bicinnc Сум ДАУ. 2.000.-№.5-С. 70-74.

21. Скдаби.'сысш: B.I., Вакал С.В. Формування плосього вихрового газового потоку робочш ¡GiMepi вихровогс розпилювального протитечшного масообмшного алараз //Водне господарство Украши. - 1999. № 5-6. - С 37 - 38.

22. Ковалев НА., Склабинский В.И. Основные принципы организацн противоточного движения внхргвых газокангльных полков в массообменных аппарата //Вкник IAH. - 1998. - Ks 3-4. - С. 71-76.

23. Склабинский В.И Силовое воздействие на каплю жидкости в потоке газ имеющем поперечный градиент скорости// Bicinoc Сум ДУ. - 1998. - №2. - С.168-172.

24. Ковалев НА., Склабинскнй З.И. О движении вихревого капельного потока рабочей камере ВРПМА // Bicrnc: IAH. - 1933. - № 3- ;. - С. 65-71.

25. Склабшський В.1. Особлзшосп проектувакня розпигаовача та б ¡диоду газу 13 робочо! камери вихрового розпилювалъного протитеч&юго масооэмлпюго апарата //Х1тчпапромислов1сть Украши. - 1998. - № 5. - С.36-39.

26. Склабшський В.1. Пор1вшшьш похазники вихрових розгашовальних протитечШних масообмшних апарата // Хвпчна промислотисть Укра'йга. - 1998. - № 4. -С.58-61.

27. Кочергин А.Н., Кравченко В.А., Хотт Б.Г., Склабинский В.И Стендовые испытания вихревых противоточных аппаратов // Работы в области массообменных процессов за период 1986-1990п\ - Северодонецк, 1989. - С. 125-126.

28. Холин Б.Г., Кравченко В.А., Склабинский В.И. О дроблении капель в вихревом противоточном массообмешюм аппарате.//Материалы ВНТК "Псвышешк эффективности совершенствования процессов и аппаратов хим. производств". - Харьков, 1985. - С. 71-73.

29. А.с. 1000046 СССР, МКИ3 В 01 Б 3/00. Способ противотечного массообмена между жидкостью и газом и устройство для его осуществления. / Б.Г. Холин, В.И. Склабинский - Бюл. № 47 // Открытия и изобретешь. — 1982.

30. А.с. 1197707 СССР, МКИ3 В 01 В 53/18. Вихревой распыливающий массообменный аппарат. / Б.Г. Холин, В.И. Склабшский - Бюл. № 46 // Открытия и изобретения. 1985.

31. А.с. 1106058 СССР, , МКИ3 В 01 Б 53/18. Массообменный аппарат. / В.И. Склабинский, Б.Г. Холин, И.А. Ковалев - Бюл. № 42 // Открытия и изобретения. - 1984.

32. А.с. 929184 СССР, , МКИ3 В 01 Б 53/18. Вихревой распыливающий массообменный аппарат. / Холин Б.Г., Ковалев И.А., Склабинский В.И.. - Б.И. № 19 //Открытия и изобретения. - 1982.

33. А.с. 965485 СССР, МКИ3 В 01 Б 53/18. Вихревой распыливающий массообменный аппарат. / Б.Г. Холин, И.А. Ковалев, В.И. Склабинский - Бюл. № 38 // Открытия и изобретения. - 1982.

34. Холил Б.Г., Склабинский В.И, Кравченко В.А. Влияние условий ввода жидкости на устойчивое движение фаз в вихревом противоточном массообменном аппарате. //Тезисы докладов ВНТК "Всесоюзная конференция по теории и практике ректификации". - Северодонецк, 1984; ч.2. - С. 44.

35. Склабинский В.И, Холин Б.Г., Кравченко В.А. Брызгоунос в вихревом распыливащем противоточном массообменном аппарате.//Тезисы ВНТК "Повышение эффективности машин и аппаратов в основной химш!". - Сумы: СФТИ, 1986. - С. 43^44.

36. Холин Б.Г., Склабинский В.И Определение основных гидродинамических параметров жидкой фазы в вихревом распыливающем противоточном массообменном аппарате. //Тезисы докладов УП республиканской кснферешгли "Повышение эффективности, совершенствование процессов и аппаратов хтпг-гесхих производств". -Лькоч, 1988. -ч. 2. - С. 27-28.

37. Склабинский В.И., Холин Б.Г., Кравченко В.А., Кержаков В.И. Вихревой противоточный массообменный аппарат для мокрой очистки выхлопных газов.//Сб. Применение аппаратов "мокрого типа" для очистки отходящих газообразных вредных примесей. - М., 1985. - С. 43.

38. Склабинский В.К, Холин Б.Г., Кравченко В.А. Расчет патрубка отвода газовой фазы из рабочей камеры ВРПМА.//Тезисы докладов ВНТС "Повышение эффективности и надежности машин и аппаратов в основной химии". - Сумы, 1989. - т. 1 - С. 4-6.

39. Холин Б.Г., Склабинский В.И., Кравченко В.А. Исследование потоков в радиальном диффузоре вихревого противоточного многоступенчатого аппарата //Тезисы докладов ВНТС "Повышение эффективности и надежности машин и аппаратов в основной химии". - Сумы, 1989. - т 2. - С. 90-91.

40. Холин Б.Г., Склабинский В.И., Кравченко В.А., Кочергин А.Н. Сепарация капельной жидкости в рабочей камере ВРПМА // Тезисы докладов ВНТС "Повышение эффективности и надежности машин и аппаратов в основной химии". - Сумы, 1989. - т. 2.

- С. 92-93.

41. Склабинский В.И. Влияние градиента скоростей пара на интенсивность массообмена в аппаратах ВРПМА //Тезисы докладов Всесоюзной конференции по ректификации. - Северодокецк, 1991. - С. 171-172.

42. Склабинский В.И., Кравченко В.А., Кочергин А.Н., Малышок JIE. О некоторых результатах, стендовой проверки вихревых противоточных массообменных аппаратов //Тезисы докладов Всесоюзной конференции по ректификации. - Северодонецк, 1991.

- с. 173.

43. Склабинский В.И, Рубан В.В. Установка для определения массообменных характеристик//Тезисы докладов НТК. - Сумы: СумГУ, 1995.- С. 107.

44. Склабинский В.И, Кравченко В.А., Малышок ЯЕ. Вихревой абсорбер для осушки природного газа //Тезисы докладов НТК. - Сумы: СумГУ, 1991,- С. 106.

45. Склабинский В.К, Кравченко В.А., Лукаш A.A., Малышок JLE. Изучение характеристик трубчатого сепаратора абсорбера /ЛГезисы докладов НТК. - Сумы: СумГУ, 1991.-С. 107.

46. Склабинский В.К, Малышок Л.Е. Массообменные характеристики ВРПМА //Тезисы докладов НТК. - Сумы: СумГУ, 1991,- С. 109.

47. Склабинский В.К, Парехин A.B. Особенности использования вихревых потоков и грануляционном оборудовании // Материалы НЖ. - Сумы: СумГУ, 2000. - С. 220-221.

48. Склабинский В.И., Церковицкий A.B. Влияние ввода жидкости на гидродинамические параметры BFiüViA // 1к{атериалы НТК. - Сумы: - СумГУ, 2000. -С. 221-222.

49. Склабинский В.И, Брюхов М.Л., Церковиц.аш A.B. Расчет падродашамичосгзгх характеристик ВРПМА на ПЭВМ // Материалы НТК. - Супы: - СумГУ. 100:) - С. 2П-П\

ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

о 1, а2, Ь1, Ь2, Ь3, Ь4, С,, С2, С3 - константы; х, у, г, г, р, 0, (р, - текущие координаты; К - коэффициент массопередачи; ^ - межфазная поверхность; ^ - площадь входной тангенциальной щели; У^ Уп Уг - тапгешщальная, радиальная и осевая скорости газа; у - осевая скорость газа в патрубке для отвода газа; у - радиальная скорость газа на

г2 П

входе в камеру; у - радиальная скорость газа в сечении г=Я2, Уа - скорость газа в г2

тангенциальных щелях; V - объем; у* - тангенциальная скорость газа при наличии

ч>

жидкости; Я - радиус капель; Я2 - радиус отверстия для отвода газа; Я^ Як - радиус вихревой камеры; Яр - радиус, на котором осуществляется распыление; АР - потери давления в вихревой камере; Ра,Р2- давление газа перед рабочей камерой и на выходе из нее; /-¡г - коэффициент динамической вязкости газа; Ь, й - массовые расходы жидкости и газа; дГ, р - объемные расходы газа и жидкости; Нх, - количество единиц переноса по

жидкой и газовой фазам, ]У1р, Игг - тангенцнальпая и радиальная скорости жидкости;

с!с, с!к - диаметры отверстия сопла и капли жидкости; Яе - число Рейнольдса; ц - коэффициент динамической вязкости жидкости; - коэффициент сопротивления

капли жидкости; и - коэффициент кинематической вязкости; с - коэффициент вязкости

турбулентного потока; £* - эмпирическая константа; со - угловая скорость вращения; П[ - количество лопастей; К'щ - количество тангенциальных щелей; 5 - площадь поверхности капли; Л - ширина тангенциальной щели; !УА - количество компонента "А"; /3 ■> Рх ~ коэффициенты массоотдачи в газовой и жидкой фазах; х2 - концентрации

компонент в жидкой фазе на входе и на выходе го аппарата. Нк - высота вихревой камеры; рг, р - плотность газа и жидкости; М - момент действия силы К

Склабинский В.И. Теоретические основы расчета и проектирования вихревых распыливающих противоточных массообменных аппаратов (ВРПМА). Рукопись диссертации па соискание ученой степени доктора технических наук по специальности 05.17.08 - Процессы и оборудование химических технологий. Московский государственный университет инженерной экологии.

В работе представлены результаты теоретических и экспериментальных исследований гидродинамики и эффективности вихревых массообмешгых аппаратов с противотоком фаз в зоне контакта. Разработаны новый способ маесообмсна и новые ко'здрущии внхремых аппаратся подучен« имссти дга расчет я'язхеа'ся

потоков, геометрических размеров и эффективности вихревых распылив агощго противоточных массообменных аппаратов.

Ключевые слова: вихревые аппараты, массообмен, гидродинамика, поле скоростей потери давления, эффективность.

Склабшський B.I. Теоретичш основи розрахунку та проектування вихровт розпилюватьних протитечшних масообмшних апарапв. Рукопис дисертаци на здобутк паукового ступеня доктора техшчних наук 3i спещальносп 05.17.08 - Процеси те устаткувшшя xiwi4HHX технологШ. Московський державний университет шженерио: еколога.

У робоп викладеш результата теоретичних та експериментальних досшджеш пдродинамнеи та ефекгивносп вихрових масообмшних anapaiiB з протите1аею фаз у зон контакту. Розроблеш новий cnoci6 масообмшу та iiosi конструкцп вихрових anapaiiB. отримаш залежносп дтя розрахунку кшематики поток1в, геометричних po3MipiB тг сфективносп вихрових розпилювальних протитечшних масообмнпшх апаратш (ВРПМА).

Ключом слова: Bicqxmi апарати, масообмн!, пдродинамша, поле швидкостей, втратг таску, ефективнкть.

Sklabin'ikiy V.I. Theoretical bases of calculation and projection of Centrifugal Atomizing Counterilow Mass-Exchange Apparatuses. Manuscript of dissertation for an award of doctor-degree of technical sciences on speciality - 05.17.08 - processes and apparatuses of chemical technology. Moscow State University of Environmental Engineering.

This work presents the results of theoretical and experimental researches in hydrodynamics and efficiency of Centrifugal Mass-Exchange Apparatuses with phases counterflow in zone ol contact. Following dependencies were received: for calculation of cinematic flows, geometrical sizes and efficiency of centrifugal atomizing counterflow mass-exchange apparatuses.

Key words: vortical apparatus, mass-exchange, hydrodynamics, field of speeds, pressure loss, efficiency.

Псдп. в пгчагъ 31.10.2000 r. Тираж 100 экз.

Формат 60x90/16 Усл. ппч. л. 2.0. Заказ № ¿/¿3

Изд-во СумГУ. 40007, г. Суш,:, ул. Р^мского-КорсаховгД. «Рнзоцентр» СумГУ

Введение

Раздел 1. Основные способы организации движения газокапельных потоков в распыливающих и вихревых массообменных аппаратах.

1.1. Распыление жидкости и вихревое движение потоков - факторы, которые ускоряют массообмен.

1.2. Основные сведения о гидродинамике потоков в вихревой камере

1.3. Распыление жидкости газовым потоком.

1.4. Некоторые способы описания движения двухфазных сред.

1.5 Движение пленок жидкости и торцовый эффект в вихревой камере.

1.6. Основные отличия вихревого прямоточного, перекрестного и противоточного движения газового и капельного потоков.

Раздел 2. Основные теоретические предпосылки интенсификации массообмена между каплями и газом при их противоточном вихревом движении

2.1. Постановка задачи.

2. Силовое влияние на каплю жидкости в потоке газа имеющем поперечный градиент скорости

3. Интенсификация внутренних токов в капле под действием газового потока с поперечным градиентом скорости.

2.4. Интенсификация массообмена при противоточном вихревом движении

• газокапельного потока.

Раздел 3. Гидродинамика двухфазного вихревого газокапельного потока.

3.1. Общая постановка задачи по исследованию гидродинамики.

3-.2. Особенности движения вихревого газового потока.

3.3. Влияние соотношения геометрических размеров вихревой камеры на неравномерность потока по ее высоте.

4. Решение задачи о вихревом движении вязкого газового потока.

3.5. Гидродинамика вихревого газокапельного потока

5.1. Условие противоточного движения вихревого потока капель и газа в массообменной камере.

3.5.2. Влияние потока капель на гидродинамику газа.

3.5.3. Гидравлическое сопротивление вихревой камеры распыливающего противоточного массообменного аппарата (ВРПМА).

3.5.4. Влияние гидродинамики потоков на жонструктивное выполнение распылителей и патрубков отвода газа

3.5.5. Сепарация капельной жидкости в рабочей камере ВРПМА.

5.6. Анализ некоторых гидродинамических факторов, влияющих на движение капельного потока.

Раздел 4. Экспериментальное исследование гидродинамики потоков ВРПМА.141.

4.1. Методика исследования

4.2. Описание экспериментальных стендов.

4.3. Исследование однофазного потока.

4.4. Исследование двухфазного потока.

4.5. Гидравлическое сопротивление вихревого противоточного массообменного аппарата

4.5.1. Гидравлическое сопротивлениепРиотсутствии жидкой фазы.

5.2. Распределение потерь энергии в массообменной камере и радиальном диффузоре.

5.3. Изменение гидравлического сопротивления в зависимости от нагрузок по фазам

6. Анализ результатов экспериментальных исследований гидродинамики ВРПМА.

раздел 5. Экспериментальное исследование массообменных характеристик ВРПМА.

1. Методика проведения экспериментальных исследований в процессах абсорбции (десорбции) и описание экспериментального стенда.

ВРПМА. Выводы по диссертации Литература.

Условные обозначения

Мв - количество вещества, перешедшего из одной фазы в другую за единицу времени;

Мг - момент количества движения газового потока;

Мг - момент количества движения газового потока при наличии жидкости; момент количества движения жидкой фазы;

Ж-число Маха;

Мр - момент, воспринимаемый "вертушкой"; к - коэффициент массопередачи;

Р - межфазная поверхность;

Цех - площадь входных тангенциальных щелей; с - центробежная сила;

Ь\ - сила сопротивления; рр - усилие, воспринимаемое динамометром;

А- движущая сила процесса; г в - радиус "квазитвердого вращения";

- окружная скорость газа; Уг- радиальная скорость газа; Уг - осевая скорость газа;

У2г - осевая скорость газа в патрубке для отвода газа из рабочей камеры; уг - радиальная скорость газа на входе в рабочую камеру; ¥Гг - радиальная скорость газа в сечении Яг; к0тн" относительная скорость движения жидкости в газовой среде; Гвх - скорость газа в тангенциальных щелях; У-объем; г*- окружная скорость газа при наличии жидкости;

ДКр - относительная окружная скорость газа;

У9 - окружная скорость газа в диффузоре; г- текущее значение радиуса; п - показатель степени; Я - радиус капель;

Цг - радиус отверстия для выхода газа из камеры;

Яь Як- радиус вихревой камеры;

Цр - радиус, на котором происходит распыл; коэффициент сопротивления "сухой" вихревой камеры; коэффициент сопротивления вихревой камеры при наличии жидкой фазы; ЛР - потери энергии в камере; Рп - полное давление; Рст - статическое давление;

Рвх - энергия газового потока на входе в рабочую камеру;

Рг.д. - энергия газового потока на входе в диффузор;

ЛРап- потери энергии в аппарате;

Рз - давление на выходе из диффузора;

Р2 - энергия потока на выходе из камеры; рТ - плотность газа; р. - плотность жидкости;

- коэффициент динамической вязкости газа; Ь - массовый расход жидкости;

Ьвх - массовый расход жидкости, которая подается в аппарат; Ьвых - массовый расход жидкости, которая отводится из аппарата; Ьун - массовый расход жидкости, которая уносится потоком газа; АЪ - относительная величина брызгоуноса;

0 - массовый расход газа; Ог - объемный расход газа;

- объемный расход жидкости;

1Х> Ыу- число единиц переноса по жидкой и газовой фазах; 79, Жг - окружная и радиальная скорости жидкости;

1е - диаметр отверстия сопла; * - диаметр капли жидкости; Яе - число Рейнольдса; с - коэффициент поверхностного нш тя жения; коэффициент динамической вязкости жидкости; у/- коэффициент сопротивления капли жидкости; т - масса выделенного объема

1 - время;

Же - критерий Вебера;

V - коэффициент кинематической вязкости; е - коэффициент вязкости турбулентного потока; - эмпирическая константа;

Сь С2, Сз - постоянные интегрирования; угловая скорость вращения; щ - количество лопастей; коэффициент, который учитывает отклонение реальной картины течения от принятой в расчете; N - число единиц переноса;

Ир - мощность, которая расходуется на распыливание; Цщ - количество тангенциальных щелей;

Д< - диаметр камеры;

В2 - диаметр патрубка отвод газа из камеры;

Бщ - площадь тангенциальной щели;

5 - площадь поверхности капли;

Ищ - ширина тангенциальной щели;

1р - длина плеча "вертушки";

Е* - коэффициент эффективности; ун - начальная концентрация; ук - конечная концентрация; ур - равновесная концентрация;

Уа - количество компонента"А";

- коэффициенты массоотдачи в газовой и жидкой фазах; ¿1, х2 - концентрации компонентзв жидкой фазе на входе и на выходе из аппарата.

Энергетический кризис 70-х лет, постоянные требования, которые повышаются к качеству продукции, резкое увеличение стоимости материалов в 80-х, начала 90-х .г.г:, ряд экологических катастроф, обратиливнимание общества и правительств России, Украины, стран СНГ на необходимость -. усиления требований к чистоте промышленных выбросов и возникли проблемы, которые создали предпосылки для появления новых нетрадиционных направлений в развитии массообменного оборудования.

В основном, поиск новых путей развития направлен на создание таких конструкций массообменных аппаратов, в которых эффективность использования рабочего объема повышалась бы в 2-3 раза, а иногда и на порядок, в сравнении с традиционным колонным оборудованием, где используется тарелочные или же насадочные контактные элементы.

Наряду с развитием и улучшением конструкций массообменных ггапаратов идет поиск новых способов организации движения потоков в массообменном оборудовании, при которых становится возможным. проводить высокоэффективные массообменные процессы с одновременным уменьшением габаритов аппаратов и увеличением их производительности. За последние 15.20лет наблюдается возрастание количества публикаций по исследованию вихревых потоков в массообменных аппаратах, а также значительное увеличение числа конструкций разнообразных вихревых Элементов, в которых созданы; условия для контакта газожидкостных сред при вихревом их движении.

Основные работы по исследованию вихревых потоков и разработке новых конструкций таких аппаратов проводят коллективы Московской академии химического машиностроения, Казанского химико-технологического института, Белорусского технологического института.

Львовского политехнического института, Сумского государственного университета, Украинского НИИ химтехнологий (г. Северодонецк), и других организаций.

Выросший интерес к использованию вихревых потоков в массообменной технике объясняется возможностью значительной интенсификации массообменных процессов, которые проводятся в малых объемах рабочих камер аппаратов.

Рассматривая особенности гидродинамики вихревых течений можно выделить два основных фактора, которые дают возможность увеличить скорость массообменных процессов в аппарате.

1. Возможность проводить экономичный мелкодисперсный распыл* жидкой фазы благодаря наличию высоких относительных скоростей фаз. Этим достигается значительное увеличение межфазной поверхности.

2. Создается развитое турбулентное двухфазное течение во всем объеме массообменной камеры, что позволяет увеличить интенсивность внутренних циркуляционных токов в каплях, ускорить процесс возобновления межфазной поверхности.

Настоящая работа посвящена теоретическому и экспериментальному исследованию массообмена и гидродинамики двухфазных газокапельных вихревых потоков при движении газа от периферии к центру, а жидкости от центра к периферии во всем объеме массообменной камеры и определению факторов, которые влияют на эти процессы.

Целью и задачами исследований были: теоретическое обоснование способа массообмена между газом и жидкостью в вихревых потоках газа и капель жидкости, когда капли движутся противотоком к газовому потоку в одной ступени распыла, а также получение теоретически обоснованных уравнений для расчета нового типа вихревых распыливающих цротивоточных массообменных аппаратов; теоретическое и экспериментальное исследование гидродинамики и эффективности массообмена в вихревых распыливающих противоточных массообменных аппаратах, выявление влияния технологических и геометрических параметров на поле локальных скоростей и давления; разработка способов и I рационального конструирования вихревых распыливающих противоточных массообменных аппаратов; разработка новых прогрессивных конструкций массообменного оборудования, в котором используется противоточное вихревое движение газа и капель жидкости; прогнозирование гидравлических и массообменных характеристик ВРПМА.

Научная новизна полученных результатов. На основании теоретических и экспериментальных исследований получены следующие новые результаты:

1) получено теоретическое обоснование способа организации движения фаз в противоточных вихревых потоках газа и капель жидкости и установлена зависимость циркуляционных течений в каплях жидкости, которые движутся противотоком к вихревому потоку газа, от гидродинамических характеристик этого потока, установлено их влияние на эффективность массообмена;

2) исследован характер взаимодействия вихревых течений газа и капель жидкости, когда вихревой поток газа движется от периферии массообменной камеры к центру, а капли от центра к периферие;

3) теоретически установлены и усовершенствованы математические зависимости локальных полей скорости и давления от параметров ВРПМА; экспериментально изучены зависимости локальных полей скорости и авления в рабочей камере ВРПМА; получены массообменные характеристики ВРПМА в процессах абсорбции (десорбции) и ректификации;

6) сформулированы основные принципы повышения эффективности и производительности ВРПМА на основе проведенных испытаний новых усовершенствованных конструкций таких аппаратов;

7) разработаны конструкции распылителей для ВРПМА с учетом достижения 1|аиболее эффективного распыления жидкости; 8) обоснованы физическая и математическая модели движения газа и капель жидкости в рабочей камере ВРПМА с точки зрения влияния на циркуляционные течения в каплях, выбраны наиболее благоприятные условия их движения и взаимодействия;

9) усовершенствована методика расчета основных геометрических размеров массообменной камеры ВРПМА, в основу которой положены теоретические I расчеты локальных полей скорости и давления;

10) проведено сравнение эффективности ВРПМА с другими конструкциями оборудования для проведения массообменных процессов с использованием полученных автором данных; . I

1:1) разработана теоретически и экспериментально обоснована методика I

• расчетов гидравлических и массообменных характеристик ВРПМА;

12) предложены основные направления развития и усовершенствования ВРПМА;

13) сформулированы условия, при которых использование ВРПМА является наиболее целесообразным.

Практическое значение полученных результатов. Полученные в п роцессе выполнения нынешней работы результаты реализованы на таких предприятиях и производствах: а) технологический процесс распределения продуктов синтеза бутоксибутенина на Сорском молибденовом комбинате; б) технологический процесс очистки газовых выбросов на Шосткинском АО "СВЕМА"; в) технологический процесс очистки газовых выбросов в цехе • производства аммофоса Сумского ПО "ХИМПРОМ" от фтора и аммиака; г) технологический процесс осушки природного газа, разработанный АО "Вниикомпрессормаш". Суммарный экономический эффект внедрений составляет около 9.6 млн. руб. (по ценам 1991 года).

Апробация работы. Основные результаты выполненных исследований докладывались на: Всесоюзной научно-технической конференции "Пути усовершенствования, интенсификация и повышение надежности аппаратов в основной химии", Сумы, 1980, 1982, 1989 гг.; Всесоюзной научно-технической конференции "Современные машины и аппараты химических I производств" г. Чимкент, 1980 г.; Всесоюзная научно-техническая конференция по теории и практике ректификации, г. Северодонецк, 1984 г.;, Всесоюзная научно-техническая конференция "Повышение эффективности усовершенствования процессов и аппаратов химических производств" г. Харьков, 1985 г.; Всесоюзная научно-техническая конференция "Повышение эффективности машин и аппаратов основной химии" г. Сумы, 1986 г.; УП Всеукраинская конференция "Повышение эффективности, усовершенствование процессов и аппаратов химических производств" г. Львов, 1989 г.; Выездное заседание научно-технической комиссии по массообменной колонной аппаратуре ГК СССР по науке и технике г. Сумы, 1984 г.; Всесоюзная научно-техническая конференция "Использование аппаратов "мокрого типа" для очистки вредных газовых выбросов" г. Москва, 1985 г.; Всесоюзная научно-техническая конференция "Работы в. Области разработки массообменных процессов" г. Северодонецк, 1989 г.; научно-техническая конференция Сумского физико-технологического института г. Сумы, 1991 г.; Всесоюзная научно-техническая конференция по ректификации г. Северодонецк, 1991 г.; Научно-техническая конференция Сумского государственного университета, г. Сумы, 1995, 2000 гг. Материалы диссертации докладывались на 2 всеукраинских, 11 всесоюзных и 3 региональных конференциях совещаниях и семинарах.

Публикации. Содержание диссертационной работы было опубликовано в 49 печатаных работах, в том числе в 27 журнальных статьях, которые опубликованы в ведущих научно-технических журналах и 18 из них автор опубликовал лично без соавторов. Получено 5 авторских свидетельств об й зобретениях. Материалы диссертации использованы в 4 регламентах и отчетах НИР.

Краткий литературный обзор охватывает базовые конструкции распиливающих и вихревых массообменных аппаратов, в которых осуществляется распыл жидкости на капли высокоскоростным газовым потоком и движение капель жидкости и газа в зоне контакта. Рассмотрены основные способы описания движения двухфазных газокапельных потоков и возможность применения существующих методик к расчету гидродинамических параметров ВРПМА, теоретические зависимости которые описывают движение вихревого газового потока в вихревых камерах разнообразных конструкций. Выявлены основные отличия движения фаз в вихревых распыливающих противоточных массообменных аппаратах (ВРПМА) и конструкциях массообменных аппаратов, в которых использовались вихревые потоки.

Обзор существующих способов массообмена в вихревых потоках и конструкций аппаратов, которые реализуют эти способы, описание которых проводится в первом разделе настоящей работы, показывают, что обычно в вихревых аппаратах имеет место перекрестное или прямоточное движение фаз, что дает возможность получить около одной теоретической ступени изменения концентрации в одной ступени распыления. Противоточные вихревые аппараты со многими ступенями, которые включают вихревые элементы, работают при противоточном движении фаз в целом по аппарату. На каждой ступени осуществляется прямоточное или перекрестное движение <$аз.

Во втором разделе изложены основные теоретические предпосылки интенсификации массообмена между каплями и газом при их противоточном ' вихревом движении. Установлена взаимосвязь между гидродинамическими параметрами газа, которые влияют на капли жидкости, движущиеся противоточно, в относительном движении, и интенсивностью внутреннего радиального течения жидкости в каплях, а также связь между гидродинамическими параметрами вихревого газового потока и интенсивностью массообмена. Третий раздел посвящен теоретическому исследованию движения одно ц двухфазного потоков в рабочей камере ВРПМА. Показана возможность создания плоского вихревого потока газа в массообменной камере. Путем решения уравнений движения вязкого газа получены формулы для расчета полей скорости и давления в потоке газа вдоль радиуса рабочей камеры," ' определена степень влияния жидкой фазы на гидродинамические параметры ВРПМА.

В четвертом разделе изложены результаты экспериментального исследования гидродинамических характеристик ВРПМА. Исследования проводились на трех стендах, которые отличались как величинами геометрических размеров массообменных камер и их соотношением, так и конструкцией распылителей, отводов и вводов газа, отводов жидкости, н аличием радиального диффузора и другими особенностями. В результате проведенного комплекса экспериментальных исследований получены данные, подтверждающие выводы изложены в предыдущих разделах, которые дают возможность создать теоретически • обоснованную методику расчета гидродинамики и основных геометрических размеров массообменной камеры ВРПМА, наметить пути дальнейшего усовершенствования вихревых распыливающих противоточных массообменных аппаратов.

Пятый раздел посвящен экспериментальным исследованиям массообменных характеристик ВРПМА в процессах ректификации и Десорбции (абсорбции). Эксперименты проводились на полупромышленном стенде, где разделялась смесь метанол-вода, и на стенде с разнообразными конструкциями ВРПМ, где массообменные характеристики определялись по результатам десорбции углекислого газа. Полученные экспериментальные Данные подтвердили высокую эффективность ВРПМА и дали возможность получить критеральные уравнения для расчета массообменных характеристик.

В шестом разделе приведен экономический анализ целесообразности применения ВРПМА, основанный как на экспериментальных исследованиях автора, так и на сравнении массообменных и гидродинамических характеристик с другими типами контактных устройств, который позволяет обосновано подходить к выбору конструкции ВРПМА при тех или иных условиях его эксплуатации. На основании обобщения всех результатов исследований даны рекомендации по рациональному конструированию ВРПМА, определению оптимальных условий его эксплуатации и расчета основных геометрических размеров, гидродинамических и массообменных характеристик.

Поставленная задача по исследованию противоточного вихревого движения газа (пара) и капель жидкости в одной ступени распыления преследовала своей целью создание способа противоточного массообмена и конструкций высокоэффективных массообменных аппаратов, при котором осуществляется противоточное свободно - вихревое движение фаз во всем с|бъеме массообменной камеры и достигается изменение концентрации фаз соответствующее нескольким теоретическим ступеням изменения I концентрации. Такая организация потоков даст возможность проводить массообменные процессы в меньших объемах, снизить количество ступеней и габариты аппаратов, уменьшить материалоемкость оборудования и расход флегмы в процессе ректификации, что приводит к большой экономии материалов и энергоресурсов.

Настоящая работа есть первой теоретической работой, которая дает математическое описание двухфазного противоточного движения вихревых потоков во всем объеме рабочей камеры, и, наряду с созданием высокоэффективных конструкций аппаратов, много внимания уделено проблемам исследования разнообразных факторов, которые сдерживают пшрокое внедрение способа массообмена при противоточном движении вихревых потоков. Уделялось также внимание описанию и разработке перспективных конструкций для выявления возможных путей развития противоточных вихревых массообменных аппаратов.

Кроме этого, впервые уделяется внимание открытому эффекту, который основывается на действии высокоскоростного газового потока на внутренние течения в каплях жидкости движущихся противотоком вихревому потоку газа вдоль радиуса массообменной камеры.

На защиту выносятся: способ взаимодействия вихревых потоков газа и капель жидкости в аппаратах ВРПМА и теоретическое обоснование способа осуществления такого взаимодействия; теоретические исследования зависимости локальных полей скоростей и давления от геометрических и Технологических параметров ВРПМ; теоретические исследования влияния параметров вихревого газового потока на внутренние циркуляционные токи в каплях, которые движутся противотоком газу вдоль, радиуса вихревой массообменной камеры, и зависимость интенсивности массообмена от такого взаимодействия; экспериментальные данные локальных полей скорости и давления и зависимость их от технологических параметров ВРПМА; математическая модель движения газа и капель в рабочей камере ВРПМА; уравнение расчета гидродинамики, эффективности и геометрических