WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

В третьей главе представлены результаты обработки экспериментальных данных по исследованию гидродинамических и массообменных характеристик двутавровой насадки.

Для расчета колонных аппаратов с насадочными устройствами необходимо знать предельные нагрузки. При технологическом расчете определяется расход абсорбента как отношение массовых расходов жидкой и газовой фаз – Wж/Wг. Поэтому большинство уравнений, предложенных для определения предельных нагрузок контактных элементов колонных аппаратов, включают величину Wж/Wг в той или иной степени. Наиболее известным и широко применяемым для расчета насадочных аппаратов является уравнение Бейна - Хоугена следующего вида:

0,25 0, г г Wж г lg µ0,16 = B - C, (1) ж Wг ж g dэкв ж где г – скорость газовой фазы, м/с;

g – ускорение свободного падения, м/с2;

dэкв – эквивалентный диаметр насадки (щелевых зазоров), м;

ж, г – плотность соответственно жидкости и газа, кг/м3;

µж – коэффициент динамической вязкости жидкости, Пас.

Принимая во внимание структуру насадочного слоя, образованного элементами двутаврового профиля, а также результаты исследования течения газового и жидкого потоков в слое насадки, можно заключить, что определяющим условием для нахождения критической скорости газовой фазы являются условия течения фаз в щелевых зазорах насадки. Поэтому характерным размером насадочных элементов, входящих в уравнение (1), был выбран эквивалентный диаметр щелевых зазоров насадки (эквивалентный диаметр насадки), конструктивно образованных в насадочном слое. Для конструкции двутавровой насадки, исследованной в настоящей работе, эквивалентный диаметр насадки определяется из выражения 2 а b dэкв =, (2) a + b где а и b – соответственно ширина и длина щелевого зазора насадки, м.

Коэффициенты В и С определили методом наименьших квадратов в широком диапазоне экспериментальных данных: В = 0, С = 1,72.

Среднеквадратичное отклонение экспериментальных и вычисленных по уравнению 1 значений составило не более 3 %.

Экспериментальные данные предельных нагрузок исследованных насадок представлены на рисунке 3 в диапазоне нагрузок по газу и жидкости, наиболее часто встречающихся на практике (для представления данных использовано соотношение объемных расходов жидкости и газа L/G). Скорость наступления режима подвисания в двутавровой и уголковой насадках практически совпадают (линии 1 и 2), что связано с аналогичной структурой насадочного слоя. В Х-образной насадке скорость газа на 19% ниже, чем в двутавровой, при этом установлено, что с увеличением нагрузки по жидкой фазе разница уменьшается.

1,1,0,0,0,0,006 0,008 0,01 0,012 0,L/G 1 – двутавровая насадка; 2 – уголковая насадка;

3 – Х-образная насадка; 4 – кольца Рашига Рисунок 3 – Сравнение скоростей начала режима подвисания в различных насадках Сравнение скорости начала режима подвисания двутавровой насадки с рассчитанной по формуле 1 для колец Рашига (для условий проведения эксперимента) показало, что разница составляет от 20 до 22 %. Следует отметить, что с повышением нагрузки по жидкой фазе разница в значениях скорости подвисания двутавровой насадки и колец Рашига увеличивается.

Многие исследователи для описания газожидкостного слоя используют безразмерные характеристики, газосодержание или относительную плотность слоя. В данной работе исследовалось газосодержание колонны с двутавровой насадкой, работающей в режиме затопления насадки.

На рисунке 4 представлена зависимость газосодержания колонны с подвис.

, м/с затопленной двутавровой насадкой от скорости газовой фазы в полном сечении колонны, при фиксированных удельных расходах жидкой фазы. Из полученных графических зависимостей следует: повышение скорости газа способствует увеличению значения газосодержания ; влияние удельного расхода жидкой фазы незначительно.

0,0,0,0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 г, м/с 1 – U = 8,93 м3/(м2ч); 2 – U = 19,35 м3/(м2ч); 3 – U = 30,65 м3/(м2ч);

– доверительный интервал в 5% Рисунок 4 – Зависимость газосодержания в двутавровой насадке от скорости газовой фазы и удельного расхода жидкой фазы Имеющиеся в литературе зависимости для расчета газосодержания в основном предназначены для аппаратов со сплошным барботажным слоем и для случая секционирования аппарата ситчатыми тарелками, поэтому встает вопрос получения эмпирического выражения для расчета газосодержания в слое двутавровой насадки.

Обработка экспериментальных данных позволила получить следующее выражение для расчета газосодержания в слое двутавровой насадки:

г =1,605А (3) 0,25 +1,238 г.

Коэффициент А рассчитывается как -0,094 0, ж µж А = (We)0,058, (4) г µг где µг – коэффициент динамической вязкости газа, Пас;

, м /м гж We – критерий Вебера; We =.

(ж - г ) dэкв Полученное уравнение позволяет рассчитать значения газосодержания со среднеквадратичной погрешностью, не превышающей 7%.

Одним из основных гидродинамических параметров насадочного устройства является гидравлическое сопротивление. Анализ литературы по расчету гидравлического сопротивления насадочных устройств, работающих в режиме затопления, показал, что в основном приводятся уравнения для нерегулярных насадок, в частности для колец Рашига различных типоразмеров.

Но они не могут дать приемлемых результатов для разработанной двутавровой насадки. На рисунке 5 графически представлены экспериментальные данные по исследованию гидравлического сопротивления исследованных насадок от динамического воздействия потока газовой фазы.

0 5 10 15 20 25 GV, м3/ч 1 – насадка из колец Рашига; 2 – уголковая насадка; 3 – Х-образная насадка;

4 – двутавровая насадка; 5 – колонна со сплошным барботажным слоем Рисунок 5 - Графики зависимости гидравлического сопротивления исследованных насадок от объемного расхода газовой фазы при удельном расходе жидкой фазы U = 19,35 м3/(м2ч) Как следует из полученных экспериментальных данных, насадка из колец Рашига обладает наибольшим гидравлическим сопротивлением от динамического воздействия потока газовой фазы, превышающее сопротивление тр нас Р / l, двутавровой в среднем на 28 %; в исследуемом диапазоне нагрузок по газу сопротивление двутавровой насадки ниже, чем уголковой в среднем на 16%.

Отмечено, что разница в сопротивлении двутавровой насадки и Х-образной увеличивается с ростом нагрузки по газовой фазе, и при объемном расходе, равном 30 м3/ч, составляет более 12%.

На рисунке 6 представлены зависимости гидравлического сопротивления двутавровой насадки в координатах Ртр/lнас – Reг, критерий Рейнольдса рассчитывали используя скорость газовой фазы в щелевых зазорах насадки.

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Reг Удельный расход жидкой фазы U м3/(м2ч):

– 8,93 м3/(м2ч); – 19,35 м3/(м2ч); – 30,65 м3/(м2ч) Рисунок 6 – Зависимость гидравлического сопротивления двутавровой насадки от числа Рейнольдса газовой фазы при различных удельных расходах жидкой фазы Представленные на рисунке 6 данные позволяют сделать следующие выводы:

- гидравлическое сопротивление двутавровой насадки увеличивается по степенному закону с ростом скорости газа в интервале исследованных нагрузок;

- увеличение нагрузки по жидкой фазе незначительно влияет на сопротивление насадки от динамического воздействия потока газовой фазы тр нас Р / l, Па/м (значения Ртр/lнас при удельном расходе жидкой фазы U = 30,65 м3/(м2ч) в среднем на 12 % больше значений Ртр/lнас для U = 8,93 м3/(м2ч)).

Для определения гидравлического сопротивления от динамического воздействия потока газовой фазы предложено использовать известное уравнение следующего вида:

Pтр г г =, (5) lнас 2 dэкв где - коэффициент сопротивления насадки.

Коэффициент сопротивления является величиной, учитывающей потери давления как от трения газа о поверхность насадки и жидкости, так и от изменения скорости и направления газового потока при движении в слое насадки. Обработка графических зависимостей экспериментальных данных (рисунок 6) логарифмированием, позволила получить уравнение = 232. (6) Re1,г Для учета влияния расхода жидкой фазы предложено ввести в уравнение 6 эмпирический коэффициент следующего вида: 10bU, зависящий от геометрии насадочного устройства. Для двутавровой насадки по результатам экспериментов определили b = 0,0019.

Сравнение экспериментальных данных и рассчитанных по уравнениям и 6 значений гидравлического сопротивления показало:

- наибольшее отклонение экспериментальных данных от рассчитанных по уравнениям 5 и 6, приходится на интервал нагрузок по газовой фазе до 3,м3/ч, и максимальное отклонение составляет 30 %;

- среднеквадратичное отклонение значений Ртр/lнас, рассчитанных по уравнениям 5 и 6, от экспериментальных не превышает 4 %, что допустимо для инженерных расчетов.

При работе насадочной колонны в режиме затопления насадки наибольший вклад в общее гидравлическое сопротивление насадочного устройства оказывает столб жидкости в колонне. При этом гидростатическое давление столба жидкости в колонне с насадкой зависит от значения газосодержания :

Рст.ж. = ж g Н (1-), (7) где (1-) – доля объема колонны, занимаемой жидкостью, м3/м3.

Рассчитанное полное гидравлическое сопротивление слоя двутавровой насадки высотой метр, меньше сопротивления колец Рашига и исследованных регулярных насадок (уголковой и Х-образной).

Известно, что эффективность массообмена в насадочных колоннах ухудшает явление продольного перемешивания потока как сплошной, так и дисперсной фазы. Для описания структуры потоков в колонне с затопленной насадкой наиболее подходящей является диффузионная модель, предполагающая плавное изменение составов фаз по длине аппарата.

Результаты исследования продольного перемешивания при различных нагрузках по газовой фазе и фиксированных значениях удельного расхода жидкой фазы позволили выявить зависимость Peг0,06. В результате математической обработки экспериментальных данных получена следующая эмпирическая зависимость для определения критерия Ре:

U Pe = (a + b) 0,06, (8) г где а и b – эмпирические коэффициенты (а = 206 с2/м2 и b = 5,23 с/м).

Наибольшие отклонения наблюдаются для расхода жидкой фазы U = 8,м3/(м2ч) и составляют до 8%. При этом среднеквадратичное отклонение не превышает 3,73 %.

Для определения коэффициента продольного перемешивания сплошной (жидкой) фазы предложено использовать следующее выражение:

U lнас DL =, (9) 3600 (1 - ) Pe где lнас - высота насадочной секции колонны, м.

Уменьшение сечения колонны для прохода жидкой фазы с ростом газосодержания учитывали посредством ввода в предложенное выражение (9) величины (1-).

Исследования продольного перемешивания жидкой фазы в экспериментальной колонне, проведенные с различными насадками, показали, что: наименьшим коэффициентом продольного перемешивания обладает регулярная уголковая насадка; для объемных расходов газовой фазы более м3/ч коэффициент продольного перемешивания Х-образной насадки и насадки из колец Рашига больше значений двутавровой насадки; с увеличением нагрузки по газовой фазе коэффициент продольного перемешивания возрастает для всех типов исследованных насадок.

Сравнительную эффективность массообмена исследованных насадок проводили посредством экспериментов по абсорбции хлористого водорода водой при различных нагрузках по газу и жидкости, на модельной системе вода – воздух – пары соляной кислоты.

Экспериментальные данные концентрации HCl газа в отработанном абсорбенте CHCl для различных исследованных насадок позволили сделать следующие выводы:

а) наибольшей эффективностью обладает регулярная двутавровая насадка;

б) эффективность процесса абсорбции в колонне с двутавровой насадкой в исследуемом диапазоне нагрузок в среднем на 10% выше, чем с уголковой насадкой и на 12% выше, чем с Х-образной насадкой.

Экспериментальные значения концентрации хлористого водорода в отработанном абсорбенте, полученные при одинаковых условиях проведения опытов для различных насадок, позволяют сделать вывод об относительной эффективности работы исследуемых насадок. Однако не дают представления о важной характеристике процесса абсорбции - количестве поглощенного вещества в эксперименте, которое определяет эффективность процесса массопередачи в данной насадке и зависимость массообмена от основных режимных параметров абсорбционной колонны.

На рисунке 7 представлены результаты расчета количества HCl-газа, поглощенного абсорбентом (водой), в зависимости от объемного расхода газовой и жидкой фаз для двутавровой насадки и насадки из колец Рашига.

Количество поглощенного хлористого водорода в жидкой фазе при использовании двутавровой насадки больше во всем диапазоне исследуемых нагрузок. Для сравнения эффективности процесса абсорбции в затопленном режиме, в колонне с двутавровой насадкой и кольцами Рашига используем величину, на рисунке 8 представлена зависимость от изменения расходов газовой и жидкой фаз.

1,0,0,0,0,0 5 10 15 20 25 GV, м3/ч - двутавровая насадка; - насадка из колец Рашига (25253) Объемный расход жидкой фазы LV, м3/ч:

- LV = 0,3 м3/ч; - LV = 0,65 м3/ч; - LV = 1,03 м3/ч.

Рисунок 7 – Сравнение эффективности процесса абсорбции хлористого водорода в двутавровой насадке и кольцах Рашига от условий проведения эксперимента При этом выявлено, что с увеличением объемного расхода газовой фазы значения величины снижаются. Как видим из рисунка 8 при объемном расходе газа более 20 м3/ч и расходе жидкой фазы LV = 0,3 м3/ч, двутавровая насадка обеспечивает извлечение абсорбируемого компонента больше на 24% (в среднем). Однако наиболее высокие показатели массообмена достигаются при более высоких значениях расхода жидкой фазы, в этом случае 19% (при расходе газовой фазы более чем 20 м3/ч). Эксперименты, проведенные для более высоких значений объемного расхода газа, показывают, что данная тенденция сохраняется и лежит в пределах от 18 до 22 %.

Таким образом, проведенные эксперименты дают возможность оценить первоначальную эффективность двутавровой насадки. Так как сравнение проводили с кольцами Рашига (25253), наиболее широко применяемыми в промышленности, предлагаем рассчитывать эффективность процесса абсорбции колонного аппарата с двутавровой насадкой при помощи величины.

HCl, С масс, кг/ч 0 5 10 15 20 25 GV, м3/ч Удельный расход жидкости:

1 – U = 8,93 м3/(м2ч); 2 – U = 19,35 м3/(м2ч); 3 – U = 30,65 м3/(м2ч).

Рисунок 8 – Сравнение эффективности абсорбции в колонне с двутавровой насадкой и кольцами Рашига В 4 главе представлены методика проектного расчета колонны с двутавровой насадкой и конструктивное исполнение блоков насадки.

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»