автореферат диссертации по энергетике, 05.14.16, диссертация на тему:Теория, расчет и оптимизация процессов очистки многокомпонентных промышленных выбросов в модулированных вихреинжекционных пенных скрубберах

од

На правах рукописи

ДИДЕНКО Василий Григорьевич

ТЕОРИЯ, РАСЧЁТ И ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ОЧИСТКИ МНОГОКОМПОНЕНТНЫХ ПРОМЫШЛЕННЫХ ВЫБРОСОВ В МОДУЛИРОВАННЫХ ВИХРЕИНЖЕКЦИОННЫХ ПЕННЫХ СКРУББЕРАХ

05.14. 16 — Технические средства защиты окружающей среды (строительство)

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

Ростов-на-Дону 1998

Работа выполнена в Волгоградской государственной архитектурно-строительной академии

Научный консультант:

доктор технических наук, профессор Е.И.Богуславский

Официальные оппоненты:

доктор химических наук, профессор

ВЛ.Хентов

доктор технических наук, профессор Е.А.Штокман

доктор технических наук, профессор А.Б. Головаичнков

Ведущая организация: Государственный проектный институт

"СантехНИИпроект" г. Москва

Защита состоится "J 5" мая 1998 г. в 13 часов на заседании диссертационного совета Д 064.40.01 в Северо-Кавказском научном центре высшей школы по адресу; 344700, г. Ростов-на-Дону, ул. Пушкинская, 140.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке СКНЦ ВШ.

Автореферат разослан "15" апреля 1998 г.

Учёный секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор

Е.И.Богуславский

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Большая часть промышленных выбросов — это аэродиспсрсные системы, загрязняющими компонентами в которых являются частицы органических и неорганических лылей или туманов, а также в среднем от двух до пяти газообразных веществ. Доля последних может составлять по массе от 59 до 71% выбросов. Значительная их часть обладает свойством суммации действия или способностью трансформации в вещества многократно токсичнее исходных. В условиях фона, характерного для большинства промышленно развитых районов, это становится опасным даже при относительно низких начальных концентрациях. Тем не менее, сложившаяся практика очистки промышленных выбросов в основном ориентирована на извлечение лишь одного — доминирующего компонента, которым в большинстве случаев однозначно принимается пыль. Этим обусловлено большое число работ, посвященных исследованию процессов обеспыливания выбросов и недостаточное внимание к разработке технологий комплексного извлечения неоднородных компонентов.

Актуальность названной проблемы резко возрастает в условиях интенсификации промышленного производства, повышения плотности размещения промышленных предприятий различного профиля, сближения промышленных и селитебных зон, применения новых веществ с недостаточно изученными свойствами суммации и токсичностью. Перечисленные факторы, способствуя интенсивному накоплению в приземных слоях неизвлекаемых компонентов выбросов, повышают степень техногенного воздействия на окружающую среду, а также уровень затрат электрической и тепловой энергии на обеспечение системами общеобменной вентиляции санитарных норм качества воздуха производственных помещений.

Решение проблемы очистки выбросов от нескольких загрязняющих веществ может иметь два принципиальных подхода. Первый — основывается на использовании многоступенчатых установок, в которых путём последовательного подключения соответствующих газоочистных аппаратов раздельно осуществляются процессы селективного извлечения целевых компонентов.

Практика санитарной очистки технологических и дымовых газов в многоступенчатых установках определила область их экономически обоснованного применения. Это - многотоннажные выбросы с высокой начальной концентрацией, стабильным составом, свойствами и возможностью утилизации целевых компонентов в промышленных масштабах. При изменении состава, свойств или объёмов выбросов такие установки становятся малоэффективными и требуют переоборудования, связанного с капиталоёмкой заменой составляющих их устройств.

Второе направление - создание технологий очистки, использующих принцип комплексного ведения управляемых процессов извлечения целевых компонентов на основе агрегатирования средств их реализации в едином аппарате.

Из анализа функциональных возможностей основных методов извлечения компонентов газодисперсных сред следует, что наиболее оптимально эта задача может быть решена в аппаратах мокрой очистки. Наряду с традиционно отмечаемыми преимуществами возможность совмещения и интенсификации физико-

химических процессов позволяет создавать на основе механизмов мокрой очистки новые технологии и эффективно регенерировать теплоту выбросов. Даже в сравнении с наиболее близкими аналогами это даёт возможность сократить до минимума число агрегатируемых в одном аппарате технологических средств и, соответственно, минимизирует важнейшие стоимостные показатели — капитало-и энергоёмкость, а также условия автоматизации управления режимно-технологическими параметрами.

Определяющим фактором успешной реализации совмещённых процессов мокрой очистки является разработка соответствующей многофункциональной и легко трансформируемой при изменении свойств выбросов реакционной аппаратуры, методы расчёта которой должны отражать особенности гидродинамики, массотеплообмена и кинетики совместно протекающих процессов в условиях взаимного влияния. Кроме того, достижение уровня эффективных инженерных решений требует экспериментального и теоретического исследования закономерностей комплексной мокрой очистки, как превращений сложной физико-химической системы, характеризуемой насыщенностью связей детерминирован-но-стохастических явлений. Решение названных выше задач является предметом настоящей диссертации.

Работа выполнялась в соответствии с заданием 02.02.Н "Разработать технологические процессы и оборудование для сокращения потерь при доставке и хранении нефтепродуктов" Всесоюзной научно-технической программы 0.63.05 ГК МТС СССР; координационным планом ГКРФ по науке и технической политике - межрегиональной программы "Экологические проблемы Нижней Волги" — £11. 01. 94, а также тематическим планом научно-исследовательской работы Волгоградской государственной архитектурно-строительной академии.

Цель работы. Защита воздушной среды от загрязнения многокомпонентными промышленными выбросами посредством создания многофункциональных аппаратов комплексного извлечения загрязняющих веществ в формируемых на основе механизма вихревой инжекции пенодинамических системах.

Основная идея работы состоит в режимно-технологической оптимизации условий совмещения механизмов комплексного извлечения неоднородных компонентов промышленных выбросов на основе разработки математических моделей разделительно-абсорбционных процессов пылегазоулавливаиия в пенодинамических системах с вихреинжекционным механизмом формирования и комплекса экспериментальных исследований закономерностей их реализации.

Методы исследования включали: аналитическое обобщение известных научных и технических результатов, математическое и физическое моделирование, обработку экспериментальных данных методами математической статистики и корреляционного анализа, сопоставление полученных результатов с научно-техническими характеристиками известных аналогов.

Научная новизна работы состоит в том, что:

- теоретически и экспериментально обоснованы принципы режимно-технологической оптимизации разделительно-абсорбционных процессов комплексной очистки, реализуемых на основе вихреинжекционного механизма динамического пенообразования, как фактора интенсификации формирования по-

верхности контакта и межфазного массопереноса, обеспечивающего высокую степень извлечения всех улавливаемых компонентов;

- разработана математическая модель процесса инжекции жидкости восходящим закрученным потоком газа в условиях формирования крупномасштабного вихря (стока) над её поверхностью;

- теоретически и экспериментально определены закономерности инжекции жидкости вихревым стоком газа, получены расчетные формулы траектории движения газового потока, показано определяющее влияние условий движения последнего иа формирование динамической пены и выполнена оптимизация закру-чивателей для генерации формирующего её вихревого стока;

- экспериментально установлена инвариантность структурных характеристик пенодинамического (пузырькового) слоя, формируемого посредством вихревой инжекции при прямоточно-возвратном и прямоточном режимах движения жидкой фазы в его объёме;

- разработаны физико-математические модели процесса формирования межфазной поверхности контакта в условиях прямоточного и прямоточно-возвратного режимов жидкой фазы в слое динамической пены, образуемой посредством вихревой инжекции жидкости закрученным потоком газа;

- разработаны физико-математические модели процессов массопереноса неоднородных загрязняющих веществ в активном объёме восходящего потока динамической пены, формируемой при вихревой инжекции жидкости, и получены аналитические зависимости, характеризующие эффективность пылегазоулавли-вания в зависимости от свойств её дисперсной фазы, режимных и конструктивных параметров аппарата;

- экспериментально получены зависимости, характеризующие влияние режимных и конструктивных факторов вихреинжекционного формирования динамической пены на эффективность совмещённых массообменных процессов комплексной очистки;

- обоснованы параметры и условия оптимизации и управления режимами работы модулированного вихреинжекционного пенного аппарата для комплексной очистки неоднородных многокомпонентных промышленных выбросов.

Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций обоснована планированием необходимого объёма экспериментов, использованием современных методик исследования, удовлетворяющей сходимостью аналитических и экспериментальных результатов, патентной чистотой разработанных технических решений и получением прогнозируемого эффекта в практическом использовании.

Практическое значение работы заключается в следующем:

- разработан способ осуществления разделительно-химических процессов пылегазоочистки в потоке динамической пены, образуемой путём инжекции жидкости восходящим закрученным потоком газа, новизна которого подтверждается авторским свидетельством и патентом на изобретение (№ 1530223);

- разработан модификационный ряд многофункциональных вихреинжекци-онных пенных аппаратов, унифицированных в блочно-модульном виде на основании трансформируемой по целевому назначению компоновочной схемы, новизна которых подтверждается авторскими свидетельствами и патентами на изо-

бретения (№ 570382, 569271, 637134, 912228, 1142142, 1404100, 1431812, 1526773,1554945,1586784,1607870,1602803,1681918,1692620; 2067029);

- разработан способ очистки выбросов от паров органических растворителей в слое динамической пены, образуемой путём инжекции жидкой технологической среды восходящим закрученным потоком воздуха, новизна которого подтверждается патентом на изобретение (№ 1440533);

- разработан комплекс методик инженерного расчёта функционально-энергетических характеристик различных разделительно-химических процессов очистки многокомпонентных выбросов в модулированных вихреинжекционных пенных скрубберах, составлено программное обеспечение для выполнения расчётов на ПЭВМ;

- разработана программа оптимизационного расчёта режимно-техноло-гических параметров и блочно-процессорной элементной базы модулируемых аппаратов различных модификаций.

Реализация результатов работы:

- разработана конструкторская документация на изготовление и технологические регламенты на эксплуатацию многофункциональных вихреинжекционных пенных модулированных скрубберов (пылеуловителей-абсорберов-рекуператоров), используемых при выполнении договорных и тематических программ с предприятиями и организациями машиностроительной, нефтехимической и строительных отраслей промышленности;

- разработаны, прошли промышленные испытания и внедряются в эксплуатационную практику модулированные установки очистки выбросов от паров ксилоза и толуола на Минском заводе холодильников АО Атлант;

- разработаны, прошли испытания и внедрены в эксплуатационную практику модулированные вихреинжекционные пенные установки очистки выбросов производства асфальтобетона и производства керамзита на Волжском ПО Строй-индустрия;

- разработаны, прошли испытания и внедряются в эксплуатационную практику очистки выбросов на предприятиях АООТ "Каустик" модулированные вихреинжекционные пенные скрубберы основных модификаций;

- разработана, прошла испытания и внедрена в эксплуатационную практику вихреинжекционная пенная установка очистки выбросов рольганговых печей отжига металла калибровочного цеха Волгоградского ПО тракторных деталей и нормалей;

- разработана, прошла испытания и передана для внедрения в эксплуатационную практику вихреинжекционная пенная установка очистки выбросов станций испытания дизельных двигателей Волгоградского моторного завода;

- разработана, прошла промышленные испытания и внедрена в эксплуатационную практику вихреинжекционная пенная установка очистки выбросов от вулканизационных газов цеха № 2 Волжского завода РТИ;

- рекомендации, выводы и научные результаты работы использованы НПО "Волгоградэкохимпроект", СКБ "Транснефтеавтоматика" Государственного концерна "Роснефгепродукг" при разработке конструкторской документации и технологических регламентов на эксплуатацию модулированных вихреинже шион-

ных пенных установок извлечения газо-паровых компонентов из вентиляционных и технологических выбросов при сливо-наливных операциях и переработке нефтепродуктов;

- ПСО Волгоградгражданстрой на основе научных результатов работы составлены "Рекомендации по проектированию, расчёту и наладке модулированных установок ВИПС" и внедрены при разработке разделов "Охрана атмосферного воздуха от загрязнения" в проектах OB для предприятий бытового обслуживания;

- по патентам 1530223 и 1602803 НПО "Волгоградэкохимпроект" приобретены лицензии на модулированные вихреинжекционные пенные рекуператоры паров нефтепродуктов из вентиляционно-технологических выбросов резервуар-ных парков для их использования в системе нефтеперерабатывающих предприятий концерна;

- материалы диссертационной работы использованы кафедрой ОВиОВС ВолгГАСА в курсах лекций, лабораторных циклах, курсовом проектировании по дисциплинам специализаций 2907-01, 2907-03 и 2907-05, а также в дипломном проектировании при подготовке инженеров специальности 2907 "Теплогазоснабжение и вентиляция".

На защиту выносятся:

- теоретические и экспериментальные результаты исследования закономерностей образования взвешенного слоя динамической пены (газожидкостной пузырьковой системы) посредством инжекции жидкости вихревым восходящим стоком газа;

- физико-математические модели формирования межфазной поверхности контакта в условиях прямоточного и прямоточно-возвратаого режимов течения жидкой фазы в объеме взвешенного слоя динамической пены;

- физико-математические модели процессов массопереноса неоднородных загрязняющих веществ в активном объёме взвешенного слоя динамической пены, образуемого за счёт механизма вихревой инжекции жидкости;

-теоретические и экспериментальные результаты режимно-технологической оптимизации разделительно-абсорбционных процессов комплексного извлечения неоднородных компонентов в пенодинамическом слое, образуемом посредством механизма вихревой инжекции, как фактора интенсификации межфазного переноса и развития поверхности контакта;

- экспериментальные зависимости, характеризующие влияние режимных и конструктивных факторов вихреинжекционного формирования динамической пены на эффективность совмещённых массообменных процессов комплексной очистки и условия их оптимизации;

- модель оптимизации и управления режимами работы модулированного вихреинжекционного пенного скруббера при комплексной очистке неоднородных многокомпонентных промышленных выбросов;

- защищенные авторскими свидетельствами и патентами способы обработки газа и модифицированный ряд многофункциональных вихреинжекционных пенных модулированных аппаратов-скрубберов;

— комплекс научно обоснованных методик технологического расчёта и оптимизации разделительно-химических процессов очистки многокомпонентных выбросов в модулированных вихреинжекционных пенных скрубберах, а также рекомендаций по оптимизации режима их работы.

Апробация работы. Основное содержание работы доложено на: ¡.Международной научной конференции "Aktualne zagadnienia klimatyzacji Miedzynarodowa Konf. Naukowa, 28-30 wrzesnia. (Wroclaw, 1977); Всесоюзном совещании "Основные направления повышения качества и эффективности проектирования и монтажа систем отопления и вентиляции зданий и сооружений" (Монино, 1979); Всесоюзных шестах научных чтениях (Белгород, 1982); Научно-техническом семинаре "Повышение качества и эффективности вентиляции на предприятиях стройиндустрии" (Пенза, 1982); Всесоюзной научной конференции "Струйные течения жидкостей и газов" (Новополоцк, 1982); Всесоюзном научно-техническом семинаре "Применение аппаратов мокрого типа для очистки отходящих газов от твёрдых и газообразных вредных примесей" (Москва, 1985); Межотраслевом научно-техническом совещании "Повышение энергетической эффективности систем вентиляции и кондиционирования воздуха" (Волгоград, 1986); Всесоюзном совещании по проблеме охраны воздушного бассейна от выбросов предприятий химической промышленности и промышленности строительных материалов (Ереван, 1986); Международной научной конференции " Air-Conditioning and District Heat. — Rational, of Design Modes: Third International Conf., Wroclaw, May 14-15, (Wroclaw, 1987); Всесоюзном проблемном совете "Медицинские аспекты охраны окружающей среды" (Тарту, 1988); Межотраслевом научно-техническом семинаре "Повышение энергетической эффективности систем вентиляции и кондиционирования воздуха" (Волгоград, 1988); Научно-технической конференции "Охрана окружающей среды и рациональное использование ресурсов" (Новополоцк, 1989); Всесоюзной научно-практической конференции "Человек — труд — экология" (Волгоград, 1990); Всесоюзном научно-техническом семинаре "Современное оборудование вентиляционных систем" (Москва, 1990); Региональной научно-практической конференции "Повышение энергетической эффективности систем теплоснабжения и вентиляции зданий и сооружений" (Челябинск, 1991); Международной научно-технической конференции "Высшая школа в решении экологических проблем Нижне-Волжского региона" (Волгоград, 1994); Международной научно-технической выставке-семинаре "Энергосбережение, энергоэффекгивность, экологическая безопасность" (Волгоград, 1996); Международном научном симпозиуме "Экология и безопасность жизнедеятельности" (Волгоград, 1996); научно-технической конференции "Достижения в теории я практике теплогазоснабжения, вентиляции и кондиционирования воздуха" (С-Петербург, 1997); Международной научно-технической конференции "Проблемы охраны производственной и окружающей среды" (Волгоград, 1997); на ежегодных научно-технических конференциях Волгоградской государственной архитектурно-строительной академии.

Публикации. Результаты исследований по теме диссертации изложены в 64 работах, в том числе: 2 монографиях; 2 учебных пособиях, 10 авторских свидетельствах, 7 патентах, а также научно-технических отчётах.

Объём и структура работы. Диссертация состоит из введения, 6 разделов, заключения, списка использованной литературы и приложений. Общий объём работы 484 страницы, в том числе: основной текст на 370 стр., 90 рис. на 67 стр., 10 фотографий на 3 стр., список литературы из 412 наименований на 28 стр., 12 приложений — 85 стр.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Процесс комплексной мокрой очистки пылегазового выброса допустимо рассматривать как целенаправленно реализуемые превращения физико-химической системы - распределённой по реакционной зоне аппарата и переменной во времени многофазной многокомпонентной сплошной среды, в каждой точке которой и на границе раздела фаз происходит перенос вещества, энергии и импульса. Тем самым, эффект извлечения целевых компонентов выброса представляется результатом единовременно протекающих физических и химических процессов, взаимосвязь которых обусловливает распределение полей концентраций, температур и импульсов в реакционной зоне аппарата. Закономерности связи трансформации этих полей с режимными условиями и аппаратурным оформлением целенаправленно реализуемых превращений многофазных сред по различным оценкам определяют механизм воздействия физических факторов (процессов) на химические.

Таким образом, при возможности управления физическими процессами и известном механизме их воздействия на химические процессы, методология комплексной мокрой очистки неоднородных выбросов сводится к решению задач двух видов: оптимизации режимных условий и аппаратурно-технологического оформления процессов. В первом случае - это требует нахождения закономерностей оптимального распределения полей концентраций, температур и импульсов для проведения определённого физико-химического взаимодействия. Во втором — совмещения в конструкции аппаратов технологических приёмов управляемого воздействия на физические процессы для обеспечения устойчивости оптимальных полей концентраций, температур и импульсов, т. е. достижения необходимых условий ведения физических и химических процессов.

Вопрос осложняет двойственная детерминированно-стохастическая природа превращений многофазных сред, которая характерна для условий их формирования в газожидкостных аппаратах. При наличии детерминантных закономерностей, поддающихся описанию линейными уравнениями с постоянными коэффициентами превращений, существенными стохастическими факторами влияния являются: распределение элементов фаз по времени пребывания в реакционной зоне; эффекты механического взаимодействия фаз, изменяющие распределение элементов фаз по размерам; характер распределения включений дисперсных фаз по глубине химических превращений, размерам, плотности, вязкости и другим физико-химическим свойствам.

Интерпретируя все перечисленные стохастические явления как результат взаимодействия фаз, обусловленный переносом массы и импульса на уровне отдельных частиц в макроскопически большом, но конечном объёме, необходимые

для описания многофазной системы дифференциальные уравнения сохранения массы и импульса могут быть получены исходя из феноменологического подхода или методом осреднения с привлечением понятия статистического ансамбля частиц.

Рассматривая движение лишь двух фаз системы и пренебрегая влиянием фазовых переходов на величину их импульсов, дифференциальные уравнения сохранения массы и импульса для каждой фазы можно записать в следующем виде:

от

где = Р\фх - приведённая плотность ¡-й фазы {рх - истинная плотность материала 1-й фазы; <р, - объёмная доля 1-й фазы в двухфазной среде); й! - осреднён-ная скорость ¡-й фазы; ^; - поток массы из фазы j в фазу I за счёт фазовых переходов; Р* - тензор напряжения в ¡-й фазе; Яр - сила межфазного взаимодействия, отнесённая к единице объёма многофазной среды; Б; - вектор массовых сил, действующих в 1-й фазе.

Приведённые выше уравнения являются незамкнутыми, так как помимо неизвестных функций р; и й. содержат члены (Тр, Р, и Р.) 1 )> не выраженные через эти функции. Легко видеть, что поток массы ^;, характеризующий кинетику фазового перехода, может быть определён только из совместного решения уравнений гидродинамики и уравнений массо- и теплообмена. Тензор же поверхностных сил в фазах Р| и сила межфазного взаимодействия , являются чисто гидродинамическими параметрами, определение которых равнозначно нахождению реологических уравнений состояния для исследуемой системы. Последнее представляет собой основную и наиболее сложную проблему описания двухфазных течений.

При феноменологическом подходе представление о структуре указанных параметров с достаточным приближением может быть получено на основе эвристических обобщений, конкретизируемых допущениями, что действие внешних поверхностных сил на выделенный объём многофазной среды (смеси) воспринимается только сплошной фазой, а воздействие на дисперсную фазу со стороны сплошной определяется лишь силой взаимодействия, представляющей сумму всех единичных сил, действующих на частицы в выделенном объёме. Отсюда для тензоров поверхностных сил в сплошной (С) и дисперсной (Д) фазах будем иметь Рс = - р1 + 6с и Рд = 0, где р - давление; I - единичный тензор, а 8С - тензор вязких напряжений в сплошной фазе. Анализ существенно упрощается возможностью пренебречь сжимаемостью фаз и допущением о том, что сплошная фаза не является очень вязкой жидкостью. Это позволяет пренебречь проявлением в ней вязких напряжений, приняв 0С = 0. Последнее возможно лишь в случаях, когда частицы могут взаимодействовать между собой только через посредство сплошной фазы. Считается, что названные допущения вполне приемлемы для вертикальных течений, интерпретируемых как движение твёрдых частиц, капель или пузырьков в жидкости. Дальнейшая конкретизация описания структурных харак-

теристик и превращений анализируемой системы требует привлечения соответствующего объёма экспериментальных данных и аналитических обобщений, устанавливающих связь между скоростью переноса количества движения и массы вещества.

Задача прогнозирования вероятностно-оптимального сочетания функционально эффективной технологической формы реализации перечисленных условий решалась на основе методологии таксономической классификации сложно-организованных объектов. Её интерпретация применительно к оценке взаимосвязи функционального эффекта и конструктивно-технологических отличий газожидкостных аппаратов позволяет обобщить их многообразие следующей иерархией таксономических категорий — обозначений и признаков выделения классификационных уровней: тип (среда проявления эффекта очистки); класс (форма поверхности контакта рабочей и очищаемой среды); подкласс (механизм образования поверхности контакта); вид (аппаратурное оформление механизма образования поверхности контакта); конструкция (конструктивное исполнение аппаратурной формы); модификация (параметрические особенности конструктивного исполнения аппаратурной формы). Результаты проведенного на её основе анализа ограничивают область оптимизационного поиска видовой группой аппаратов, формирующих газожидкостные системы со структурой вертикально развивающегося динамического пенного слоя.

Тем самым, из обобщения условий феноменологического подхода к формализации превращений газожидкостной системы следует, что определяющим фактором управляемого совмещения процессов переноса п компонентов в её объёме является реализация закономерностей регулируемого воздействия на поля их концентраций, наибольшая эффективность которого достигается, если процессы отвода и реакции превращения извлекаемых компонентов протекают в сплошной жидкой фазе вертикального интенсивно перемешиваемого течения.

При интерпретации относительно частных производных соответствующих функций 3и7 /дх и 5 С, /5т и обозначении суммы вторых частных производных через оператор Лапласа V2 уравнения процессов переноса количества движения принимают вид:

В их формальной аналогии реализуется закономерное сходство описываемых процессов, отражаемое подобием полей скоростей и концентраций в движущейся газожидкостной системе. Существенно, что конвективные составляющие уравнений переноса (1) и (2) - идентичны. Чем выше интенсивность перемешивания сред в системе, тем меньше влияние молекулярного переноса в сравнении с конвективным. Следовательно, с увеличением скорости движения различие между полями скоростей и концентраций, определяемое различием коэффициентов молекулярного переноса V и убывает. При отсутствии внешних источников или учете их действия формализованными соотношениями, нахождение

дт дС,

дт

(2)

связей между переносом количества движения и массы вещества состоит в определении коэффициента турбулентной вязкости и, на основе установления его соотношения с коэффициентом турбулентной диффузии, решении уравнения (2).

Условия формирования вертикального течения высокоподвижной динамической пены за счет эффекта инжекции впервые сформулированы В.В. Кафаро-вым. В соответствии с ними этот процесс может быть представлен как результат осуществляемого с многократно возрастающей скоростью прямоточного стока газа через расположенное у поверхности жидкости сечение вертикальной смесительной камеры, следствием которого является эффект инверсии в камере инжектируемой жидкости в сплошную фазу с распределенной в ней инфраструктурой пузырьков газа— рис. 1, а. Принимая, что для формирования такого стока справедливы общие закономерности течения через отверстия и насадки, а отличие состоит лишь в экранирующем воздействии поверхности жидкости, гидродинамические явления инжекции, независимо от особенностей конструктивного оформления, описывают уравнения: сохранения массы

Сс = С„ = 0,+-0-ж = 0г(1+Л (3)

и импульсов количества движения

Ог^г + вж^- = + {Р<1Р _ (РГ)РГ, + Рж1Рж,)- (4)

р,

Входящий в них коэффициент

инжекции 3 — С^уОр является основной характеристикой функциональной эффективности устройства, подающего жидкость в камеру смешения. Легко видеть его прямую связь с объёмным газосодержанием Ф - Уг / V,, и массовым газосодержанием у = Ог / С„, характеризующими структурные особенности и условия формирования межфазной поверхности в объёме динамической пены

3 = /*гХРж/Рг)(1-<Р/Ч>) И j -у/у - (5)

Представление об энергетических характеристиках процесса инжекции, интерпретируемых как потери давления, вызванные мгновенным изменением состояния движения взаимодействующих сред, может быть получено из анализа импульсов количества движения. Принимая, что в диапазоне давлений и температур, характерных для условий реализации рассматриваемого процесса, обе взаимодействующие среды и образующуюся динамическую пену допустимо считать неупругими, из выражения (4) с учетом (5) для энергетической характеристики процесса инжекционного образования динамической пены получаем

Л1 '

2Х2 +

2Хг "Л

Ха '

УГ Р*2 * Ч

(6)

АР« Р3

Характеристическое уравнение (6) показывает, что при определенном значении коэффициента инжекции j гидравлические потери на формирование структуры динамической пены ДРГ прямо пропорциональны перепаду давления ДРгж, отражающему все составляющие энергетических затрат, связанных с инжекцией жидкости, ее инверсией и восходящим развитием пенного слоя по высоте контактной камеры. Очевидно, что стадия развития структуры динамической пены

Рис. I. Схема процесса формирования динамической пены: а - инжекционное; б — вихреинжекционное.

между сечениями 2 и 3 представляется фактором, однозначно определяющим величину межфазной поверхности контакта и существенно влияющим на развитие движущих сил межфазного переноса. Основываясь на том, что коэффициент скорости — это параметр, выражающий потери напора на определенном участке потока, отнесённые к рассматриваемому сечению значения XI, Ул, Хз и Х4 являются характеристиками энергетических затрат (гидравлических потерь) на трансформирование потоков взаимодействующих сред на определенных стадиях процесса, а отношение ЛР„ /ДР« — показатель эффективности энергетических затрат механизма инжекционного пенообразования.

Согласно формализованной схеме (рис. 1, а) процесс инжекционного формирования динамической пены происходит при возрастании скорости в каждой точке течения газа между сечениями 1 и 2. Последнее можно представить как аналог сужения потока под воздействием ограничивающей (условной) конической поверхности, создаваемой радиально направленным к его оси градиентом давления стекающей массы газа, объём которой возрастает по высоте. Очевидно, что наложение на такой сток газа начального тангенциального импульса генерирует закрученное течение, для которого аксиальная составляющая скорости будет пренебрежимо мала по сравнению с тангенциальной. Тогда ограничиваемая мнимой конической поверхностью основная масса газожидкостной системы мо-

жет быть принята движущейся по окружностям относительно общей оси (оси смесительной камеры) со скоростью ©/г, где а> — константа вращения, а г — расстояние от оси — рис. 1, б. Справедливо считать, что внутри пограничного слоя движение произвольно взятой материальной точки замедляется под воздействием сил вязкости и, в результате, величина центробежного ускорения становится недостаточной для ее удержания на круговой траектории противодействием ради-апьно направленному внутрь градиенту давления, первоначальное наличие которого уравновешивает круговое движение с внешней стороны пограничного слоя. Тем самым, рассматриваемый случай можно представить как круговое (чисто вихревое) течение вязкой среды в пределах сходящегося конического участка с углом конусности 2а от начального радиуса закручивания Rj до входного сечения камеры с радиусом R2, который значительно меньше R3.

Если толщина пограничного слоя достаточно мала, чтобы изменением давления по его сечению и отличием скорости на его внешней поверхности можно было пренебречь, положив w = ü>/R sin 0, то в сферической системе координат симметрично оси (© = 0) уравнения движения вязкой жидкости и неразрывности можно записать в виде

дм и дм а>2 w2 v + RdQ + R2 sin2 0 R Кгд0'

dw и dw wu v c?"w i—+--+.— = ---

dR К д& R R д®

ГГ I/ (/ гг жги Y IS ** /rt.

и—+--+.— = - (g)

дъ 2и 1 dv л _

—■ +—+---= 0. (9)

<?R R R w

Приемлемая точность решения уравнений (7) и (8) может быть получена на основе приближенного метода К. Польгаузена — Дж. И. Тейлора, основу которого составляет замена действительного распределения скорости в сечении пограничного слоя однопараметрическим семейством профилей скорости, удовлетворяющих заданным граничным условиям.

В рассматриваемом случае такая замена основывается на возможности допущения об однозначности граничных условий на мнимой конической поверхности (в формализованной схеме оцениваемая как твёрдая) и внешней поверхности пограничного слоя, а также отражения однопараметрических профилей по толщине пограничного слоя интегральными характеристиками. При этом последние определяются из уравнений импульсов, получаемых по Г. Шлихтингу интегрированием уравнений движения (7) и (8) по толщине пограничного слоя S. Если угол при вершине обозначить как 2а и, пренебрегая отличием, вносимым толщиной пограничного слоя, принять 0 = sin а , то после ряда преобразований уравнения (7) и (8) можно представить в виде

2f и ^ d© + 2 Г^ йв+J f-r^;--—1 d€> =

dR >R VR sin a R)

® J ÍRi^uWjjL^de^f^O v

V

F

dw

R2 smQ^VdR J " J <5RV ' J R R2

de

(10) (П)

©=a

Исходя из сделанных допущений, описание распределения (профиля) скорости в меридиональном сечении формализованного кругового течения пограничного слоя можно представить системой простых уравнений в форме степенных рядов, которые удовлетворяют граничным условиям: u = w = 0 при 0 = а и и = О, w = ©/(R sin а), 5а / 50 = 0, dw / д& = 0 при 0 = а - 5/R. Тогда

®Е-(К-2К2+К2), (12)

i а \ /

и =

R sin i <a

w =

(2К-К2), (13)

R sin а

где К = R(a- 0)/£, значение которой изменяется отО до 1..

Параметры е и 5 определяются в любой точке пограничного слоя как функции только переменной R и могут быть найдены с использованием интегральных уравнений импульсов (12) и (13), с обозначением через Ra длины образующей конической поверхности с вершиной в точке стока пограничного слоя. Введя безразмерные переменные Rx = R/Re и 5х = ó"/R0 yjto/vsm а и выполнив преобразования с использованием (12) и (13), получим уравнения для численного расчета значений 8Х

^ = + (14)

dRx Rx Rx e8*

d , s5* — eS* =——í---- + 285R (15)

Результаты расчетов отражают зависимость безразмерной толщины пограничного слоя 5Х и величины угла у, образованного между касательной к линии тока и радиусом R, от безразмерного радиуса Rx. Имея в виду, что из анализа

1 dRx"

уравнений (10)-{13) профилей скорости ~ Е ~

величина угла у может

быть определена из выражения

у = агсс1§^е. (16)

Образующая с К угол линия тока является траекторией движения материальной точки пограничного слоя в условиях противодействия поверхностных сил сопротивления градиенту давления, вызывающего течение. Основываясь на оценке функциональной связи текущих значений Рх, с и 0, отражаемой уравнениями (12)—{15), можно провести расчет этой траектории

(ех-в0)= (гм^е. (1?)

1

Характеристическое в представлениях о вихревом стоке отношение Яг®! может быть вычислено по (14)-(15). При этом, значение Я,, для рассматриваемого случая характеризует расстояние от вершины условного конуса, а Иг — рас-

стояние от оси. Тогда И = Яг соБес а, а толщина слоя 8 будет определяться выражением

5 =

вт а

уапа

со

0,5

(18)

Расчетные значения у, Д0, V и 5 дают представления о пространственной ориентации линий тока газа, особенностях профилей скорости, относительной толщине его пограничного слоя во входном сечении контактной камеры, т.е. степени заполнения газом входного сечения. Последнее позволяет определить начальное газосодержание формируемой системы и через ее значение прогнозировать необходимый коэффициент инжекции. Обобщение всех этих характеристик определяет условия профилирования направляющих элементов закручивающего устройства, расчёта их геометрических размеров и пространственных соотношений.

Из анализа представленных закономерностей вся совокупность возможных вариантов конструктивного оформления направляющих элементов закручивающих устройств сведена к двум типовым группам: закручиватели с двухмерным и одномерным профилированием направляющих элементов. Применительно к этому была испытана выборка их характерных конструктивных вариантов — рис. 2.

-Я-

I

П

Рис.2. Характерные варианты профилирования закручивателей: а - одномерное -1С; б - двухмерное - 2С; в - двухмерное - 2П; г - одномерное - 1ДП; д -одномерное - 1КП; е - двухмерное - 2ДЛ: 1 - камера инжектора; 2 - направляющие лопатки; 3 - направляющая диафрагма.

Обобщение данных исследования аэродинамической структуры течений, формируемых в виде вихревого стока, показывает, что закономерность профилей аксиальных скоростей (u/u,) в меридиональном сечении проточной зоны закручи-вателей соответствует условиям расчёта у, 6Х и и, а сопоставление (u/ua) и тангенциальной (u/u») скорости в камере распределяет закручиватели по степени инжекционной эффективности в прогнозируемой расчётом последовательности - 2С, 2П, 2ДЛ, 1С, 1КП и 1ДП.

Результаты инвариантно воспроизводимых на закручивателях (рис. 2) режимов инжекции показывают, что динамическая пена образуется в объёме контактной камеры лишь с превышением определённого критического (минимального) расхода газа L*p. Величина L^ однозначно зависит от начального уровня жидкости h 0 (рис. 3) и варьирует в широких пределах при изменении его значений. Расход газа через закручиватель в объёме меньше L*p не вызывает образования динамической пены. Инжектируемая при этом жидкость поступает в смесительную камеру в виде капельноструйной дисперсии, часть которой под воздействием центробежных сил (генерируемых вращением газожидкосгной системы, приобретаемым в закручивателе) выносится на стенки камеры и стекает по её поверхности в виде плёнки, а другая выносится в сепарационный блок, где выделяется из газового потока.

Рис.3. Схема расчёта величины ДЬ при начально затопленном (а) и расположенном над поверхностью жидкости (б) сечении камеры инжектора.

Особенности последовательного изменения структурного состояния жидкой фазы в условиях нарастания от 0 к Ь*р объёма газа (воздуха), отсасываемого в режиме вихрестока с поверхности жидкости, представлены на рис. 4. При достижении определённого расхода газа Ь над поверхностью жидкости возникает зона разрежения, вызывающая её осесимметричный холмообразный подъём - рис.4, а.

Последующий рост расхода газа вызывает повышенную турбулизацию поверхности жидкости в зоне её подъёма. Следствием этого является интенсивная деформация осесимметричного холмообразного образования, которая

генерирует возникновение нескольких хаотично пульсирующих по высоте вершин — рис. 4,6.

В результате дальнейшего повышения L с поверхности холмообразного образования начинается массовый отрыв капель и струек жидкости (рис. 4, в), сопровождающийся их интенсивным диспергированием и вторичным слиянием. Резко возрастающий пряток жидкой дисперсии в высокоскоростное течение газа создаёт критическое соотношение жидкой фазы в объёме формируемой газожидкостной системы. При этом процесс слияния и дробления капель и струек жидкой дисперсии завершается её преобразованием (инверсией) в сплошную фазу. Последняя быстро трансформируется в направлении поступательного восходящего течения в нестабильную ячеистую структуру под воздействием массового движения через её объём пузырьков газа — рис. 4, г. В завершенной стадии (при расходе газа L > L^,) эта структура соответствует установившемуся режиму вих-реинжекционного формирования динамической пены.

Для установившегося ценообразования характерны два гидродинамических режима — с прямоточным (с выходом жидкой фазы в сепарационный блок) и прямоточно-возвратным движением жидкой фазы в реакционном объёме контактной камеры. При прямоточно-возвратном режиме протяжённость газожидкостной системы меньше высоты контактной камеры. В результате, образующаяся в объёме камеры газожидкостная система принимает форму подвижного слоя, имеющего свободную (не стеснённую) внешнюю поверхность, вид которой определяется условиями (динамикой) выхода на неё газовой фазы. Достигшая верхних слоев системы жидкость смещается в её периферийную зону под воздействием центробежной составляющей остаточного вращательного движения. Здесь происходит слияние плёнок жидкости в достаточно крупные агрегаты, формирующие её возвратные стоки в виде пристенных плоскопрофильных струй. Быстропротекающее локальное накопление массы жидкости в пристенных агрегатах сообщает стокам скорость, достаточную для их свободного прохода под уровень Ьд жидкости через зону вихревого движения (стока) газа в камеру инжектора. Их выход под уровень жидкости сопровождается интенсивным перемешиванием с её основной массой. Так как этот процесс происходит в зоне активного проявления эффекта инжекции, определённая часть жидких стоков, перемешавшись с основной жидкостью, вновь инжектируется и поступает на формирование динамической пены в контактной камере инжектора.

Основываясь на этом, движение жидкости в пенном слое можно представить как сочетание основного восходящего течения с циркуляционным движением через стоки её массы (рис. 5), пределы варьирования относительной величины которой gw составляют one 0 до 1. Тем самым, массу жидкости в основном потоке определяет разность 1 - gw. Тогда, в условиях внхреинжекциоиного ценообразования при gw = 0 имеет место прямоточное с газом течение жидкости, когда время в прохождения её определённой массы через объём пенного слоя высотой Н„ в камере с сечением FK' определяет выражение

y^G/p.F.'H.. (19)

Рис. 4. Трансформация жидкой фазы при вихреинжекционном ценообразовании: а-холмообразование; б-образование пульсирующих вершин: в- отрыв капельи струй; г-начало формирования ячеистой (пузырьковой) структуры.

В случае gw = 1 происходит полная циркуляция жидкой фазы с обратным, по отношению к направлению основного потока, движением всей её массы через байпасирукяций сток. При этом величина Н„, отличная от нуля, не имеет значения для реализации циркуляционного процесса, если не рассматривается энергетический фактор. Следовательно, наиболее сложным условием является когда время Э пребывания циркулирующей жидкости (9 в объёме слоя превышает значение, полученное из выражения (19), и для определения его средней величины Э требуется решение уравнения вида

г i i lililí

I — В»

Рис. 5. Схема движения жидкости при формировании динамической пены.

5 = Jg(5)d5/g.

<20)

Если & - время цикла, за которое относительная масса (1-Яж) в прямоточном потоке проходит расстояние Н„, а gw в стоке перемещается в противоположном направлении и перемешивается с поступающей на инжекцию жидкостью, то построение функции распределения состоит в определении доли жидкой фазы, время нахождения которой в пенном слое соответствует 0, 1, 2, ... п циклам. Допустимо считать, что полное время работы аппарата существенно превышает продолжительность одного цикла, т.е. длительность общего числа циклов N » 1. Согласно этому, несущественно различие между значениями N и N + 1, и все выражения будут справедливы с точностью Ш. Для достаточно продолжительного (по сравнению с длительностью п циклов) периода установившегося процесса формирования динамической пены количество массы жидкой фазы с установленной точностью составит

... +(м-п+1)8:+... +(N-^1]. (21)

Интерпретация (21) как закономерности распределения некоторой массы д«-ой доли жидкости между обратным и основным потоками из анализа условий разложения в ряд Тейлора-Маклорена для суммы членов, начиная с третьего, даёт выражение

1 + 8?

- . ...... •-••

1-gt

(22)

Согласно (22) , при gw = 0 среднее время 9 пребывания жидкости в слое соответствует времени движения через него потока газа. При увеличении Б» значение Э монотонно возрастает и обращается в бесконечность при 1, т.е. в пре-

деле соответствует условию полной (замкнутой) циркуляции в объёме динамического пенного слоя. Тем самым, полученный результат, уточняя условия описания движения жидкости в пенном слое, делает возможной количественную оценку его влияния на процессы, определяемые режимом формирования динамической пены.

Из анализа эффекта удерживания взвешенной массы шж жидкости в контактной камере, как следствия разнонаправленного действия силы тяжести Рщ = = gpж (Ь0 - Ьд и трения 5). = Хи^ рг / 2 на поверхности раздела фаз

для установившегося состояния, при котором масса инжектируемой жидкости становится равной её стоку, справедливо отношение

§рж(Ь0-Ьд)Рпд=\и^рг/2. (23)

Обобщение на основе массива данных, отражающих условия пенообразова-ния в диапазоне значений среднерасходной скорости и» = 2,2н-12 м/с и начальных уровней Ьо = (+0,0бЖ-0,0б) м для закручивателей с двухмерным и одномерным профилированием проточной части (рис. 2), позволяет характеризовать удерживающую способность потока газа по жидкости через величину её динамического уровня

= ^ рг/2ё, (24)

где коэффициент трения Ла = С/Яе"' — коэффициент пропорциональности, отражающий особенности преобразования энергии (напора) движения газа в Бх.

Интерпретация удерживающей способности, как фактора развития объёма динамического слоя, характерным параметром которого при заданности ограничивающего сечения Р* является высота Нп, позволяет на основе соотношения (23) представить её величину выражением

Н^Ю-^Р^/^рО + Ю^иГ, (25)

с достаточной степенью сходимости отвечающей процессу вихреинжекционного ценообразования на закручивателях всей выборки вариантов профилирования — рис. 6.

Прямую взаимосвязь эффекта удерживающей способности инжектирующего газа по жидкости и режимных параметров вихреинжекционного образования структуры динамического пенного слоя отражает соотношение

^.»(Ьо-Ьд)^, (26)

в котором Ьж — высота слоя удерживаемой жидкости, получаемого при условии заполнения им всего сечения контактной камеры инжектора Рк.

Преобразование (26) с учётом (ср = даёт выражение среднего по объему пенодинамического слоя газосодержания

<Р„ = 1-^1*0-Ьдунп, (27)

показывающее, что основными факторами влияния на величину <рь являются размерные характеристики пенного слоя, а также режимные условия и конструктивное оформление переноса жидкости в камеру инжектора. Основные особен-

Нп,Мр

ности реализации такого влияния отражают функциональные зависимости вида<ри =/,(иа)Нп,рц =/2(Ь0)Нп, фи =

Из сравнения графиков <рц= и

<Ри =/!„ - рис. 7, очевидно, что в

пределах скоростного интервала иа = м/с условию приближения (ри к состоянию инверсии фаз при сплошности жидкой фазы 0,4 < <ри < 0,8 отвечают кривые Ь0 > - 0,04 м. При положительных значениях Ь, зависимость <Рь- /(иа)Ьо вырождается с превышением значения Ь0 = +0,06 м, показывая идентичность структуры динамической пены и отличие режимных условий лишь по интенсивности смены жидкой фазы в её объёме.

Общей закономерностью для всех графиков <Р[ = /(Ь/Нп)ц является нали-

Рис. 6. Зависимость от скорости газа высоты .. _..., ___________________________„.,„ о.

^ чие трех характерных участков — рис. в:

пенного слоя, формируемого закручквателя- г

ми: 2С (•); 2П (О); 2ДЛ (Ф); 1С (О); 1КП начального - отличающегося повыше-(®) и 1ДП (О) нием среднего по сечению камеры ин

жекгора газосодержания <р{ до величины <ри; основного - в пределах которого^ и конечного, где величина (р{ возрастает от значений ср{&(р0 до^ = 1,0. Все они отличаются протяжённостью (величиной ДЬ/Нп), а начальный и конечный - динамикой изменения значений^. Определяющее влияние на развитие межфазной поверхности оказывает основной участок формирования структуры слоя, протяжённость которого варьирует от (ДЬ/Нп) = 0,84 при иа = 2,8 м/с до (ДШ„) « 0,63 при иа = 12 м/с для двухмерно профилированных закручивателей и от (ДЬ/Н,,)« 0,78 до (ДЬ/Н„) » 0,59 для одномерно профилированных.

Отражаемые изменением <р{ структурные трансформации начального участка характеризуют его как стадию близкого к скачкообразному процессу инверсионного перехода газовой фазы от сплошного к дисперсионному течению, соответствующему признакам динамической пены, с выходом на среднестатическое постоянство размеров газовых пузырьков. Отличительный признак конечного участка — активное развитие процесса реинверсии газовой фазы в сплошное течение, динамика которого определяет интенсивность каплеуноса из пенного слоя.

0,9 ОЛ

0.7 0.« 04 0,4 0,3

на 0,1

иа,м/с

о.об -0,04 - ода од ода 0,04 но,м 6

Рис.7. Зависимость газосодержания пенного слоя от скорости газа (а) и начального уровня жидкости (б): 1- Н„ = 0,3 м; 2 - Н, = 0,4 м; 3 - Н„ = 0,5 м; 4 - Н„ = 0,6 м; 5 - Н„ = 0,7 м, для закручивателей 2С (•), 2П (О), 2ДЛ(®), 1КП (®).

Из обобщения закономерностей структурных трансформаций очевидно влияние конструктивных факторов — диаметра камеры инжектора и числа направляющих лопаток — для любой схемы профилирования закручивателя. Распределение локальных значений газосодержания <рх по сечению пенного слоя на основном участке показывает, что для двухмерно профилированных закручива-телей оптимальными размерами диаметра камер являются 0<0,4м и приемлемыми Б<0,5 м.

При одномерном профилировании эти размеры соответственно составляют О < 0,25 м и О < 0,4 м. Реализуемость означенных условий в определяющей мере будет зависеть от числа газовых потоков, формируемых направляющими элементами закручивателей, т.е. от числа направляющих лопаток. Из оценки изменения газосодержания ф,- и ^ в объёме слоя динамической пены следует, что при увеличении числа п направляющих лопаток в закручивателях, для всех видов их профилирования, реализуется тенденция понижения газосодержания фГ, соответствующего основному участку структурной трансформации с одновременным ростом его протяжённости (приращение ДЬ). Оптимальным для обеспечения наиболее высоких среднеобъёмных характеристик формирования структуры динамической пены числом лопаток в закручивателях является п > 12. Этот вывод согласуется с результатами оценки влияния количества лопаток на равномерность профилей локальных значений <Р\.

Общие гидравлические потери на реализацию вихреинжекционного механиз-

а

0.2 0.3 0.4 0,5 О.б 0,8 <Р, ОЛ ОЗ 0.4 О .5 О.б О.» а 6

Рис. 8. Изменение фг=/(Ь/Нв)и для Ьо = 0,0 м при двухмерном (а) и одномерном (б) профилировании закручивателей.

ма образования динамической пены можно представить в виде суммы гидравлических сопротивлений, создаваемых движению газа (газовой фазы) характерными участками проточного контура аппарата

£АР = АРВП+ДР,+ЛРН(+ДРС, (28)

где ДРви, АР-,, ДРЯ, АРС — соответственно потери давления на формирование потока газа, распределяемого при вводе в закручиватель; потери в закручивателе; в камере инжектора; в сепараторе.

Согласно уравнению (6) гидравлические сопротивления участков обобщаются как потери давления на трение по поверхности элементов, формирующих направленные потоки газа, и потери давления на изменение скорости направленного течения. Формализуя первые на основе формулы Вейсбаха-Дарси, а вторые

— формулы Борда-Карно, анализируемые составляющие сопротивления контура приводятся к виду, соответственно:

для участка формирования направленного стока к закручивателю

ДР»п = 1^-Рг + Л^^Рг + [1 -Я ^Ц^Рг. (29)

°П 2 2 к Рнт; 2

в закручивателе АР =

ЯЬЛЬ2

(30)

в смесительной камере инжектора (с учётом доминирования потерь на формирование пенного слоя ДР„ и пренебрежимо малой величины потерь на трение по поверхности камеры)

ДРИ1=(Нв+Ьд)ржё-

— 0-«р„) «»

и..

и/

И. 2

(31)

в сепараторе (без учёта пренебрежимо малой величины потерь на трение)

<32)

Интерпретируя на основе (29)-(32) степень диссипации механической энергии в элементах контура через формализованное соотношение геометрических и режимных параметров в виде коэффициентов сопротивления, как слагаемых суммы при постоянстве объёмного расхода газа их можно соотнести с величиной скорости иа в наиболее характерном сечении потока.

Тогда общие гидравлические потери контура (аппарата) представляются уравнением вида

1 + (1+у1ф1-Ьж/Н„

-Рг- (33)

Выражение (33) аппроксимирует эмпирические и опытно-промышленные данные оценки гидравлического сопротивления аппаратов в интервале значений иа = 3-12 м/с и Ь0 = -ьО,06н-(-0,04) м с точностью ± 4,6% как при одномерном, так и двухмерном профилировании закручивателей — рис. 9.

Естественной составляющей формирования динамического пенного слоя является процесс аэрозольного уноса его жидкой фазы. При вихреинжекционном пенообразовании аэрозольный унос — это результат прохода через зону пено-образования части капель первоначальной дисперсии жидкости, формирующей пенный слой, а также образующихся вследствие диспергирования (разрушения) элементов структуры жидкой фазы при выходе газа на поверхность слоя.

Согласно этому, из интерпретации в качестве основной характеристики структурных трансформаций поверхности раздела фаз в пенном слое энергетических потерь движения газа как инжектирующей среды получено выражение

г

Gv = I0~3G,

4F, • (34)

Значение Gy является пределом величины аэрозольного уноса из аппарата Ga, отвечающей тем же значениям гидродинамических параметров ua, ho, h» и Н„. В соответствии с этим разработаны варианты аппаратурного оформления (£C/RC) и расчета Ga/Gy = ( Р. t /Rc)n и™ сепарирующих устройств для условий вихреинжекционного пенообразования.

Основываясь на предложенной Е.И. Богуславским вероятностно-стохас-ткческой методологии описания межфазного массопереноса, прогноз вероятности В его события для частиц с массой ша за время т, = т(А,) при интенсивности Rr и J,_ источников и стоков загрязняющих веществ может быть получен на основе уравнения

■~ = LB ^¿AiBni /т i + ¿Ry /тм -1 h 'm* = LB + Q. (35) v г i=1 7=) x=)

Здесь Ai - коэффициент, характеризующий изменение массы загрязняющего вещества по длине траектории частицы, a L - оператор: 3 й В 3 3 2 В

L-EaCXj)—Г+0>5£Ь (Xi)"—Г

¡=1 о Xj ¡=i a Xi

в котором вектор переноса a(Xi) характеризует детерминированную составляющую процесса, а оператор в Ь(Х;) учитывает влияние его случайной составляющей. С учетом этого на основе метода разделения задачи по элементам и допущении, что процесс сепарации частиц в пенном слое можно заменить на аналогичный по эффективности процесс поглощения частиц вдоль их траектории, уравнение вероятности массопереноса приводится к виду

|i = KB+w,|5 + 0^b,|4. (36,

дх дz 9т

Для принятых условий параметр к = wr / тк, поскольку характеризует процесс в радиальном направлении. Проведенный анализ симметричной оси пенооб-разующей смесительной камеры w2 и радиальной wr скоростей движения частиц показывает, что в первом приближении их можно считать постоянными. При такой постановке задачи из (36) можно получить выражение фракционной эффективности очистки в вихреинжекционном пенодинамическом слое

г

Т|ф=

l-exp|-^||erf(Y), (37)

где в интеграле вероятности етД[У) параметр (У) характеризует стохастическую составляющую процесса массопереноса загрязняющих веществ.

При допустимости замены в инженерных расчетах стохастической составляющей процесса массопереноса соответствующим коэффициентом в его детерминирующей составляющей выражение для т|ф приводится к виду

л, =1-еХр( К»АУаАРН.П V Арц$М„иа

Анализ уравнения (38) показывает, что фракционная эффективность зависит от свойств улавливаемых частиц (ра, с)а, к/А), конструктивного оформления пено-

образующего устройства (tg4), режимных параметров (АР, и„) и свойств жидкостной системы (Нп, <1п, (р,).

Возможность обобщения определяющих факторов реализации большей части названных условий позволяет перейти к более простым феноменологическим схемам формализации массопереноса процессов обеспыливания в вихреинжек-ционном пенодинамическом слое. Согласно последним перенос частиц пыли из зоны высокого содержания С] в область низких значений С2 рассматриваем как аналогию проявления движущей силы диффузионных массообменных процессов, реализуемых в слое плотно упакованных газовых пузырьков сферической формы с диаметром с1п, составляющих поверхность осаждения К Из анализа материального баланса по дисперсной фазе разделяемого аэрозоля на основе дифференциального уравнения переноса

¿т = - Ос1Са = Кс (С'„ - С; „р^ (39)

можно показать, что

Ша =о(с;-С':)=кс: -с;т/)п(с;/с:').

Полученное выражение позволяет перейти к определению эффективности Г| процесса осаждения аэрозольных частиц в вихреинжекционном пенном

слое, исходя из соотношения 1п С'Л /С" = кБ Ю, откуда 1 -(С" У С!,) =

= 1-ехр(-кР/0) или 1-СуС'г = 1 -ехр(-!сР/в).

На основании этого д ля прямоточного режима пенообразования

л =о(с;-с;')/ос; = 1-с;/с;' = 1-е^°. (40)

В структуре уравнения (40) поверхность Б контакта фаз (ПКФ) является одной из основных характеристик процесса разделения аэрозоля. Представление о её величине и взаимосвязи с режимными параметрами вихреинжекционного формирования динамического пенного слоя получено из анализа вероятности геометрических соотношений распределения размеров его структурных элементов Р = бркНп-Рпд(Ьо-Ьд)]/с1п. (41)

Из определения величины с1п как аналога пути смещения пузырьков, обусловленного турбулентной пульсацией скорости, с учётом соотношения (1п = к"«!* (к" — константа пропорциональности), удельная поверхность контакта фаз £, = = £ из условия Р = /г • Р, • Н„ составит

^=б[1-Род(Ь0-Ьд)УР1[На]/к"(11С (42)

4 5 6 7 8 10 |411а. м/с

5 6 11 (0 12 1411», н/с

Рис. 9. Зависимость гидравлического сопротивления вихреинжекционного пенного аппарата от скорости иа при различных значениях V. I - с одномер-нопрофшшрованным и И - двухмернопрофилированным закручивателями (а - без жидкости)

Значение к" в (42) оценивалось из осреднения граничных значений которые определялись как величина химически активной ГЖФ пенного слоя по методу П. Данкверста на основе проведения быстрой реакции псевдопервого порядка, в которой газом-индикатором являлся С02, а поглощающей жидкостью — водный раствор гидроксида натрия — ИаОН.

Вычисленные по (42) модельные значения к" с достаточным приближением (±1,7-5-4,8%) в диапазоне скорости газа иа = 1+12 м/с представляют величину {, для рабочих систем при обоих видах профилирования закручивателей. При этом общей тенденцией изменения ^ является наличие максимумов, отражающих момент инверсии, характеризуемый наибольшим развитием ПКФ.

Величину и функциональные связи коэффициента массопередачи К с режимными параметрами процесса разделения аэрозоля позволяет установить анализ соотношений

К =

к„о(с:-с;)/с

V/

** _ 1 = слс»

\УС

-1и К= К<АР»-

*Г

А'УпЧ,у

(43)

для которых предельная концентрация Caj в области значений ho = ±0,06 м и ua = 2+12 м/с определяется аппроксимацией эмпирических данных зависимостью C*f = /(hж)Ьо, а Кс — представляет константу пропорциональности, отражающую особенность реализации процесса для двухмерного и одномерного профилирования закручивателей. Сказанное отражено результатами графической интерпретации функциональной зависимости K=/(u„)h()B логарифмической системе координат - рис. 10.

Приемлемая реализуемость полученных результатов для оценки эффективности т) процесса обеспыливания Рис. 10. Зависимость коэффициента при прямоточном режиме на основе массоотдачи от скорости газа в процес- выражения (42) для обоих видов закру-сах разделения аэрозолей: О - Ъ = -0,04 чивателей показана графиками — м; О - h> = -0,02 м; О - ho = 0,0 м; О - ho = рис.11, а и 11, б.

4-0,04 м; •-Ьо= + 0,06и;Ф-Ьо = +о,О4м. Особенность реализации прямо-

точно-возвратного режима состоит в том, что в зону контакта (на формирование жидкой фазы) поступает не чистая жидкость (С'ж = 0), а жидкость, содержащая частицы уловленной пыли. Поэтому, описание процесса разделения аэрозоля в рассматриваемом случае дополняется условиями, что количество инжектируемой жидкости Wj (кг/с) постоянно для заданного расхода газа, идеальное перемешивание жидкой фазы обеспечивает постоянство концентраций осаждённых частиц аэрозоля (С£ = const) в циркуляционном стоке, а текущая концентрациячастиц аэрозоля во всех точках объёма жидкости в поддоне аппарата составляет Cj, г/кг.

Для принятых условий количество аэрозольных частиц (по массе), отводимых стоком жидкости в поддон аппарата за время diij, вызывает приращение их концентрации на величину dCj. Так как для циркуляционного цикла С* = const, то рассматриваемый процесс описывается уравнением материального баланса

W^ - = WdCj. (44)

Его решение дает выражение эффективности 7Я осаждения аэрозольных частиц в вихреинжекционном пенном слое с учётом влияния циркуляции жидкости

9S

91

84

1 1 ■ "Т Х-/У. А

"ча=в, Jh& j

1 гМ» сХ» =*fl* у

- / и» "ifinj /

< _.J..... 1..,!,. 1 / ... 1 . 1

0.06 -0.04 -0.02 0,0 0,02 0.04 Ьи.м -0.06-0,04-0.02 0.0 0.02 0,04 Ьо.м

а б

Рис. 11. Эффективность разделения аэрозоля при различных значениях уровня жидкости Ьа и скорости газа 11а для прямоточного режима: а - двухмерное и б -одномерное профилирование закручивателей.

c:g

cig ~ c'g /tt'

(45)

В выражении (45) соотношение = 7, а из анализа результатов

интегрирования левой и правой частей (44) соответственно в пределах (0 - С£)

и (0 ~ в,) С. == с;(1 -е"*''*). Тогда

Пц = П / ехр

Ъ

w

»

= г| / ехр

\т>

(46)

При формальном выполнении условия Т) - const величину Г|ц определяют

значения 9, gw, Wj и W. Для заданных режимных условий длительность S циркуляции массы жидкости W/ « W, через пенный слой и поддон аппарата (время работы аппарата) характеризует соотношение

8 = Р,НЛ(1-Ф)/С,- (47)

При известной продолжительности $ эффективность разделения аэрозоля T|IS функционально зависит только от соотношения W,- / W и величины gw. Согласно (22) процесс, осуществляемый при gw « 0, отвечает условиям прямоточного режима. Условие 0 < gw < 1 ограничивает возможности варьирования расходными характеристиками (и», hx) в сравнении с прямоточным режимом и уступает по экономии рабочей жидкости режиму циркуляции с gw * 1С учётом отражаемых gw условий циркуляции жидкости, значения величин wj, w определяются из выражений

^=рж0,5¥кК и \У = яжРпд(НП1[-11д). (48)

По данным эксперимента и расчёта при н продолжительности работы

в один час (п- & = 3600 с) разделение аэрозоля для Щ / № = 0,01 не превышает 96%, а при более близком к реальным условиям соотношении / W) = 0,1+0,2 соответственно падает до 70-И9%. При общем подходе это отражает потребность сохранения начальных технологических свойств жидкости. Последнее может быть достигнуто адекватной (У^ &) сменой жидкости в поддоне, либо регенерацией её свойств в поддоне. Реализуемость первого направления показана достижением высокого эффекта разделения Т1ц при снижении объёма подачи (смены)

а б

Рис. 12. Эффективность разделения аэрозоля для различных значений Ьо и и„ при проточной подаче жидкости в объёме Wj: а — одномерное и б — двухмерное профилирование закручивателя.

жидкости УУ" в поддоне до объёма её инжекции — рис. 12. Одновременно, в распределении локальных концентраций С) очевидно проявление устойчивой взаимосвязи с осреднённой С^ по объёму а также пропорциональная зависимость последней от высоты расположения основания закручивателя Нк, определяющей протяженность пути нисходящего движения стоков с транспортируемой ими массой осаждённых частиц в придонную зону поддона. Обобщение этих факторов в условиях варьированияи Нк, показывает, что при Ид = Зс^ и реализации процесса разделения аэрозоля с подачей жидкости в объёме 10% от величины т.е. фактически на уровне восполнения влагоуноса его эффективность отвечает задачам очистки и с достаточным приближением может рассчитываться по модели одноцикличного режима. В характерных пределах режимных параметров иа и Ьо для условий турбулентно-пульсационного механизма

я» 111М ХГТТтт разделения аэрозоля, реализуемого

в вихреинжекционном пенном слое, функция фракционной эффективности подчиняется логарифмически нормальному закону распределения (рис. 13), структурно совпадая с уравнениями общей эффективности (40) и (46). Тем самым определена возможность их использования в качестве расчётной базы оптимизации режимных параметров совмещаемых процессов обеспыливания и абсорбции газообразных компонентов.

Интерпретация по модели "обновления поверхности" Р. Хигби частоты столкновения е газовых пузырьков как доминанты структурных трансформаций, определяющих величину турбулентной 0,4 0,6 0.8 |,0 2,0 3,0(3«,мкм диффузии газообразных компонен-

Рис. 13.Фракционная эффективность разделения тов в вихреинжекционном пенном аэрозолей: 1 - иа= 10м/с, Ьо=+0,06м; 2 - и,=8м/с, слое, даёт следующую форму вы-Ьо=+0,06м; 3 - и,=8м/с, Ьо=+0,04м; 4 - и,=8м/с, ражения коэффициента массоотда-

I ~ "'ТЛ ^'Т' » " "СГЛ ™ в его газовой фве Ьо=+0,04м; 7 - и.=6м/с, Ьо=-0,02м; 8 - и,=4м/с, ^

Ьо=+0,02м, 9 - и,=8м/с, Ьо^-0,02м;

-закручиватель 2П, — закручиватель Ш.

Рг ~ (Ог еиа Рк Фу/п0)1И . (49)

Из адекватности частоты слияния-растяжения структурных элементов жидкой фазы, разделяющих газовые пузырьки жидкоплёночных прослоек с осред-нённой толщиной Еж, для коэффициента массоотдачи в жидкой фазе

рж =1,56[В,еижРж (1-чО/пж]1/2 С2- (50)

Число газовых пузырьков в объёме пенного слоя при корректировке морфологических отклонений введением коэффициента формы А составляет

пп=Ф„НЛ/Н« /6)А. (51)

С учётом при А в 1 равенства п„ » пж (количеству жидкоплёночных структурных элементов) коэффициенты массоотдачи (49) и (50) можно записать в виде, отражающем их зависимость от параметров динамики формирования (е, иа, иж, Нп) и структуры (с1ц, фу) пенного слоя

рг =1,1285

/ ~ \1/2 И"

рж = 1,1285

РжЕЦ,

н.

1/2

фу )

1/2

-3/2

(52)

Среди величин, формально составляющих динамические комплексы (Dr £ Ua/Hn)"2 и (D* е иж/Н„)ш в формулах (52), скорость газа и, и высота пенного слоя Н„ известны, в то время как иж и е требуют определения. В общем случае, применительно к условиям прямоточного режима формирования пенного слоя величина иж задана из выражения расхода и при его интерпретации через инжектируемый объём "светлой жидкостй' представлена в виде

u* = hx/(l -<рч). (53)

Для прямоточно-возвратного режима, с учётом обоснованной условиями циркуляционного движения жидкой фазы равнозначности сечения потока инжектируемой жидкости и возвратных стоков в камере инжектора,

u«=2h J(l-<pv). (54)

С достаточным приближением частота столкновений газовых пузырьков е = еж может рассматриваться как величина, пропорциональная количеству пузырьковых слоёв Пс и доле сечения камеры инжектора fr, заполняемой ими при расположении в один слой, т.е. 8 = fr Пс. Поскольку в объёме пенного слоя, заполняющего камеру инжектора, одновременно находится в движении пп газовых пузырьков, то их суммарная частота столкновений es = е- пп. С учётом увеличения толщины слоя пузырьков за счёт их жидкостных прослоек для условия однородности газосодержания пенного слоя — fr — <pv, можно считать

es=6HjFKcpf /л С (55)

Представляя через (55) частоту столкновений е (51) и проводя преобразование, имеем для коэффициента массоотдачи в газовой фазе при прямоточном режиме пенообразования

Prl=l,56(DruaHnFKy%r d;2. (56)

Аналогичные преобразования для коэффициента массоотдачи в жидкой фазе дают

Ря1 =4,412 (Ож Нп FK (l-cpl'3p2 d¿2. (57)

Принимая правомерной формальную замену величины FK в выражениях (56) и (57) на незанятую стоками активную его часть Fc возможно допущение dnc = к"d<;, где dc = dj -Jl -(l - ?>v)/2. Отсюда при прямоточно-возвратном режиме для коэффициента массоотдачи в газовой фазе

(Зг2 = 1,56 (Dr и. НпF,)"2 фГ d-02 . (58)

На основе того же подхода величину коэффициента массоотдачи в жидкой фазе определяет выражение

Рж2 = 6,239 (D, Нп F. Ьж)": ф7/6 (1 - <рГр d~¡. (59)

Структура уравнений (56)-(59) показывает, что коэффициенты массоотдачи абсорбционных процессов в определяющей мере зависят от параметров, характеризующих структуру (dn), (dnc) и условия формирования пенного слоя Последнее очевидно отражается в функциональной зависимости (pw от основных режимных параметров вихреинжекционного механизма формирования пенного

слоя: начального Ь0 и динамического уровней жидкости — (27). Анализ численных значений величины константы Генри т позволяет принять для рассматриваемого случая Кп « Рт ] и КГ2 » Рт 2- Тем самым, получены уравнения

^ = 1_е-з*кг1РЯ». ^ =(1_е-э,5кггг/о| (60)

которые через параметры динамики пенообразования связаны с условиями реализации процессов осаждения аэрозольных частиц, т.е. совместно с (40) и (46) образуют систему уравнений для расчёта совмещаемых процессов извлечения неоднородных компонентов.

Для характерной области значений режимных параметров иа = 2,5-10 м/с и Ьо = (-0,04)^(+0,06) получена приемлемая сходимость (± 0,2-9,8%) эмпирических значений ~ К^^ и и значений, вычисленных по формулам (56)-

(59). Выполненное с их использованием на основе выражений (60) обобщение расчётно-эмпирических данных абсорбции ЫНз водой в форме функциональных зависимостей Т]^ 2) = Для прямоточного и прямоточно-возвратного

режимов пенообразования показало высокую эффективность 2)и сходимость

значений степени абсорбции — в пределах 0,4-0,6% при скорости газа иа > 4 м/с для двухмерно профилированных и иа > 6 м/с дня одномерно профилированных закручивателей. Близкий эффект извлечения достигнут и при абсорбции паров ацетона. Тем самым показана реализуемость рассмотренной модели описания процессов абсорбции для условия реальной (или формальной) растворимости извлекаемых компонштов.

Сопоставление полученных результатов с данными оценки величины ПКФ и коэффициентов массоотдачи 2) Кю. 2) при однозначных гидродинамических условиях позволяет отметить очевидное совпадение в тенденциях уменьшения значений степени абсорбции Т)^ 2) и удельной поверхности контакта фаз ^

при незначительном изменении Кщ, 2) для области отрицательных значений Ь0 и, напротив, аналогичное совпадение в изменениях 2) и 2) при слабо выраженной связи с изменением величины в области положительных значений Ид. Отсюда правомерен вывод о доминирующем влиянии на степень абсорбции в области положительных значений 110 величины коэффициента массопередачи Кр(1,2) и, соответственно, поверхности контакта фаз Б — для области отрицательных значений Ь0. Тем самым, очевидно устанавливаются определяющие условия оптимизации режимных параметров при совмещении процессов абсорбции и разделения аэрозолей через анализ выражений (40), (46) и (60).

Основываясь на аналогии (рис. 14 и 15) в реализации зависимостей вида г] = /(Ь0)ц и закономерностях взаимосвязи Г| ~ К^) и Г| - Б, эффективное совмещение процессов разделения неоднородных выбросов может быть реализовано при скорости газа ц, > 6 м/с посредством варьирования величины начального уровня жидкости в области значенийЬ0 > 0,0 м. Вместе с тем, согласно за-

ЧУ/

: 10ч /1 /1 /

1 9 V ' ! 1 1 1 /

- Т > / /

1 1... < 1 1 ¡и 1 1

**

98 9« »4

92 90

-0.0« -0,04 - ОЯ2 0,0 +0,02 + 0,0« +0.0« Ь.и -0.06 -0,04-0.02 0,0 + 0,02 + 0,04 + 0.06 (1«. н

а б

Рис. 14. Степень извлечения ИНз и пыли для прямоточного режима: при двухмерном (а) и одномерном (б) профилировании закручивателей (4 — и, = 4 м/с, 6 — иа = 6м/с,8 — иа = 8м/с, 10 — иа = 10 м/с).

висим ости ДРП = /(аа)^ в той же области значений и, и Ь0 повышение начального уровня в пределах 0,0 <Ь0< +0,06 м сопряжено с существенным (до 250%) ростом величины гидравлических потерь на формирование пенного слоя. То есть, для совмещаемых процессов решение рассматриваемой оптимизационной задачи улучшения двух технологических характеристик иа и Ь0 по максимуму Г] и ограничению ДРП требует балансирования одной характеристики по отношению к другой.

- 0.0« - 0.04 - 0.02 0,0 + 0,02 + 0.О4 +0,0« Ы,» " °>06 " " + °.0г + 0,04 + 0.0« Ьо, м

а б

Рис. 15. Степень извлечения Ш3 и пыли для прямоточно-возвратного режима: при двухмерном (а) и одномерном (б) профилировании закручивателей (4 — иа = 4 м/с, 6 — иа = 6 м/с, 8 — иа = 8 м/с, 10 —иа = 10 м/с).

Выбор Т} в качестве технологического критерия оптимизации представляется наиболее универсальным в силу равноценной применимости как для случая извлечения одного целевого компонента, так н для очистки многокомпонентных выбросов. В последнем случае достаточным условием является реализуемость рассмотренного приёма формальной минимизации числа совмещаемых процессов. Применительно к процессу извлечения одного компонента сущность решения названной оптимизационной задачи заключается в отыскании последовательности пробных значений варьируемой переменной Ь0, исходя из которых осуществляется вычисление целевой функции т| = /(Ь0)ц - Для этого необходимо располагать информацией о закономерностях её реализации.

Рассмотренный метод прост в реализации и по эффективности решения оптимизационной задачи практически эквивалентен статистическим методам. Однако, в условиях варьирования Ь0 и и4 он становится громоздким. На основании выражений (40), (46) и (60), позволяющих с достаточной точностью охарактеризовать функциют] = /(Ь0, иа)ь, решение оптимизационной задачи можно интерпретировать как вариант реализации метода прямого поиска Хука-Дживса. В его основе — последовательный выбор анализируемых уровней (значений) для каждой варьируемой переменной по признаку улучшения целевой функции на вновь принимаемом уровне (изменении её значения в необходимом направлении). В этом случае последний сохраняется как основа дальнейшего анализа. Отсутствие положительного изменения целевой функции по любому из направлений является признаком достижения оптимума. Реализованный на модельной системе ~ кварцевая пыль" оцениваемый метод дал высокую эффективность решения оптимизационной задачи.

Таким образом, сущность задачи совмещения селективных процессов заключается в определении оптимальных параметров выхода аппарата на предельный уровень напряжённости гидродинамического режима формирования межфазной поверхности, в условиях которого оценивается степень реализуемости процесса переноса Т] по каждому целевому компоненту при совмещении начальных условий или в рамках совмещения граничных уловий.

Согласно этому, задача оформления элементной базы для комплексной очистки определяется как агрегатирование её сборочных единиц в унифицированные блоки — процессоры определённого функционального назначения, состав которых отражает все стадии технологии очистки, а собственная структура — специфику их реализации. При таком подходе становится возможной компоновка единичного реактора по одновариантной схеме совмещения блоков в технологические модули с трансформируемой структурой. В зависимости от состава блоков-процессоров модули образуют модификации вихреинжекционных пенных аппаратов (ВИПС), совмещающие механизмы определённых разделительных процессов, исходя из усиления целевого воздействия их доминирующих факторов в условиях формирования динамического пенного слоя — рис. 16.

Областью эффективного применения ВИПС являются комплексно и селективно осуществляемые процессы абсорбции, обеспыливания и извлечения дисперсий туманов при начальных концентрациях, не превышающих 5% по объёму

а - пылеуловитель; б - абсорбер-пылеуловитель; в - абсорбер; г -тумано-уловитель; д - туманоуловитель с внешней камерой кондиционирования потока; е - многофункциональный батарейный скррбер.

для газообразных компонентов и 10 г/м3 для дисперсной фазы аэрозолей. Отсюда, путём поэлементной адаптации оснастки модулей ВИПС применительно к оптимизированным режимно-технологическим параметрам реализации названных процессов в условиях вихреинжекционного пенообразования, систематизирована унифицированная элементная база их функциональных блоков. На её основе составлен унифицированный ряд функциоЕ1ально-целевых модификаций модулей, прошедших лабораторные испытания. Их результаты соответствуют пределам сходимости с расчётными данными и подтверждены испытаниями и эксплуатацией промышленных установок, технологические характеристики которых представлены в табл. 1. Технологический и оптимизационный расчет последних проводился с использованием пакета программ, составленных на основе полученных математических моделей совмещаемых процессов.

Таблица 1

Технологические характеристики испытания промышленных установок ВИТТС

№ пп Наименование производства, цеха Наименован ве источника выброса Модификация ВИПС, производительн., тип эакручивателя Наименование загрязняющего вещества Начальна* концентрация вещества, r/vr Вид жидкой технологической среды Эффективн ость улавливания, % Остаточная величина выфоса, М, г/с Откоситель ная величина выброса, М/ПДВ, %

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

1 з-д керамзита ПО Стройнндустрии г. Волжский печи обжига керамзита Групповая установка из 6 ВИПС-ПА-20 производительностью 115 тыс. нм3/ч(2ДЛ) пыль керамзита S02 4,8 0,026 т^хнич. ■ода 99,99 91,95 0,015 0,002 29,7 48,9

2 АБЗ ПО Стройин-дустрии г. Волжский сушильный агрегат установка из 2х модулей ВИПС-ПА-7 производитель«. 12,6 тыс. нм7ч (2С) пыль известняка S02 6,633 0,345 -//5% раствор Са(ОН)г 99,7 93,9 0,07 0,013 47,3 59,6

3 Цех вулканизации з-да РТИ г, Волжский пресс Г1ХГ установка ВИПС-АП производительн. 3,0 тыс, нн'/ч (1С) S02 пары HAK 0,022 0,0091 2% раствор Са(ОН)2 -II- 90,45 83,5 0,002 0,001 59,4 46,8

4 У-К окраски сбором. веха з-да холодильников г. Минск окрасочн. камеры установка 1 модуля ВИПС-АТ(ВК) производительн. 3,8 тыс. кы3/ч (1ДП) пары раствор, (ксилол, толуол) 0,30 0,075 3% ацетоно-водная дисперсия -//- 66,3 66,75 0,107 0,026 76,9 53,6

S Испытат. станция двигателей мо торн. З-д г. Волгоград испытат. стенд установка из одного модуля ВИПС-А производите.!. 3,5 тыс. нм3/ч (1ДП) N0, сажа дизельная 0,05 1,98 5% раствор Ка2С03 -//- 79,35 96,4 0,01 0,012 23,8 21,6

6 калибровоч. цех, ПОТДиН г. Волгоград рольганговая печи Отжига металла батарейная установка ВИПС-БМ производительн. 3,3 тыс. нм'/ч (2 С) N0» лыль МпОг 0,028 0,32 2% раствор Са(ОН); -//- 87,34 93,2 0,037 0,23 41,8 69,6

7 ТЭС цех трубного з-да г. Волжский установка плазменной обрезки труб установка ВИПС-ПА производительн. 7,0 тыс. нм3/ч (2П) N0, пыль МпО; 0,230 0,69 3% раствор Са(ОН)2 76,9 95,3 0,101 0,063 48,6 47,2

8 Известковый цех ПО Стройматериалы г. Волгоград пересыпка подпечного транспортера установка ВИПС-П производительн 1,41 тис. нм3/ч(1КП) известковая пыль 0,33 технкч. вода 97,8 0,003 61,9

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Выполненные исследования направлены на разработку теоретических основ прогнозирования, расчета и режимно-технологической оптимизации процессов комплексного улавливания неоднородных компонентов промышленных выбросов в слое динамической пены, формируемом на основе механизма вихревой ин-жекции, как фактора интенсификации межфазного переноса и развития поверхности контакта..

Основные результаты исследований и вытекающие из них выводы таковы:

1. Обобщены условия формализации комплексной очистки как системы воздействий, взаимосвязанно реализующих целенаправленные физико-химические превращения в объёме многофазной многокомпонентной среды. На основе системного анализа существенных признаков показано, что наиболее эффективно комплексные воздействия на процессы переноса могут быть реализованы в газожидкостных аппаратах с вихрепенным механизмом формирования межфазной поверхности каггакта.

2. Предложена система классификации аппаратов мокрой очистки, основанная на иерархии их существенных признаков, определяющих уровень функционально-технологического воздействия на реализуемые в аппарате процессы. Сформулированы принципы структурно-функциональной унификации элементной базы для аппаратурного оформления процессов комплексной очистки на уровне блочно-модульного агрегатирования многофункциональных устройств.

3. Формализована модель вихревой инжекции жидкости как механизма формирования вихревым стоком газа динамической пены с интенсивным межфазным массопереносом и развитием поверхности контакта. Получены формулы траектории движения стока газа и показано его определяющее влияние на условия формирования динамической пены. На основе расчётных траекторий и аэродинамических экспериментов выполнена оптимизация закручивателей, генерирующих вихревой сток инжектирующего газа. Экспериментально установлено, что функциональная эффективность закручивателей зависит ог степени соответствия профиля направляющих поверхностей их проточной части расчётной траектории вихревого стока газа.

4. На основе математической интерпретации и экспериментального исследования закономерностей движения жидкой фазы в объеме взвешенного слоя динамической пены выявлена инвариантность её структурных характеристик при прямоточном и прямоточно-возвратном режимах формирования. Установлено, что основными факторами процесса вихреинжекционного пенообразования являются: начальный уровень жидкости Ь0, отнесённый к сечению смесительной камеры объёмный расход газа (скорость иа), выражаемый величиной динамического уровня Ьд, удерживаемый объём инжектируемой жидкости и высота динамического пенного слоя Ц,. Из анализа функциональных связей Ь0, Ьд, Нп получено расчётное выражение величины объёмного газосодержания динамической пены^?0, как обобщающей характеристики её структуры. Установлено наличие трёх характерных участков по высоте пенного слоя, отличающихся значением

среднего по сечению газосодержания <р{. Определено, что доминирующее значение для развития межфазной поверхности контакта имеет основной участок. Получена система уравнений для расчёта (р{.

5. На основе формализации гидравлических потерь проточного контура аппарата через соотношения размеров характерных сечений (К|/Т2) и потерь напора по длине получена система уравнений оптимизации гидравлических характеристик и расчёта сопротивления аппарата как суммы гидравлических потерь в пенном слое и проточной части сухого контура. Интерпретацией гидравлических потерь в пенном слое как проявления эффекта обновлен«« и трансформации жидкостных структурных элементов в зоне вихреинжекционного ценообразования получены формулы для расчёта величины каплеуноса и оптимизации сепарирующих элементов инерционных каплеуломтелей.

6. На основе вероятностно-стохастического подхода к оценке определяющих факторов разделения аэрозоля при взаимодействии с жидкостной средой предложена математическая модель, описывающая процесс межфазного переноса загрязняющих веществ, как эффекта проявления турбулентно-пульсационного механизма образования и обновления структуры динамического пенного слоя и получена аналитическая зависимость фракционной эффективности улавливания с учетом свойств дисперсионной фазы конструктивных и режимных параметров. С учетом признаков формальной аналогии межфазного переноса аэрозольных частиц с диффузионными процессами массообмена, на основе феноменологической интерпретации турбулентно-пульсационного механизма получены зависимости, характеризующие эффективность улавливания аэрозолей при прямоточном и прямоточно-возвратном движении жидкой фазы в объёме вихреинжекционного пенного слоя.

7. Получены выражения для определения коэффициента массопередачи, удельной и общей поверхности контакта фаз, расхода и времени циркуляции жидкой фазы в объеме вихреинжекционного пенного слоя. Установлены закономерности проявления взаимосвязи коэффициента массопередачи и величины поверхности осаждения частиц с режимными параметрами вихреинжекционного формирования пенного слоя. Определены границы варьирования режимно-технологических параметров и расходов орошающей жидкости в условиях прямоточного и прямоточно-возвратного режимов формирования пенного слоя. Установлено, что функция фракционной эффективности процесса при вихреинжек-ционном механизме ценообразования подчиняется логарифмически-нормальному закону распределения.

8. Формализована модель массопередачи для процессов абсорбции хорошо растворимых газов, реализуемых при прямоточном и прямоточно-возвратном режимах ценообразования. Получена система уравнений, определяющих коэффициенты массосггдачи в газовой и жидкой фазах как величину, функционально связанную с коэффициентом диффузии и гидродинамическими параметрами пенного слоя при прямоточном и прямоточно-возвратном режимах ценообразования. Показано, что максимальные значения коэффициентов массоотдачи в газовой и жидкой фазах достигаются при положительных значениях Ь0 и возрастают с ростом его величины.

9. Исходя из турбулентно-пульсационной модели массообмена и условий соизмеримости значений коэффициентов массоотдачи и массопередачи в газовой фазе получены уравнения для расчёта степени абсорбции хорошо растворимых газов в прямоточном и прямоточно-возвратном режимах формирования пенного слоя. Установлена возможность реализации с прогнозируемым эффектом процессов абсорбции при варьировании соотношения проточной и инжектируемой жидкости в пределах 1 > Wj"/ > 0,01 при прямоточно-возвратном

режиме. Экспериментально подтверждена возможность эффективной реализации процессов абсорбции газообразных компонентов, отвечающих признаку хорошей растворимости в пенообразующей жидкой техноагической среде.

10. Обобщением результатов экспериментов на лабораторных, пилотных и промышленных установках показано отсутствие взаимного влияния на общую эффективность очистки многокомпонентных выбросов извлекаемых газообразных веществ для аппаратов с вихреинжекционным механизмом образования динамического пенного слоя. Установлено, что для высокоэффективного улавливания неоднородных компонентов режим вихреинжекционного пенообразования должен осуществляться при скорости потока и, ^ 6 м/с и варьировании начального уровня жидкости в области значенийЬ0 > 0,0 м.

11. Из формализации оптимизационной задачи, как поиска оптимума функции одной или нескольких переменных, представляемых режимными параметрами управления процессом вихреинжекционного пенообразования, дано обоснование условий оптимизации процессов улавливания неоднородных компонентов выбросов. Показано, что выбор эффективности улавливания г| в качестве технологического критерия оптимизации и ограничение области оптимизации по величине гидравлических потерь АР является универсальным как при общей независимой переменной Ь0, так и для случая независимого варьирования Ь0 и и,.

12. Разработан унифицированный ряд многофункциональных модификаций вихреинжекционных пенных скрубберов. Созданы методики и программы технологических и оптимизационных расчётов процессов абсорбции и разделения аэрозолей, основанные на аналогии их взаимосвязи с гидродинамическими параметрами режимов вихреинжекционного пенообразования. Испытаниями опытно-промышленных установок подтверждена высокая эффективность комплексного извлечения неоднородных компонентов на основе интенсификации межфазного массообмена посредством вихреинжекционного механизма динамического пенообразования.

Основные положения и результаты диссертации опубликованы в 64 работах. Основные из них следующие:

1. Диденко В.Г., Малахова Т.В. Интенсификация обеспыливания и очистка

вентиляционных выбросов вихревыми устройствами. - Волгоград: Н-Волж.

книжн. изд-во, 1998.— 159 с.

2. Диденко В.Г., Богуславский Е.И., Малахова Т.В. Локализация и очистка вентиляционных выбросов вихревыми устройствами. — Волгоград: Н-Волж. книжн. изд-во, 1997. —156 с.

3. Диденко В.Г. Техника мокрой очистки вентиляционных выбросов. — Волгоград: Изд-во ВолгГАСА, 1996. — 128 с.

4. Диденко В.Г. Основы очистки и утилизации вентиляционных выбросов. — Волгоград: Изд-во ВолгИСИ, 1992. — 103 с.

5. Богуславский Е.И., Диденко В.Г. Вероятностно-стохастическая модель процессов мокрой очистки || Проблемы охраны производственной и окружающей сред: Тез. докл. межд. науч.-техн. конф. — Волгоград, 1997.— С. 26-27

6. Богуславский Е.И., Диденко В.Г. Оценка математического описания процессов массопереноса в газоочистных аппаратах || Достижения в теории и практике теплогазоснабжения, вентиляции, кондиционирования воздуха и охраны воздушного бассейна: Тез. докл. науч.-техн. конф. — С-Петерб., 1997.— С. 39-43.

7. Диденко В.Г. Повышение энергоэффекгивности пылегазоочистных установок на основе оптимизации технологических характеристик || Энергосбережение, энергоэффективность, экологическая безопасность: Материалы межд. Науч-техн. выставки-семин. - Волгоград, 1996.- с25-28.

8. Диденко В.Г. Совершенствование средств очистки многокомпонентных выбросов || Экология и безопасность жизнедеятельности: Материалы межд. Науч-техн. симп.. - Волгоград, 1996.- с. 84 -86.

9. Диденко В.Г. Реализация таксономических принципов систематики при классификации аппаратов для очистки пылегазовых выбросов || Высшая школа в решении проблем Н.-Волжского региона: Тез. докл. Междунар. науч.-техн. конф., Волгоград, сент., 1994. — Волгоград. — С. 22.

10. Диденко В.Г. Анализ динамических характеристик пенообразования в аппаратах с вихревой инжекцией жидкости || Оптимизация систем очистки воздуха и вентиляции промышленных зданий — Пермь: Пермь Гос. техн. у-т, 1993, —С. 80-87.

11. Диденко В.Г. Абсорбционное улавливание паров растворителей в инжектор-но-пенных скрубберах || Современное оборудование вентиляционных систем—М.: МДНТП, 1990, с. 139-142.

12. Диденко В.Г. К учету малоконцентрированных компонентов при оценке экологической эффективности санитарной очистки выбросов || Медицинские аспекты охраны окружающей среды: Сб. науч. тр. Тарт. гос. у-т- Тарту, 1988 - с. 85-84.

13. Диденко В.Г. Инжекгорно-пенные скрубберы с блочно-модулированной схемой компоновки || Повышение энергетической эффективности систем вентиляции и кондиционирования воздуха: Тез. докл. межотрасл. Научн-техн. сов. - Волгоград, 1988- с85-88.

14. Диденко В.Г. Обеспыливание выбросов производства силикатных материалов в инжекторно-пенных скрубберах || Исп. отходов в произ. строит, мат-лов и изд-й. Охр. окруж. среды. Серия П / ВНИИЭСМ.— М.: 1990.— Вып. 4. — С. 10-14.

15. Диденко В.Г. Повышение функциональных возможностей аппаратов мокрой очистки на основе унификации структурных схем )| Человек-труд-экология: Тез, докл. Всесоюз. науч.-практ. конф. — Волгоград, 1990. — С. 75-78.

16. Диденко В.Г. Проблемы сокращения влагоуноса в тепломассообменных контактных аппаратах || Air-Conditioning and District Heat. — Rational, of Design Modes: Third International Conf., Wroclaw, May 14-15, 1987. — Wroclaw, 1987. —p. 54-60.

17. Диденко В.Г., Луговская E.C. К расчету потерь давления в инжекционно-пенном аппарате || Обеспыливание воздуха: Межвуз. сб. - Ростов н/Д, 1982-с. 16-25

18. Диденко В.Г., Мариниченко В.Н. Охлаждение, увлажнение и очистка воздуха в инжекторно-пенных контактных аппаратах || Air-Conditi-oning and District Heat. — Rational, of Design Modes: Third International Conf., Wroclaw, May 14-15,1987. — Wroclaw, 1987.—p. 61-66.

19. Диденко В.Г., Бутузова Л.Г. Очистка газовых выбросов при вулканизации резинотехнических изделий || Тез. докл. Всесоюз. совещ. по проблемам охр. возд. бас. от выбросов предпр. хим. пром. и пром. строит, материалов. Ереван, 1986, С. 120.

20. Диденко В.Г., Дьяченко В.Н. Совершенствование способов очистки многокомпонентных выбросов || Модернизация систем отопления и вентиляции в реконструируемых зданиях — Ростов н/Д: Рост, инж.-сгроит. ин-т. 1986. — С. 90-98.

21. Диденко В.Г. Мокрая очистка дымовых газов печей отжига металла |) Охрана окружающей среды / Респуб. межвед. сб. Вып. 4. — Минск, Вышейшая школа, 1985, С. 9-15.

22. Диденко В.Г., Кондиционирование воздуха при пенном контакте с водой || Aktualne zagadnienia klimatyzacji: / Miedzynarodowa Konf. Naukowa, 28-30 wrzesnia, 1977. —Wroclaw, 1977. — C. 195-203.

23. Патент 1530223 РФ. Способ обработки газа / В.Г. Диденко,— Опуб. в Б.И. №47, 1989.

24. Патент 1440533 РФ. Способ очистки воздуха от паров органических растворителей / В.Г. Диденко.— Опуб. в Б.И. № 44, 1988.

25. Патент 2067019 РФ. Устройство для обработки газа / В.Г. Диденко. — Опуб. в Б.И., № 27,1996.

26. Патент 1607870 РФ. Устройство для удаления шлама из аппаратов мокрой очистки>® .Г. Диденко, Ю .В .Минин, С .А. ДиденкоОпубл. В Б.И.,№43, 1990

27. Патент 1602803 РФ. Устройство для хранения нефти и нефтепродуктов/ В .Г. Диденко и др. -Опубл. в Б.И., № 40,1990.

28. Патент 1586784 РФ. Сепаратор для отделения жидкости от газа/ В.Г. Диденко и др. - Опуб. в Б.И., № 31,1990.

29. Патент 1431812 СССР. Устройство для очистки газа / В.Г. Диденко. — опуб. вБ.И., № 39,1988.

30. A.C. 1692620 СССР. Пенный аппарат/ В.Г. Диденко, Е.В. Новицкий, МЛ. Притчина-Опуб. в Б.И., № 43, 1991.

31. A.C. 1681918 СССР. Пенный аппарат/ В.Г. Диденко и др.- Опуб. в Б.И., №37, 1991.

32. A.C. 1554945 СССР. Газожидкосгный сепаратор»/ В.Г. Диденко - Опуб. в Б.И.,№ 13, 1990.

33. A.C. 1526773 СССР. Устройство для обработки газа/ В.Г. Диденко,- Опуб. в Б.И. № 45,1989.

34. A.C. 1404100 СССР. Устройство для обработки газа/ В.Г. Диденко.— Опуб. в Б.И. № 23,1988.

35. A.C. 1142142 СССР. Пенный аппарат/В.Г. Диденко .-Опуб. в Б.И., №8, 1985.

36. A.C. 912228 СССР. Устройство для обработки газа / В.Г. Диденко, Е.С. Лу-говская,-Опуб. в Б.И. № 10,1982.

37. A.C. 637134 СССР. Пенный аппарат /В.Г. Диденко.—Опуб. в Б.И., № 46, 1978

38. A.C. 596271 СССР. Устройство для обработки газа в слое подвижной пены / В.Г. Диденко, С.А. Диденко, В.Н.Мариниченко -Опуб. в Б.И. № 9, 1978.

39. A.C. 570382 СССР. Пылеуловитель / В.Г. Диденко, С.Е. Ленин, В.Н. Мари-ниченко. —Опуб. в Б.И., № 32, 1977.

Условные обозначения: G„, Gr, Gat - соответственно массовые расходы потока смеси (пена), рабочего (газ) и инжектируемого (жидкость) потоков, кг/с; j = G* / Gr - коэффициент ин-жекции; wri, w*!, w3 - соответственно скорость рабочего и инжектируемого потоков и скорость газожидкостной смеси (динамической пены), м/с; РгЬ Рж1, Р3 -статическое давление рабочего и инжектируемого потоков в начальном сечении и динамической пены на выходе из активной зоны камеры смешения, Н/м2; Frb F*i, Fj- площадь сечения рабочего и инжектируемого потоков в начальном сечении и динамической пены на выходе из активной зоны камеры смешения, м2; PdF - импульс силы на внешнюю поверхность перемешиваемого потока газа и жидкости (поверхность камеры смешения) между начальным Ft и выходным сечением F3; w*, wr - истинные скорости жидкой и газовой фаз, отнесенные к сечению камеры смешения, м/с; рж, pt - плотность жидкости и газа, кг/м3; Vr, V* - соответственно объемы газа и удерживаемой жидкости в объёме динамической пены V„ в камере смешения, м3; Gr, G*, G„ - массовый расход газа, жидкости и динамической пены в сечении камеры смешения, кг/с. Xu Хг> Хз> Х4> — коэффициенты скорости в сечениях формируемой газожидкостной системы; vr, v*, v„ - соответственно удельные объемы газа, жидкости и динамической пены, м3/кг; R - расстояние от материальной точки до вершины конуса; © - угол, образуемый радиусом-вектором R с осью конуса; u, w, о - составляющие скорости движения материальной точки; v - кинематическая вязкость газа; Ah - разность отметок, начального h0 и динамического Ьд уровней жидкости в поддоне аппарата, м; к -коэффициент сопротивления (гидравлического трения); Wj, W - количество инжектируемой и исходной жидкости, кг/с; FItÄ - сечение поддона, м2; Ни* - высота расположения входного сечения камеры инжектора над дном поддона, м; G* -измеряемый массовый расход инжектируемой жидкости, кг/с; (п и D„ - длина и гидравлический диаметр входного патрубка, м; ип — скорость в сечении патрубка,

м/с; Бщ - гидравлический диаметр сечения проточной части, м; Цдг - скорость направленного течения, м/с; Рот - площадь сечения входного патрубка, м2; Рет -площадь сечения направленного течения газа, м2; - площадь сечения камеры инжектора Б*; Бц — площадь сечения камеры инжектора, занятая циркуляционным стоком, м2; иц- скорость в сечении циркуляционного стока, м/с; Рс — площадь сечения сепаратора, м2; Рт - площадь патрубка выпуска из камеры сепаратора, м1; ис и ипу- скорость газа в сечении камеры сепаратора и выпускного патрубка, м/с; С'„ С; - начальная и конечная концентрации частиц в очищаемом газе, г/кг; Сы -текущая концентрация частиц в газе на выходе из пенного слоя, г/кг; Ог, О* - коэффициент диффузии в газовой и жидкой фазах.

А

и...... /ЛЗ^ -

Волгоградская государственная архитектурно-строительная академия

На правах рукописи

ДИДЕНКО Василий Григорьевич

ТЕОРИЯ, РАСЧЁТ И ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ОЧИСТКИ МНОГОКОМПОНЕНТНЫХ ПРОМЫШЛЕННЫХ ВЫБРОСОВ В МОДУЛИРОВАННЫХ ВИХРЕИНЖЕКЦИОННЫХ ПЕННЫХ СКРУББЕРАХ

05. 14. 16 — Технические средства защиты окружающей среды

(строительство)

Диссертация на соискание учёной степени доктора технических наук

м

Научный консультант:

доктор технических наук, профессор

1Сш*\С

Ростов-на-Дону 1998

СОДЕРЖАНИЕ

стр.

ВВЕДЕНИЕ............................................................................................................................ 6

1. АНАЛИЗ УСЛОВИЙ СОВМЕЩЕНИЯ ПРОЦЕССОВ КОМПЛЕКСНОЙ МОКРОЙ ОЧИСТКИ ПРОМЫШЛЕННЫХ ВЫБРОСОВ ОТ НЕОДНОРОДНЫХ КОМПОНЕН TOB.................................................................................................................................... 15

1.1. Основные подходы описания многофазных сред...............................

1.2. Общая характеристика процессов мокрой очистки газов................. 18

1.3. Ограничивающие условия процессов мокрой очистки_______________________________ 23

1.4. Классификация аппаратов мокрой очистки газов.............................. 33

1.5. Систематизация конструктивных и функциональных характеристик аппаратов мокрой очистки................................................................... 36

1.6. Обобщение технологических факторов реализации совмещённых процессов мокрой очистки................................................................. 43

1.7. Структурно-функциональное модулирование вихрепенных аппаратов мокрой очистки.............................................................................. 48

Выводы по разделу_____________________________________________.....________________________________________________________________________________________ 51

2. ГИДРОДИНАМИКА ВИХРЕИНЖЕКЦИОННОГО ФОРМИРОВАНИЯ ДИНАМИЧЕСКОЙ ПЕНЫ ВОСХОДЯЩИМ ЗАКРУЧЕННЫМ ПОТОКОМ ГАЗА...................... 53

2.1. Аппаратурное оформление и методика проведения экспериментов.. 53

2.2. Определяющие факторы механизма вихревой инжекции жидкости закрученным потоком газа.................................................................. 59

2.3. Математическая модель вихревого стока инжектирующего жидкость газа в закручивателе.............................................................................. 66

2.4. Технологические условия формирования вихревого стока инжектирующего жидкость газа...................................................................... 77

2.5. Аэродинамическая структура течения газа в вихревом инжекторе... 82

2.6. Структурные особенности формирования динамической пены в условиях вихревой инжекции ................................................................... 93

2.7. Гидродинамические характеристики восходящего течения динамической пены в вихревом инжекторе.................................................... 103

2.7.1. Модель циркуляции жидкой фазы пенного слоя в режимах

вихреинжекционного пенообразования................................ 103

2.7.2. Закономерности проявления удерживающей способности газа по жидкости при вихреинжекционном пенообразовании... 108

2.7.3. Особенности формирования полей газосодержания в объёме динамической пены.................................................... 119

2.8. Гидравлические потери в процессах вихреинжекционного формирования динамической пены.................................................................... 138

2.8.1. Анализ поэлементных гидравлических потерь в аппаратах с вихреинжекционным образованием пенного слоя............... 138

2.8.2. Общее гидравлическое сопротивление модулированных вих-реинжекционных пенных аппаратов (скрубберов).................. 148

2.9. Закономерности аэрозольного уноса и сепарации капельной влаги

при вихреинжекционном формировании динамической пены......... 160

Выводы по разделу.................................................................................... 171

3. ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПРОЦЕССА ОБЕСПЫЛИВАНИЯ В ВИХРЕИНЖЕКЦИОННОМ ДИНАМИЧЕСКОГОМ ПЕННОМ СЛОЕ............................................................................ 174

3.1. Вероятностно-стохастическая модель процесса пылеулавливания в

вихреинжекционном пенном слое..........................................................174

3.1.1.Исходные уравнения перехода от вероятности события в процессе улавливания к его эффективности..............................................178

3.1.2. Фракционная эффективность пылеулавливания в вихреинжекционном пенном слое....................................................................... 182

3.2. Феноменологическая модель пылеулавливания в вихреинжекционном пенном слое.................................................................................. 192

3.2.1. Исходные условия формализации процесса пылеулавливания 192

3.2.2. Закономерности осаждения частиц аэрозоля при прямоточном движении фаз пенного слоя........................................................ 193

3.2.3. Закономерности осаждения аэрозольных частиц при циркуля-

ции жидкости в объёме пенного слоя....................................... 200

3.3. Определение поверхности осаждения аэрозольных частиц в вихреинжекционном пенном слое..................................................................... 213

3.4. Оценка величины коэффициентов массопередачи процессов разделе ния аэрозолей......................................................................................... 226

3.5. Эффективность разделения аэрозолей в различных условиях формирования пенного слоя.................................................................................. 226

3.5.1. Адекватность формул расчёта общей эффективности извлечения аэрозольных частиц........................................................ 226

3.5.2. Влияние режимно-технологических параметров процесса на общую эффективность разделения аэрозолей........................ 233

3.5.3. Зависимость эффективности разделения аэрозоля от условий осветления жидкости в поддоне аппарата................................ 242

3.5.4. Фракционная эффективность разделения аэрозолей в вихреинжекционном пенном слое........................................... 255

Выводы по разделу.................................................................................... 264

4. ЗАКОНОМЕРНОСТИ АБСОРБЦИИ ГАЗООБРАЗНЫХ КОМПОНЕНТОВ В ВИХРЕ ИНЖЕКЦИОННОМ ДИНАМИЧЕСКОМ ПЕННОМ СЛОЕ............................................ 266

4.1. Математическая модель массопереноса абсорбционных процессов в вихреинжекционном пенном слое........................................................ 266

4.2. Определяющие факторы процессов массоотдачи при вихреинжекционном ценообразовании........................................................................... 270

4.2.1. Влияние структуры пенного слоя на коэффициенты массоотдачи............................................................................................ 270

4.2.2. Взаимосвязь коэффициентов массоотдачи с динамическими характеристиками пенного слоя.............................................. 274

4.3. Оценка адекватности расчётных и эмпирических коэффициентов массоотдачи ..................................................................................................280

4.4. Закономерности изменения величины коэффициентов массоотдачи

4.4.1. Закономерности массоотдачи для прямоточного режима ценообразования ................................................................................. 287

4.4.2. Закономерности массоотдачи для прямоточно-возвратного режима...................................................................................... 291

4.5. Зависимость степени абсорбции от режимных параметров вихреинжек-ционного формирования пенного слоя.................... ..............................295

4.5.1. Закономерности абсорбции аммиака водой............. ..................297

4.5.2. Абсорбция паров ацетона водой.................... .............................307

Выводы по разделу........................................................................................311

5. ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ОЧИСТКИ НЕОДНОРОДНЫХ ВЫБРОСОВ В ВИХРЕИНЖЕКЦИОННОМ ПЕННОМ СЛОЕ....................................................................................... 313

5.1. Анализ условий взаимовлияния процессов абсорбции и улавливания

аэрозолей при их оптимизации............................................................. 313

5.2. Обобщение режимных параметров извлечения неоднородных компонентов ......................................................................................................316

5.3. Условия оптимизации комплексных процессов при вихреинжекцион-ном ценообразовании............................................................................ 321

5.3.1. Формализация оптимизационной задачи извлечения неоднородных компонентов...........................................................................323

5.3.2. Выбор и обоснование методов оптимизации процессов очистки неоднородных выбросов................................................................325

5.4. Особенности оптимизационного расчёта процессов очистки в условиях вихреинжекционного ценообразования..................................... 334

Выводы по разделу........................................................................................ 335

6. РАСЧЁТ И АППАРАТУРНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ МОДУЛИРОВАННЫХ УСТАНОВОК ВИХ-РЕИНЖЕКЦИОННЫХ ПЕННЫХ СКРУББЕРОВ............................................................... 337

6.1. Структура компоновочной схемы модулированных вихреинжекцион-ных пенных скрубберов (ВИПС).......................................................... 337

6.2. Состав элементной базы вихреинжекционных пенных скрубберов (ВИПС).................................................................................................... 340

6.3. Технологические основы управления процессами газоочистки в вихре инжекционных пенных скрубберах.......................................................346

6.4. Расчёт режимно-технологических параметров модулированных установок ВИПС.............................................................................................349

6.4.1. Определение гидродинамических характеристик.....................349

6.4.2. Расчёт эффективности разделения аэрозолей.............................354

6.4.3. Определение степени абсорбции газообразных компонентов ... 356

6.5. Промышленное испытание и использование установок ВИПС............357

Выводы по разделу.........................................................................................364

ЗАКЛЮЧЕНИЕ.....................................................

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ ПРИЛОЖЕНИЯ.....................................................

366 371 398

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность проблемы. В условиях общемировой тенденции на интенсификацию промышленного производства и внедрение новых технологических процессов ежегодно в атмосферу Земли поступает более 700 млн. т загрязняющих веществ [228, 109]. Согласно существующей классификации [58, 108], большая часть промышленных выбросов по своей структуре — это аэродисперсные системы, дисперсную фазу которых составляют органические и неорганические пыли или туманы, а дисперсионную образует газовоздушная смесь, включающая в среднем от двух до пяти газообразных компонентов [39, 81, 154, 249, 277, 286, 402]. Их доля в общем количестве загрязняющих компонентов выбросов по массе составляет от 59 до 71% [13, 141,144, 150, 292, 404].

Значительная часть газообразных компонентов обладает свойством сумма-ции действия или способностью трансформации в вещества многократно токсичнее исходных [109, 243, 292, 352, 372]. В условиях фона, характерного для большинства промышленно развитых районов, это делает их опасными даже при относительно низких начальных концентрациях [224, 352]. Тем не менее, сложившаяся практика очистки промышленных выбросов ориентирована на нейтрализацию лишь одного из доминирующих компонентов, которым в большинстве случаев однозначно принимается пыль. Этим обусловлено большое число работ, посвященных исследованию процессов обеспыливания выбросов и практическое отсутствие внимания к необходимости одновременной нейтрализации их газовых компонентов [250].

Данная проблема резко обостряется в условиях динамично возрастающего применения гибких быстротрансформируемых технологий, повышения плотности размещения промышленных предприятий, сближения промышленных и селитебных зон, появления новых токсичных веществ с недостаточно изученными свойствами суммации [206, 352]. Перечисленные факторы усиливают негативное влияние относительно малой высоты большинства выбросов на интенсивность накопления в приземных слоях неподвергшихся очистке газообразных вредных веществ [199, 227]. Данное обстоятельство, усиливая техногенное воздействия на окружающую среду [168], одновременно вызывает неоправданно высокий уровень затрат электрической и тепловой энергии (соответственно 10-12% и 20-30% от валового объёма её потребления в промышленности) на обеспечение норм ка-

чества воздуха производственных помещений системами общеобменной вентиляции [133,243].

Решение проблемы очистки выбросов от нескольких компонентов, находящихся в различном фазовом состоянии, может иметь два принципиальных направления. Первое — традиционно основывается на использовании многоступенчатых установок, в которых путём последовательного подключения соответствующих газоочистных аппаратов раздельно осуществляются процессы селективной нейтрализации или извлечения целевых компонентов. Практика санитарной очистки технологических и дымовых газов в многоступенчатых установках определила область их экономически обоснованного применения — это многотоннажные выбросы со стабильным составом, свойствами и возможностью утилизации целевых компонентов в промышленных масштабах [92, 184, 281, 369]. Отличающиеся высокой энергоёмкостью, сложные в аппаратурном оформлении, обслуживании и эксплуатации, такие установки при изменении состава, свойств или объёмов выбросов становятся малоэффективными и требуют переоборудования, связанного с капиталоёмкой заменой составляющих их устройств [137, 281, 379, 393, 395].

Второе направление формируется на основе создания технологий очистки газовых сред, использующих принцип комплексного ведения управляемых процессов селективной нейтрализации или извлечения целевых компонентов путём агрегирования средств их реализации в форме единого аппарата. Уже начальный опыт разработки таких технологий показывает, что совмещение в одном устройстве потенциально эффективных процессов значительно расширяет его функциональные возможности, позволяя упростить аппаратурное оформление и условия обслуживания газоочистных установок, снизить их энерго-и материалоёмкость, достичь меньшей себестоимости очистки при обеспечении высокой степени извлечения или нейтрализации целевых компонентов [126, 255, 318, 344, 392, 407].

Перспективное развитие данного направления связано с возможностью системного решения вопросов оптимизации и управления совмещёнными процессами комплексной очистки во взаимоограничивающих условиях их реализации. Очевидно, что механизмы совмещённых процессов, как закономерный ряд воздействий на целевые компоненты абсолютно определяют состав агрегируемых средств их реализации, а также варьируемых переменных управления ими в общем числе режимно-технологических параметров очистки. Этим задаётся на-

правление оптимизации и формируются её задачи с учётом закономерностей воздействия, свойств и состава очищаемой газовой среды.

Из сравнительного анализа функциональных возможностей основных методов извлечения и нейтрализации компонентов газодисперсных сред следует [356, 357, 408], что наиболее оптимально эта задача может быть решена в аппаратах мокрой очистки. Наряду с традиционно отмечаемыми преимуществами [40, 302, 324], универсальная возможность совмещения и турбулентной интенсификации физико-химических процессов в газожидкостных системах [404], позволяет создавать на основе механизмов мокрой очистки принципиально новые технологии [156, 375], а также эффективно регенерировать теплоту выбросов [365]. Даже в сравнении с наиболее близкими аналогами [363, 392] это даёт возможность сократить до минимума число агрегатируемых в одном аппарате технологических средств и, соответственно, минимизирует важнейшие стоимостные показатели — капитале- и энергоёмкость, а также условия автоматизации управления режимно-технологическими параметрами.

Определяющим фактором успешной реализации совмещённых процессов мокрой очистки является разработка соответствующей многофункциональной и легко трансформируемой при изменении свойств выбросов реакционной аппаратуры, методы расчёта которой системно отражают особенности гидродинамики, массо-и теплообмена, химической кинетики в условиях взаимного влияния совместно протекающих процессов. Для этого должны быть сформулированы общие принципы расчёта, оптимизации и управления разделительно-химическими процессами комплексной очистки многокомпонентных смесей. Кроме того, достижение уровня эффективных инженерных решений требует экспериментального и теоретического исследования закономерностей технологии комплексной мокрой очистки как сложной физико-химической системы, характеризуемой насыщенностью связей детерминированно-стахостических явлений. Решение названных выше задач является предметом настоящей диссертации.

Работа выполнялась в соответствии с заданием 02.02.Н "Разработать технологические процессы и оборудование для сокращения потерь при доставке и хранении нефтепродуктов" Всесоюзной научно-технической программы 0. 63. 05 ГК МТС СССР; координационному плану ГКРФ по науке и технической политике межрегиональной программы "Экологические проблемы Нижней Волги" — Е 11. 01. 94, а также тематическому плану научно-исследова-тельской работы Волгоградской государственной архитектурно-строительной академии.

Цель работы. Защита воздушной среды от загрязнения многокомпонентными промышленными выбросами посредством создания многофункциональных аппаратов комплексного извлечения загрязняющих веществ в формируемых на основе механизма вихревой инжекции пенодинамических системах.

Основная идея работы состоит в режимно-технологической оптимизации условий совмещения механизмов комплексного извлечения неоднородных компонентов промышленных выбросов на основе разработки математических моделей разделительно-абсорбционных процессов пылегазоулавливания в пе�