WWW.DISS.SELUK.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА
(Авторефераты, диссертации, методички, учебные программы, монографии)

 

Pages:   || 2 | 3 |

«ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ И МАССОПЕРЕДАЧИ НА ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ ТАРЕЛКЕ НОВОЙ КОНСТРУКЦИИ ...»

-- [ Страница 1 ] --

Министерство образования и наук

и Российской Федерации

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

РОССИЙСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ НЕФТИ И ГАЗА

ИМЕНИ И.М. ГУБКИНА

На правах рукописи

ЛАРЬКИН АРТЕМ ВАДИМОВИЧ

ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ И МАССОПЕРЕДАЧИ НА

ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ ТАРЕЛКЕ НОВОЙ

КОНСТРУКЦИИ

Специальность 05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (нефтяная и газовая промышленность) Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель кандидат технических наук, профессор В.А. ЩЕЛКУНОВ Москва -

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА I. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР

I.1. Обзор конструкций клапанных тарелок с перекрестно-прямоточным движением фаз

I.2. Гидродинамические режимы работы клапанных тарелок с перекрестнопрямоточным движением фаз

I.3. Гидравлическое сопротивление клапанных тарелок с переливными устройствами

I.4. Провал жидкости. Минимальная допустимая скорость газа

I.5. Межтарельчатый унос жидкости

I.6. Исследование массопередачи на тарельчатых контактных устройствах...... 36 

ГЛАВА II. ОБЪЕКТ ИССЛЕДОВАНИЯ. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ

УСТАНОВКА. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

II.1. Объект исследования

II.2. Описание экспериментальной установки

II.3. Методика исследования провала жидкости

II.4. Методика исследования уноса жидкости с тарелки

II.5. Методика исследования массопередачи

ГЛАВА III. ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКАЯ ЧАСТЬ. ИССЛЕДОВАНИЕ

ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ И МАССООБМЕННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК

ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ (ПКС) ТАРЕЛКИ НОВОЙ

КОНСТРУКЦИИ

III.1. Исследование гидравлического сопротивления сухой тарелки.................. 59  III.2. Исследование гидродинамических режимов работы орошаемой тарелки. 63  III.3. Исследование гидравлического сопротивления орошаемой тарелки......... 68  III.4. Исследование провала жидкости с тарелки

III.5. Исследование уноса жидкости с тарелки

III.6. Исследование массопередачи по жидкости на тарелке

ГЛАВА IV. СОПОСТАВЛЕНИЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ И

МАССООБМЕННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК НОВОЙ ПРЯМОТОЧНОЙ

КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ И ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННОЙ (ПК) ТАРЕЛОК 92 

IV.1. Сопоставление гидравлического сопротивления сухих тарелок................ 92  IV.2. Сопоставление гидродинамических режимов работы тарелок

IV.3. Сопоставление сопротивления орошаемых тарелок

IV.4. Сопоставление провала жидкости с тарелок

IV.5. Сопоставление межтарельчатого уноса

IV.6. Сопоставление эффективности массопередачи

ГЛАВА V. ПРИМЕНЕНИЕ ПОЛУЧЕННЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ РАБОТЫ НА

ПРАКТИКЕ ПРИ РАСЧЕТЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ АППАРАТОВ

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЯ

Приложение А. Исследование гидравлического сопротивления сухой тарелки ПКС

Приложение Б. Исследование гидравлического сопротивления орошаемой тарелки ПКС

Приложение В. Исследование провала жидкости на тарелке ПКС

Приложение Г. Исследование уноса жидкости на тарелке ПКС

Приложение Д. Исследование эффективности массопередачи на тарелке ПКС

Приложение Е. Сопоставление гидравлического сопротивления сухих тарелок ПКС и ПК

Приложение Ж. Сопоставление уноса жидкости на тарелках ПКС и ПК......... 164 

ВВЕДЕНИЕ

Развитие массообменных аппаратов по пути увеличения мощностей, напрямую связано с разработкой массообменных контактных устройств высокой производительности. Не последнюю роль в этом сыграли тарелки с перекрестнопрямоточным движением фаз. Данные тарелки имеют высокую производительность по обеим фазам и повышенную эффективность контакта фаз.

Особого внимания заслуживают клапанные тарелки с перекрестно-прямоточным движением фаз. Благодаря подвижному элементу – клапану, создаются условия для расширения диапазона эффективной работы, что непосредственно делает данные тарелки предпочтительными по отношению к другим. Однако на перекрестно-прямоточных тарелках при высоких скоростях газа наступает интенсивный прямоток, вследствие чего уменьшается время пребывания жидкости на тарелке и тем самым снижается эффективность массопередачи [39].

Основным путем решения данной проблемы является увеличение компенсации прямоточного движения взаимодействующих фаз. В связи с этим представляют интерес комбинированные конструкции прямоточных клапанно-ситчатых (ПКС) тарелок, выгодно сочетающие повышенную производительность прямоточных клапанных и высокую эффективность ситчатых тарелок. Просечки, выполненные в клапане и (или) в полотне тарелки, будут способствовать не только компенсации прямоточного движения и увеличению запаса жидкости на тарелке, но также увеличению диапазона устойчивой работы, зоны саморегулирования клапанов, удельной поверхности контакта фаз. Использование таких конструкций в промышленности ограничивается в основном трудностью получения точных характеристик по гидродинамике и массопередаче для широкого класса процессов, требующих проведения дорогих технически сложных экспериментов.

Решением данной проблемы является исследование гидродинамических и массообменных характеристик новых конструкций тарелок в лабораторных условиях на экспериментальных стендах с последующим сопоставлением с характеристиками промышленных тарелок, полученными на тех же стендах.

Преимущества клапанно-ситчатых тарелок с перекрестно-прямоточным движением фаз, по мнению соискателя, наиболее четко и выгодно реализованы в конструкции новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки [78], разработанной на кафедре оборудования нефтегазопереработки РГУ нефти и газа имени И.М.

Губкина совместно с ЗАО «ПЕТРОХИМ ИНЖИНИРИНГ». Особенностью конструкции тарелки является наличие просечек в пластине клапане, оснащенными козырьками. Козырьки отогнуты навстречу потоку газа на угол, позволяющий козырькам при максимальном угле открытия пластины клапана располагаться вертикально. Высота козырьков увеличивается в направлении открытия пластины клапана. Благодаря этому в отверстия клапанов направляется максимально возможная доля общего потока газа, обеспечивается максимальная компенсация прямотока, развитая поверхность контакта фаз и ее интенсивное обновление.

В настоящей диссертационной работе исследованы гидродинамика и массопередача новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки. Данные исследования были проведены с целью разработки для прямоточных клапанноситчатых тарелок методики расчета гидравлического сопротивления, минимальной и максимальной допустимых нагрузок по газу, эффективности массопередачи по жидкости.

Поставленная цель определяет задачи исследования:

1. анализ тенденций в разработке клапанных тарелок с перекрестнопрямоточным движением фаз, обзор специальной литературы, посвященной проблемам исследования гидравлического сопротивления сухих и орошаемых тарелок, провала жидкости, межтарельчатого уноса и массопередачи на тарелках;

экспериментов по исследованию гидродинамических и массообменных характеристик тарелок.

3. исследование гидравлического сопротивления, гидродинамических режимов работы, провала и уноса жидкости, эффективности массопередачи на прямоточной клапанно-ситчатой тарелке новой конструкции;

4. сопоставление массообменных и гидродинамических характеристик новой тарелки с характеристиками прямоточной клапанной (ПК) тарелки;

5. описание применения полученных результатов работы на практике.

Для получения количественных значений указанных характеристик использовался активный эксперимент, при котором набор значений факторов (точек исследования) определялся задачами дальнейшей обработки данных и выбирался из условий производительности экспериментальной установки, диапазона промышленных нагрузок. Для обработки экспериментальных данных по гидравлическому сопротивлению, минимальной и максимальной допустимых нагрузок по газу, эффективности тарелки по жидкости использовались статистические методы, теоретические положения и результаты, полученные другими авторами по данной тематике.

Научная новизна диссертационного исследования состоит в том, что, вопервых, получены расчетные уравнения гидравлического сопротивления, минимальной допустимой и максимальной допустимой нагрузок по газу, рекомендуемые для гидравлического расчета промышленных тарелок ПКС. Вовторых, подтверждено на основе исследования эффективности массопередачи при десорбции углекислого газа из воды воздухом дополнительное увеличение эффективности новой тарелки за счет наличия просечек в клапане. В аспекте конкретизации заявленной научной новизны на защиту выносятся следующие основные результаты работы:

1. Разработанная методика, основанная на анализе экспериментальных данных для новой тарелки ПКС, позволяет получать уравнения для расчета минимальной и максимальной допустимых нагрузок по газу, гидравлического сопротивления и эффективности массопередачи по жидкости на прямоточных клапанно-ситчатых тарелках.

2. По разработанной методике получены уравнения для расчета минимальной и максимальной допустимых нагрузок по газу, гидравлического сопротивления и эффективности массопередачи по жидкости на новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелке.

3. По результатам сопоставления установлено, что прямоточная клапанноситчатая тарелка имеет больший диапазон устойчивой работы, чем прямоточная клапанная тарелка. Особенно эффективна, по мнению автора, замена прямоточных клапанных тарелок на новые прямоточные клапанно-ситчатые в аппаратах с невысокой производительностью по газу. Так как доказано, что минимальные допустимые значения фактора скорости газа на тарелке ПКС в 1,5раза меньше по отношению к тарелке ПК.

4. Подтверждено, что эффективность тарелки ПКС практически во всем диапазоне изменения факторов выше эффективности тарелки ПК. Установлено, что новую тарелку ПКС наиболее рационально использовать в барботажном и переходном режимах работы при нагрузках по газу ФР1,5-2,2 кг0,5/(м0,5·с), то есть там, где достигается максимальное преимущество в эффективности. Для исследуемой системы и на данном экспериментальном стенде эффективность тарелки ПКС в барботажном режиме в 1,2-1,6 раза выше, чем эффективность тарелки ПК.

Практическая значимость диссертационного исследования заключается в том, что, во-первых, полученные уравнения могут быть использованы для гидравлического расчета промышленных прямоточных клапанно-ситчатых тарелок. Во-вторых, предложено направление в разработке новых конструкций прямоточных клапанно-ситчатых тарелок.

ГЛАВА I. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР

I.1. Обзор конструкций клапанных тарелок с перекрестнопрямоточным движением фаз Клапанные тарелки с перекрестно-прямоточным движением фаз получили широкое распространение в промышленности в связи с разработкой колонных массообменных аппаратов большой единичной мощности [99, с. 2] благодаря сочетанию высоких нагрузок по обеим фазам, взаимодействие которых осуществляется путем увлечения жидкой фазы быстродвижущимися газовыми струями с большой межфазной поверхностью, и повышенной эффективности контакта [51, с. 8]. Первые конструкции клапанных тарелок с перекрестнопрямоточным движением фаз появились в середине прошлого столетия [108, 109].

В СССР патенты на первые прямоточные клапанные тарелки были получены в 1960-х годах [7, 8]. Конструкция тарелки [8] представлена на рис. I.1.1. Клапан тарелки 1 представляет круглый диск, который имеет две длинные ножки 4, расположенные ближе к сливу жидкости 2, и одну короткую ножку 3, вследствие чего центр тяжести смещен в сторону слива жидкости. При малых нагрузках по газу поднимается короткая ножка навстречу жидкости, при средних и умеренных нагрузках клапан принимает горизонтальное положение, а при больших нагрузках по газу поднимаются длинные ножки в направлении движения жидкости. Такая последовательность открытия клапанов позволяет поддерживать достаточно высокую эффективность контакта при любых нагрузках по газу.

Типичные конструкции клапанных тарелок с перекрестно-прямоточным движением фаз, подвижный элемент которых представляет пластину, открывающуюся в сторону слива жидкости с тарелки, представлены патентами [9, 75, 76, 110, 113]. Одна из таких конструкций [110] показана на рис. I.1.2. Каждый жалюзийно-клапанный элемент состоит из пластинчатых клапанов 1, установленных в металлической рамке 2, имеющей в боковых «щеках» отверстия, в которые входят цапфы клапанов. Максимальный угол поворота клапанов (около 30°) ограничивается планкой 4. В каждом клапане предусмотрены упоры 5 для обеспечения начального зазора.

Рис. I.1.1. Прямоточная клапанная тарелка [8].

Рис. I.1.2. Жалюзийно-клапанная тарелка [110].

Энергия газового потока, проходящего через каналы между клапанами, используется для создания направленного движения газожидкостного потока по полотну тарелки. Двигаясь по тарелке, жидкость на жалюзийно-клапанных элементах вступает во взаимодействие с газом, поступающим с нижележащей тарелки. Особенностью конструкции является установка жалюзийно-клапанных элементов в углублениях полотна тарелки. В крайнем верхнем положении кромки клапанов расположены на одном уровне с полотном тарелки. Это позволяет исключить дополнительное сопротивление движению жидкостного потока.

Существенной проблемой данных перекрестно-прямоточных тарелок является то, что при высоких скоростях наступает интенсивный прямоток, вследствие чего уменьшается время пребывания жидкости на тарелке и тем самым снижается эффективность массопередачи [39]. Решить данную проблему можно за счет организации контакта фаз в режиме задержанного прямотока [19, 29, 31]. Основным же способом сохранения высокой эффективности массопередачи при повышенных нагрузках по газу является компенсация прямоточного движения. Контактные устройства с компенсированным прямотоком по принципу компенсации прямотока можно разделить на три группы [94, с. 13-14]:

1. Устройства с компенсацией прямоточного движения фаз за счет установки на полотне (над полотном) компенсирующих элементов.

Данные тарелки имеют установленные непосредственно на полотне или над ним секционирующие перегородки, отбойники, интенсификаторы, которые перекрывают движение газожидкостного потока или его части к сливному устройству.

2. Устройства с компенсацией прямоточного движения фаз за счет энергии газового потока.

Контактные устройства, отнесенные к данной группе, имеют конструкцию контактных элементов, которая позволяет организовать ввод газа на полотно тарелки, таким образом, что часть потока газа выходит в прямотоке с жидкостью, а другая – под некоторым углом к направлению движения жидкости.

3. Устройства, использующие для компенсации прямоточного движения фаз оба указанных выше приема: компенсация осуществляется как за счет энергии газового потока, так и за счет компенсирующих элементов.

гидравлического сопротивления тарелки [99, с. 27]. Во избежание увеличения гидравлического сопротивления при использовании перегородок, жестко соединенных с полотном тарелки, были разработаны конструкции балластных клапанных тарелок с динамическим секционированием [99, с. 27], [18].

Тарелки, компенсирующие прямоток за счет определенной ориентации клапанов на полотне представлены патентами [11, 14, 24, 25, 116].

Рис. I.1.3. Конструкция прямоточной тарелки с различной ориентацией клапанов [116].

На тарелке [116] установлены прямоточные клапаны различной формы. За счет правильного расположения клапанов на полотне устраняется градиент и застойные зоны жидкости на тарелке, интенсифицируется взаимодействие фаз.

На рис. I.1.4 представлена тарелка [21]. На полотне 1 расположены клапаны 2, у которых изогнутая часть дугообразной перегородки 3, направляющая газ перпендикулярно потоку жидкости, имеет отверстия с козырьками 4. В такой конструкции газ, выходя из-под клапана, делится дугообразной перегородкой на три потока: I — вдоль направления движения жидкости, II — перпендикулярно к нему и III — под углом к направлению движения жидкости. В зоне контакта фаз потоки I, II и III интенсивно взаимодействуют с соответствующими потоками других клапанов. За счет отверстий с направляющими козырьками в изогнутой части перегородки возможно устранение зон слабо барботируемой жидкости и увеличение поверхности контакта фаз.

Особенностью конструкции клапанной тарелки с компенсированным прямотоком [28] являются клапаны, имеющие форму шевронов, острый конец которых обращен навстречу потоку жидкости. Благодаря этому уменьшается гидравлическое сопротивление, которое жидкость встречает со стороны клапана, и тем самым исключается образование застойных зон перед клапанами тарелки.

Рис. I.1.4. Конструкция прямоточного клапана с компенсированным прямотоком [21].

Широкое распространение в процессах нефтепереработки получили тарелки с трапециевидными клапанами [13, 30, 114, 115, 117, 118, 125, 126]. С целью повышение эффективности контакта фаз при повышенных газовых нагрузках за счет повышения степени гидравлической компенсации прямотока предложены конструкции тарелок с модифицированными трапециевидными клапанами [77, 119]. У тарелки [77] задняя часть крышки трапециевидного клапана со стороны приемного кармана выполнена прямоугольной формы. Таким образом, при повышенных газовых нагрузках дополнительная гидравлическая компенсация прямоточной составляющей обеспечивает повышение эффективности предлагаемой конструкции по сравнению с обычным трапециевидным клапаном.

Крышка клапана также может быть выпуклой. В случае залипания выпуклый клапан не выключается из работы, и газ свободно проходит через значительную щель между полотном и пластиной клапана.

Рис. I.1.5. Конструкция клапана ромбовидной формы [119].

Клапан 1 тарелки [119] имеет ромбовидную форму (рис. I.1.5). Благодаря такой форме клапана на тарелке увеличивается степень компенсации и увеличивается запас жидкости. Клапан имеет переднюю ножку 2 длиннее задних 3, так что пластина клапана в крайнем верхнем положении образует угол 2- градусов, дополнительно обеспечивая снижение градиента жидкости и гидравлического сопротивления. Клапан также имеет направляющий язычок 4 для интенсификации массообмена над пластиной клапана.

Тарелки, осуществляющие компенсацию прямоточного движения за счет газового потока, направленного под углом к направлению движения жидкости в вертикальной плоскости, представлены комбинацией клапанных и ситчатых тарелок [10, 12, 20, 22, 74, 78, 112, 127, 128]. В конструкциях данных тарелок выгодно сочетаются повышенная производительность прямоточных клапанных тарелок и высокая эффективность, присущая ситчатым тарелкам [99, с. 32].

соотношений нагрузок по газу и жидкости предлагается жалюзийные элементы комбинировать с перфорированными пластинами [10]. Тарелка состоит из жалюзийных элементов, расположенных между перфорированными участками.

Ограничители определяют максимальный угол открытия жалюзей. При малых нагрузках по газу тарелка работает, как обычная ситчатая. При более высоких нагрузках по газу под напором газового потока начинают открываться пластины жалюзийных элементов. В результате этого на тарелке создается струйнонаправленное движение фаз.

Рис. I.1.6. Клапанно-ситчатая тарелка [112]:

а, 6, в — положения клапана при различных нагрузках по газу; г — клапанное устройство.

Представляет интерес клапанно-ситчатая тарелка [112], представленная на рис. I.1.6. При небольших скоростях газа тарелка работает как ситчая. Клапаны тарелки 2 на полотне 1 при этом находятся в нижнем положении и закрывают часть отверстий 6. Во время подъема клапана свободная поверхность тарелки возрастает. В процессе подъема клапана, ось, вокруг которой клапан поворачивается, перемещается, удаляясь от центра тяжести. Клапан оснащен направляющими 3, имеющими ограничители подъема. При этом увеличивается плечо силы тяжести относительно точки опоры клапана, и закрывающий момент возрастает. Благодаря этому увеличивается диапазон саморегулирования.

Отверстия под клапаны выполнены с наклонной опорной площадкой 4 и отбортованными вниз кромками 5 для снижения гидравлического сопротивления.

Конструкция прямоточной клапанно-ситчатой тарелки [78] представлена на рис. I.1.7. Тарелка содержит основание 1 с отверстиями 8, в которых установлены пластинчатые клапаны 2, шарнирно соединенные с основанием и выполненные с отверстиями 3, оснащенными козырьками 7, направленными под углом вниз.

Высота козырьков увеличивается в сторону открытия клапанов. Клапаны оснащены упорами 4 и направляющими 5 с ограничителями максимального открытия пластин клапанов 6, которые обеспечивают максимальный угол открытия клапанов. Сумма углов и составляет 90°. Слив жидкости осуществляется через переливное устройство 9.

Рис. I.1.7. Прямоточная клапанно-ситчатая тарелка [78].

При работе тарелки газ, поднимающийся снизу, проходит через отверстия в основании тарелки, жидкость поступает с вышележащей тарелки через переливное устройство и движется по тарелке к сливу. При выходе из-под клапанов одна часть газового потока выходит в прямотоке с жидкостью, а другая направляется козырьками 7 в отверстия клапанов 3. Благодаря тому, что сумма углов и составляет 90°, козырьки при максимальном открытии клапана располагаются вертикально. При таком положении козырьков в отверстия клапанов направляется максимально возможная доля общего потока газа. Газовые струи, выходящие из отверстий клапана, перекрещиваются с потоком газа, обеспечивается интенсивная турбулизация контактирующих фаз, увеличение запаса жидкости на тарелке и, как следствие, увеличивается поверхность контакта и эффективность массопередачи. Высота козырьков увеличивается в сторону открытия пластин клапанов, что позволяет равномерно распределить газовой поток, выходящий из отверстий в клапане.

I.2. Гидродинамические режимы работы клапанных тарелок с перекрестно-прямоточным движением фаз Процесс массопередачи на контактных устройствах и в аппарате в целом определяется гидродинамической обстановкой. Изучение гидродинамической обстановки позволяет понять причины качественных изменений эффективности, определить диапазон работы, выявить недостатки и направления дальнейшего совершенствования конструкций контактных устройств. Каждый тип тарелок, каждая конструкция имеет свои особенности гидродинамических режимов работы: высота слоя пены, размер и форма пузырей газа и капель и т. д. Режимы работы описываются гидродинамическими характеристиками: удельной поверхностью контакта фаз, задержкой жидкости, объемным газосодержанием, относительной плотностью и высотой дисперсной системы, средним диаметром пузырей или капель [5, с. 157].

Гидродинамическая модель перекрестно-прямоточного движения фаз определяется сочетанием признаков двух видов совместного движения:

перекрестного тока и прямотока. В целом на перекрестно-прямоточной ступени контакта осуществляется перекрестный ток, локальный же контакт между газом и жидкостью происходит в прямотоке [37].

Гидродинамические режимы работы клапанных тарелок с перекрестнопрямоточным движением фаз изучались авторами [36, 37, 40, 42, 53, 58, 64, 73, 94, 96, 97]. Отмечено, что данные тарелки в устойчивой области работают в двух режимах: барботажном и струйном. Ряд исследователей [53, 97] также выделяют переход от барботажного режима к струйному, как отдельный режим (переходный режим). Рассмотрим характерные особенности этих режимов.

Режим взаимодействия фаз, когда газ является дисперсной, а жидкость сплошной фазой, называется барботажным [88, с.224]. В зависимости от особенностей барботажа выделяют пузырьковый и пенный режимы. В работе [58, с. 71-72] на прямоточных тарелках пузырьковый режим наблюдался в области изменения фактора скорости газа от 0,25 кг0,5/(м0,5·с) до 0,58 кг0,5/(м0,5·с). При данном режиме воздух барботировал в виде отдельных пузырьков, которые выходя на поверхность слоя, разрывались, образуя слой подвижной пены. Этот режим характеризуется значительными размерами зон небарботируемой жидкости и небольшим вспениванием [79, с. 300]. При увеличении скорости газа интенсивность барботажа увеличивается. В диапазоне фактора скорости от 1, кг0,5/(м0,5·с) до 1,63 кг0,5/(м0,5·с) автором работы [79] на клапанной тарелке наблюдался пенный режим, при котором газожидкостный слой состоял из пузырьков диаметром 3-5 мм. Как правило, в области барботажного режима лежит максимум статического уровня жидкости [69].

Работа тарелок в режиме барботажа представлена на рис. I.2.1, а [2, с. 103Все пространство между тарелками можно разбить на зону вспененной жидкости I, где в основном происходит массообмен, зону интенсивных выбросов крупных капель III и зону мелких витающих капель IV. Величина удельной межфазной поверхности в барботажной системе изменяется в очень широких пределах и существенно зависит не только от расходов фаз, но и от конструктивных особенностей контактных устройств [5, с. 159]. Например, для переливных контактных устройств на системе вода - воздух удельная поверхность контакта фаз в режиме крупноячеистой пены изменяется в пределах 200-270 м2/м и определяется в основном задержкой жидкости и геометрическими размерами контактного устройства. Переход к подвижной пене сопровождается интенсивным ростом межфазной поверхности до значения 400-700 м2/м3.

Переходный режим характеризуется прорывом газовых факелов через газожидкостный слой, выбросами жидкости в виде струй и брызг [97, с. 96-97]. В работе [58] этот режим называется как пенно-струйный, когда пузырьки газа деформируются, принимая форму эллипсоидов, затем вытягиваясь и превращаясь в струи. При этом режиме разрушается ячеистая пена [80, с. 300]. Межфазная поверхность в режиме подвижной пены и переходной структуры достигает значения 800 м2/м3 [5, с. 159].

В отличие от барботажного при струйном режиме газ является сплошной фазой, а жидкость распределенной. Контакт между фазами осуществляется на поверхности капель и струй, движущихся в межтарельчатом пространстве с большой скоростью [88, с. 225]. Дисперсная система характеризуется наличием значительных газовых пустот, подвижных агрегатов жидкости с мелкими пузырями и циркуляционными токами по высоте слоя [5, с. 119]. Для клапанных прямоточных тарелок в струйном режиме происходит резкое уменьшение запаса жидкости на тарелке [69; 42, с. 58-59]. Для клапанных тарелок с компенсацией прямоточного движения это явление не так значительно [97, с. 96-97].

Рис. I.2.1. Схемы работы тарелок с переливами:

а - тарелки барботажного типа; б - струйные; в - струйные с отбойниками.

Схема работы в струйном режиме показана на рис. I.2.1 б, в. При малых и умеренных нагрузках по жидкости и оптимальных условиях работы вся жидкость находится над тарелкой и движется вместе с газом; при этом над тарелкой у перелива достигается максимальная высота подъема жидкости. Жидкость сливается в переливное устройство главным образом по стенке колонны. Контакт газа и жидкости осуществляется в разреженном газожидкостном слое, состоящем из струи газа и жидкости II [2, с. 103-106]. При больших расходах жидкость движется только по тарелке и слив ее в переливное устройство осуществляется так же, как на барботажной тарелке.

В режиме диспергирования жидкости происходит дальнейшее увеличение поверхности контакта фаз по сравнению с пенным и барботажным режимами [5, с. 159].

I.3. Гидравлическое сопротивление клапанных тарелок с переливными устройствами В специальной литературе можно встретить несколько подходов к расчету гидравлического сопротивления тарелок. Традиционно гидравлическое сопротивление тарельчатых контактных устройств определяют как сумму трех газожидкостного P2; сопротивления P3, связанного с преодолением сил поверхностного натяжения:

Для расчета сопротивления при взаимодействии фаз в прямотоке, а также при перекрестно-прямоточном их движении на контактных устройствах, когда сопротивление удерживаемой жидкости в аппарате или контактном устройстве существенно зависит от расхода и физических свойств газовой фазы, можно использовать и другой подход [5]. В этом случае общее гидравлическое сопротивление рассчитывается как сумма сопротивлений движению газовой фазы в потоке жидкости и дополнительного сопротивления, которое необходимо для того, чтобы компенсировать трение жидкостного потока [5, с. 162]. После преобразования получают зависимость безразмерных комплексов:

где - газосодержание барботажного дисперсного слоя газ-жидкость;

SL=L/G, S=G/L, S=L/G; L –расход жидкости, кг/ч; G –расход газа, кг/ч; µL, G – динамические вязкости жидкости и газа соответственно, Па·с; G, L – плотности газа и жидкости соответственно, кг/м3.

Иногда экспериментальные данные по общему сопротивлению удается описать достаточно простым эмпирическим уравнением. Так, например, в работе [62] получено уравнение общего сопротивления прямоточной клапанной тарелки с перегородкой из просечно-вытяжного листа без переливной планки (P в Па):

для барботажного и переходного режимов для струйного режима где FS – фактор скорости, отнесенный к площади полотна тарелки, кг0,5/(м0,5·с); LV – нагрузка по жидкости, м3/(м·ч).

Но, как правило, гидравлическое сопротивление клапанных тарелок имеет сложную зависимость. Большинство авторов при исследовании сопротивления клапанных тарелок используют аддитивный метод расчета (I.3.1). Данный метод позволяет выделить характерные составляющие сопротивления и изучать их отдельно друг от друга. Уравнения, полученные для каждой составляющей, имеют относительно простой вид, и сумма их дает адекватное уравнение общего гидродинамических характеристик различных тарелок. Рассмотрим каждую составляющую общего сопротивления в уравнении (I.3.1).

Гидравлическое сопротивление сухой тарелки Отличительная особенность зависимости сопротивления сухих клапанных подвижностью главных элементов – клапанов. В связи с этим клапанные тарелки имеют область динамического режим работы (зону саморегулирования). В саморегулирования. По мере увеличения скорости газа они чередуются с зонами, где клапаны тарелки находятся в неподвижном состоянии. В каждой области сопротивление сухой тарелки описывается своим характерным уравнением.

Там где клапаны находятся в неподвижном состоянии, уравнение сопротивления сухой тарелки рассчитывают по известному уравнению местных гидравлических потерь:

где i, — коэффициент местного сопротивления в произвольном i-м сечении газового канала; Wi — скорость газа в этом сечении, м/с; П– плотности газа (пара), кг/м3.

Если взять скорость газа WО в определенном сечении, то уравнение (I.3.5) можно записать в следующем виде [88, с. 238]:

где — общий коэффициент сопротивления тарелки:

Fi, FО — площади поперечного сечения канала для произвольного (i-го) и базового сечений соответственно, м2. Как правило, в качестве базового сечения принимают площадь отверстий в полотне тарелки для прохода газа.

В зоне саморегулирования клапаны находятся между крайним нижним и верхним положениями. Величина открытия клапана зависит от нагрузки по газу.

Чем больше нагрузка, тем больше степень открытия. При этом клапаны могут совершать колебательные движения. Сопротивление тарелки в этой области определяется в основном весом подвижной конструкции – клапана.

Для клапанных тарелок можно предположить, что сопротивление сухой тарелки P1 (мм вод. ст.) слагается из сопротивлений в зазоре под клапаном PК (мм вод. ст.) и в отверстии тарелки PО (мм вод. ст.):

где О – коэффициент местного сопротивления отверстия; К* – коэффициент местного сопротивления канала между полотном и клапаном; WЗ – скорость газа в зазоре между полотном и клапаном, м/с; WO – скорость газа в отверстии тарелки, м/с; Г – плотность газа, кг/м3; g – ускорение свободного падения, м/с2.

Для круглых дисковых клапанов в [82] после преобразований получено уравнение (P1 в мм вод. ст.):

A – коэффициент, зависящий от коэффициента сопротивления в зазоре под клапаном и геометрических параметров тарелки (A=0,14); - высота подъема клапана, мм; DO – диаметр отверстия в тарелке, мм; О – коэффициент местного сопротивления отверстия; WO – скорость газа в отверстии тарелки, м/с; Г – плотность газа, кг/м3; g - ускорение свободного падения, м/с2.

Уравнение (I.3.11) удобно использовать, когда известно значение x, то есть сопротивления в зоне саморегулирования автор [82] предлагает использовать следующее уравнение (P1 в мм вод. ст.):

DK – диаметр диска клапана, мм; q – удельная весовая нагрузка, кг/м2.

Граничные скорости в динамической области WO,i (м/с) определяются из уравнения для условия x=xi:

Автор работы [42, с. 53-56] вывел уравнения для расчета сопротивления в трех зонах (крайнее нижнее и верхнее положения, зона саморегулирования) сухой клапанной прямоточной тарелки и представил их одной формулой (P1 в Па):

где К1=0, К2=1 при Н и К; К1=1, К2=0 при НК;, Н, К – соответственно угол подъема клапана, начальный угол и предельный угол, рад; l – длина пластины клапана, м; l2=(2/3)l1, l2 – расстояние от оси вращения до центра давления, м; N – число клапанов на тарелке; a и b – соответственно длина и ширина отверстия под клапаном, м; – коэффициент сжатия струи; FТ – рабочая площадь тарелки, м2; Fд – площадь распределения давления, м2; РКЛ – вес клапана, Для клапанов более сложной конструкции вывод уравнений (I.3.11) - (I.3.15) значительно усложняется. Поэтому часто для установления влияния параметров клапана на зону саморегулирования используют эксперимент. В итоге обработки саморегулирования клапанных тарелок с компенсированным прямотоком [97, с.77-80] найдено следующее уравнение (P1 в мм вод. ст.):

где mK – масса клапана, кг; SO – площадь отверстия в полотне тарелки, м2;

WP – скорость газа в сечении тарелки, за вычетом площади одного перелива, м/с;

Г – плотность газа, кг/м3; O – относительное свободное сечение тарелки, равное отношению площади всех отверстий к площади сечения колонны за вычетом площади одного перелива.

Аналогичные уравнения получены и в работах [46, 94, 96].

Гидравлическое сопротивление комбинированных тарелок (клапанноситчатых, клапанно-решетчатых) можно рассчитать двумя способами [98, с. 66].

По первому способу сопротивление рассматривается, как сопротивление любого из двух участков с параллельными потоками газа через клапанное устройство и отверстия ситчатого полотна. Второй способ основан на использовании коэффициента сопротивления в целом для тарелки. В работе [98] использован второй подход. В результате для расчета сопротивления сухой клапанно-ситчатой тарелки в зоне саморегулирования предложено следующее уравнение [98, с.75] (P1 в Па):

qP – удельный вес клапана, равный весу клапана отнесенный к площади отверстия под ним, Н/м2; n1 – число отверстий в перфорированных патрубках; d – диаметр отверстий в перфорированных патрубках, м; D0 - диаметр отверстия в полотне под клапаном, м.

Схема для расчета комбинированных тарелок по первому способу представлена на рис. I.3.1. Используя уравнение (I.3.6) можно записать (P1 в Па):

где К, С - коэффициенты гидравлического сопротивления клапана и отверстий ситчатого полотна соответственно; П – плотность пара (газа), кг/м3; QК и QС - расход газа соответственно через клапан и отверстия ситчатого полотна, м3/ч; FK и FС – площадь отверстия под клапаном и отверстий ситчатого полотна, м2.

сопротивления клапанно-ситчатых тарелок.

После проведения ряда преобразований уравнение гидравлического сопротивления сухой клапанно-ситчатой тарелки можно представить в виде:

Из уравнения (I.3.20) можно получить формулу для расчета коэффициента гидравлического сопротивления клапанно-ситчатых тарелок, отнесенного к суммарной площади всех отверстий F=FK+FС [88, с. 241-242]:

Сопротивление газожидкостного слоя на тарелке Наличие слоя жидкости на тарелке оказывает существенное влияние на работу тарелок и величину общего гидравлического сопротивления. Помимо того, что потоку газа непосредственно для прохождения слоя жидкости требуется затратить часть энергии, жидкость еще при этом начинает «занимать» отверстия для прохода газа (провал жидкости), влиять на распределение газа по сечению тарелки. Как правило, исследователи описывают сопротивление газожидкостного слоя эмпирическими зависимостями, вид которых и коэффициенты определяются с помощью эксперимента.

газожидкостного слоя используется ряд методов: аддитивный; через запас жидкости на тарелке; через статическое давление столба жидкости, определяемое по показаниям пьезометрических трубок. Рассмотрим эти подходы более подробно.

газожидкостного слоя. Чем больше запас жидкости, тем больше сопротивление слоя. Но для разных типов контактных устройств связь между запасом жидкости и сопротивлением описывается различными уравнениями. Так в работе [42, с. 65] установлена линейная взаимосвязь между запасом жидкости и сопротивления газожидкостного слоя (P2 в кгс/м2):

Z – запас жидкости на тарелке, кг, FT – рабочая площадь тарелки, м2.

Авторы работы [49] исследовали взаимосвязь между запасом жидкости и гидравлическим сопротивление газожидкостного слоя на пластинчатых тарелках.

Для расчета сопротивления газожидкостного слоя предлагается уравнение (P2 в кгс/м2):

PО=Ж·hО - сопротивление статического слоя жидкости на тарелке, кгс/м2;

Ж – плотность жидкости, кг/м3; hО – запас жидкости на тарелке, м; P – сопротивление, обусловленное силой поверхностного натяжения, кгс/м2; PДЕФ – сопротивление, обусловленное деформацией жидкости при ее дроблении, кгс/м2;

PУСК – сопротивление ускорению капель, кгс/м2.

После преобразований получено уравнение:

При неизменных физических свойствах величина зависит только от скорости газа и плотности орошения. Обработкой опытных данных получены зависимости для расчета величины :

для переходного режима (W/LV0,11,72):

для струйного режима (W/LV0,1 1,72):

W – скорость газа в колонне, м/с; LV – нагрузка по жидкости, м3/(м·ч).

Аддитивный способ определения сопротивления газожидкостного слоя основывается на уравнении (I.3.1). Экспериментально исследуют сопротивление сухой и орошаемых тарелок. Предполагается, что величина P3 мала и ей пренебрегают. Далее сопротивление газожидкостного слоя находят как разность:

Полученные значения сопротивления газожидкостного слоя исследуют в зависимости от различных параметров: скорости газа, нагрузки по жидкости, высоты переливной планки, физических свойств контактирующих фаз и т.д.

На тарелке с трапециевидными клапанами гидравлическое сопротивление газожидкостного слоя P2 (Па) предложено определять по следующим формулам [94, с. 128-135]:

Для барботажного режима работы:

WK – скорость газа в рабочем сечении тарелки (площадь свободного сечения колонны за вычетом одного перелива), м/с; LV – нагрузка по жидкости, м3/(м·ч);

hW – высота переливной планки, мм; A' = 13,9 при hW 40 мм и A' = 44,9 при hW 40 мм.

Для струйного режима работы:

Аналогичное уравнение сопротивления газожидкостного слоя клапанной тарелки от скорости газа в свободном сечении WC (м/с), плотности орошения Lf (м3/(м2·ч)) и высоты переливного порога hП (м) получено в работе [50] (P2 в Па):

аддитивным способом и по пьезометрическим трубкам, близки и имеют схожий характер зависимости от скорости газа [94, с. 31]. Вследствие этого можно предложить, что вид уравнения сопротивления газожидкостного слоя аналогичен виду уравнения для расчета давления столба жидкости. В результате сопротивление газожидкостного слоя на тарелке представляется уравнением [88, с. 242] (P2 в Па):

где К1 - коэффициент аэрации жидкости при барботаже, зависящий от типа тарелки и свойств газожидкостной системы; Ж – плотность жидкости, кг/м3;

hЖ - высота барботируемого слоя жидкости, м; g - ускорение свободного падения, м/с2.

Основной сложностью при определении сопротивления газожидкостного слоя по данному уравнению является нахождение коэффициента аэрации и высоты барботируемого слоя.

Для клапанных тарелок [88] высота слоя жидкости рассчитывается как сумма высоты переливной планки и подпора жидкости на тарелке. Величиной градиента уровня жидкости на тарелке при этом обычно пренебрегают и определяют P2 по уравнению:

Коэффициент аэрации К=0,50-0,66; hOW – подпор жидкости над сливом, м.

Сопротивление слоя жидкости на клапанных тарелках с компенсированным прямотоком автором работы [97, с. 116-120] предлагается рассчитывать следующим образом (P2 в Па):

k – фактор компенсации прямотока; Ж – плотность жидкости, кг/м3; WK – скорость газа в рабочем сечении тарелки (площадь свободного сечения колонны за вычетом одного перелива), м/с; hW – высота переливной планки, м; hOW – подпор жидкости над сливом, м; g – ускорение свободного падения, м/с2.

В уравнение (I.3.32) величина (hW+hOW-) эквивалентна высоте статического столба жидкости.

натяжения Составляющую сопротивления P3 вычисляют по уравнению (P3 в Па):

гидравлический радиус отверстий, через которые газ выходит в жидкость, м; FО – площадь отверстий, через которые газ выходит в жидкость, м2; ПО – периметр отверстий, м.

Обычно величина P3 значительно меньше других составляющих общего сопротивления тарелки и ей пренебрегают в расчетах, считая равной нулю или включая ее в сопротивление газожидкостного слоя [49, 89].

I.4. Провал жидкости. Минимальная допустимая скорость газа При низких скоростях газа на тарелке наблюдается неравномерный режим работы, соответствующий интенсивному провалу жидкости. Данное явление нежелательно, потому что ведет к снижению эффективности тарелки.

Провал обусловлен местными понижениями и повышениями уровня жидкости на тарелке – флуктуациями. В результате таких флуктуаций уровня жидкости на тарелке, когда скорость газа недостаточно велика, часть жидкости будет проваливаться через некоторые отверстия тарелки. При этом жидкость будет течь через те отверстия, над которыми в данный момент имеется максимальный уровень жидкости, а газ будет проходить в местах тарелки, где имеется минимальный уровень жидкости [68].

Природа возникновения пульсационного движения барботажного слоя заключатся в дискретном характере истечения газа из одиночного отверстия в среду с большой плотностью. На амплитуду и частоту пульсаций оказывают влияние скорость газа, плотность орошения, количество жидкости на тарелке, а также ее конструктивные характеристики [63].

Приближенное условие мгновенного локального провала жидкости можно записать в виде [63]:

Ж·hСТ – среднее во времени локальное статическое давление слоя, кгс/м2;

Ж·hСТ' – пульсация локального статического давления, кгс/м2; P – общее гидравлическое сопротивление тарелки, кгс/м2.

При малых скоростях газа, когда тарелка работает неравномерно, наблюдается режим нелокализованного провала жидкости в виде струй [41, с. 62].

В нормальном (равномерном) режиме работы тарелки Ж·hСТ P, что обеспечивает отсутствие непрерывного провала жидкости в любой точке тарелки [63]. В этом режиме наблюдается капельный режим провала, обусловленный пульсационной составляющей [63], а также являющейся результатом просачивания жидкости в зоны разряжения, образующиеся вследствие прохождения потока газа через отверстия в полотне тарелки [41, с. 62].

Так как провал является нежелательным явлением, возникающим при низких скоростях газа, то он лимитирует нижнюю допустимую границу области устойчивой работы по газу. В связи с этим, при изучении диапазона устойчивой работы контактного устройства основной задачей исследования является определение скорости газа, соответствующей максимально допустимой величине провала жидкости. Минимальная допустимая скорость газа может быть определена различными способами [94, с. 34]:

визуально по прекращению провала [33, 51, 53, 69];

гидравлического сопротивления от скорости газа [41, 69];

по допустимой величине относительного провала [69, 87, 94, 97].

В работе [53] исследовался провал жидкости на клапанной прямоточной тарелке с поперечными секционирующими перегородками без переливной планки. Для минимального значения фактора скорости газа, отнесенного к площади контактного полотна, при котором наступал конец провала для тарелок с перегородками из вязаной сетки получено уравнение:

FSКР – минимального значения фактора скорости газа, отнесенного к площади полотна тарелки, кг0,5/(м0,5·с); LV – нагрузка по жидкости, м3/(м·ч).

относительного провала жидкости уменьшалась, но значение минимального фактора скорости газа, при котором наступал конец провала, увеличивалось [53, с. 129].

В работе [51, с. 64-66] так же отмечено, что на величину провала и скорость газа, при которой тарелка вступает в беспровальный режим работы, можно влиять за счет фактора компенсации прямотока. При увеличении угла отгибки лепестка на струйной тарелке и постоянной нагрузки по газу провал жидкости увеличивается. Автор объясняет это тем, что при одинаковой нагрузке по газу с увеличением угла отгибки полное сопротивление уменьшается в основном за счет уменьшения сопротивления сухой тарелки. Высота слоя жидкости в начале тарелки h0 остается практически неизменной. В результате разность Ж g hO P увеличивается и увеличивается провал. Таким образом, граница диапазона устойчивой работы исследованных тарелок перемещается в область больших нагрузок по газу.

Автор работы [41] предлагает определять минимальную допустимую скорость газа по точке перегиба на кривых зависимости провала от скорости газа, соответствующей смене нелокализованного провала на капельный. Поскольку величина провала в капельном режиме незначительна, точку смены режимов можно считать критической, соответствующей нижнему приделу работы исследованных тарелок [41, с. 65]. При обработке опытного материала для удобства автор принимает, что смена режимов наступает, когда величина провал равна 1%. Тогда уравнение минимальной допустимой скорости имеет вид:

WОКР – минимальная допустимая скорость газа в отверстиях тарелки, м/с; Г – плотность газа, кг/м3; P – гидравлическое сопротивление орошаемой тарелки, кгс/м2.

В работах [94, 97] предложены уравнения для расчета минимальной допустимой скорости для клапанных тарелок с компенсированным прямотоком, соответствующей 5% величине провала:

Ж – плотность жидкости, кг/м3; hW – высота переливной планки, м; hOW – подпор жидкости над сливом, м; g – ускорение свободного падения, м/с2; P3 – гидравлическое сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения, Па; – коэффициент сопротивления тарелки потоку газа; коэффициент расхода при истечении жидкости через отверстия тарелки; П – плотность газа, кг/м3; WОЖ – скорость жидкости при ее истечении через отверстия тарелки в отсутствие потока газа, определяемая из уравнения [88, с.247], м/с:

QЖ - объемный расход жидкости на тарелке, м3/ч; FО - площадь свободного сечения контактных элементов, через которые происходит протечка жидкости, м2.

Авторами [94, 97] отмечается, что вес клапана является существенным фактором, влияющим на работу тарелки в неустановившемся режиме и величину минимальной допустимой скорости газа.

I.5. Межтарельчатый унос жидкости Унос жидкости является важной характеристикой, определяющей верхний предел устойчивой работы тарелок по газу [52]. При работе тарелок происходит образования двух видов капель: за счет кинетической энергии восходящего газа и вследствие освобождения поверхностной энергии при разрыве пузырьков [85; 84, с. 484-485]. При малоинтенсивных режимах взаимодействия фаз, унос жидкости по массе состоит в основном из мелких витающих капель, размеры которых составляют 5-10 мкм [5, с. 169]. При этом основная масса образующихся капель, имеющих скорость витания большую, чем скорость газа в колонне, выносится в надслоевое пространство, затем, потеряв кинетическую энергию, возвращается в барботажный слой [94, с. 136]. Количество брызг, уносимых путем подхватывания (транспортирования), не зависит от расстояния между тарелками, так как слияние и дробление капель в полете почти не происходят [84]. В этой области уноса скорость газа, отнесенная к рабочей площади тарелки, является основным фактором, определяющим величину уноса [59, с. 117-122].

С увеличением скорости газа возрастают высота подбрасывания и максимальный размер капель [84]. Размеры капель достигают 3-6 мм [5, с. 169]. В этой области уноса роль подхватывания мала [84] и 80-90% всей массы капель, находящихся в межтарельчатом пространстве, попадает туда путем подбрасывания. В данной области уноса определяющими факторами являются скорость газа и высота сепарационного пространства [59].

Количество жидкости, увлекаемое потоком газа, зависит от конструкции контактного устройства, гидродинамического режима движения потоков и физических свойств газожидкостной системы [5, с. 169]. Исследование уноса жидкости из-за сложности самого механизма, как правило, ограничивается эмпирическим описанием процесса. В специальной литературе для различных тарелок приведены эмпирические уравнения уноса жидкости в зависимости от различных факторов.

Наиболее простым и в тоже время достаточно надежным является такой способ обработки опытных данных, по которому относительный унос жидкости представляется в виде степенного одночлена, как функции от скорости газа в газожидкостном слое, запаса жидкости на тарелке и расстояния между тарелками [5, с. 170]. Действительно большинство исследователей при описании уноса используют модель, представляющую степенной одночлен от влияющих на унос факторов. Данные модели позволяют с достаточной точностью рассчитывать значения уноса и допустимые скорости газа для определенных контактных устройств.

Как было отмечено выше, основным фактором, влияющим на унос жидкости, является скорость газа. Показатель степени при скорости газа в уравнениях для различных тарелок варьируется в широких пределах. Так опытные значения уноса жидкости с клапанных тарелок [50] пропорциональны скорости газа в степени 1,1. В работе [51, с. 86] для струйных тарелок с компенсированным прямотоком показатель степени достигает 4,7. Существенно на унос жидкости влияет также высота сепарационного пространства. Например, для клапанных тарелок в работе [46] данные по уносу для всех систем обобщаются уравнением:

e – относительный унос жидкости на вышележащую тарелку, кг жидкости/кг газа; W – скорость газа в колонне, м/с; HC=HT-HГ-Ж – высота сепарационного пространства, м; HT – расстояние между тарелками, м; HГ-Ж – высота газожидкостного слоя на тарелке, м.

В ряде работ вместо высоты сепарационного пространства в уравнение уноса включают расстояние между тарелками. Так унос жидкости (кг жидкости/кг газа) на тарелках с трапециевидными клапанами предлагается рассчитывать по уравнению [94, с. 138]:

W – скорость газа в колонне, м/с; HT – расстояние между тарелками, м; LV – нагрузка по жидкости, м3/(м·ч).

Большое распространение получил также способ обработки опытных данных по уносу жидкости в зависимости от комплекса W/HC [5, с. 172].

Например, уравнение уноса жидкости (кг жидкости/кг газа) на пластинчатой тарелке имеет вид [64]:

W– скорость газа в рабочем сечении колонны, м/с; HС – сепарирующее пространство, м:

H С H T H Г Ж

HT – расстояние между тарелками, м; HГ-Ж - высота газожидкостного слоя на тарелке, м:

l – длина тарелки, м; L - орошение, отнесенное к рабочей площади тарелки, м3/(м2·ч).

Нагрузка по жидкости влияет неоднозначно. С одной стороны, рост нагрузки по жидкости увеличивает массу жидкости на тарелке, что приводит к более интенсивному гашению скорости газового потока, а также затруднению выбросов крупных масс жидкости на вышележащую тарелку. С другой стороны, увеличивается высота слоя жидкости и уменьшается высота сепарационного пространства [52].

Влияние физических свойств контактирующих фаз отражено вводом в уравнение уноса различных коэффициентов, осуществляющих, как правило, переход от системы «вода-воздух» к другим системам. В работе [67, с. 168-202] рассмотрено комплексное влияние физических свойств газожидкостного слоя на унос. Описано влияние плотности, вязкости газожидкостной системы, а также учитывающие свойства пара (газа) и жидкости, позволяющие пересчитывать величину уноса, полученную для данной системы, на другие. Значение относительного уноса для различных тарелок может быть найдено из обобщенного уравнения [67, с. 218-219] (для скоростей воздуха в свободном сечении колонны 1-3 м/с):

e – относительный унос жидкости на вышележащую тарелку, кг жидкости/кг газа; WK – скорость газа в свободном сечении колонны, м/с; HT – расстояние между тарелками, мм; — доля зеркала барботажа; к — коэффициент, учитывающий глубину барботажа, мм; A, n – коэффициенты, учитывающие конструктивные параметры тарелки (при HT400 мм: A=9,48·107, n=4,36; при HT400 мм: A=0,159, n=0,95); mW и m - коэффициенты, учитывающие влияние физических свойств жидкой и газовой фаз на унос и определяемые по уравнениям:

где - поверхностное натяжение жидкости, кг/м; П – плотность газа, кг/м3;

Ж – плотность жидкости, кг/м3; П - динамическая вязкость газа, (кг·с)/м2.

Величины со штрихом относятся к системе «воздух-вода» при 20°С и 101,3 кПа.

устройствах В технологическом расчете тарельчатых аппаратов при переходе от эффективности массопередачи контактного устройства, зависящие от модели механизма массопередачи, модели гидродинамической структуры потоков, модели учета уноса жидкости, уравнения состояния, физических свойств фаз, высоты пены. Например, влияние уноса на ситчатых тарелках исследовалось в эффективностей тарелки, работающей с уносом и без, предложено определять из следующего соотношения:

– фактор разделения; G, L – мольные потоки газа и жидкости, кмоль/с; m тангенс угла наклона касательной к линии равновесия; e - относительный унос жидкости, кг жидкости/кг газа; EOG – локальная эффективность массопередачи по газу.

Авторами [66] исследовано комплексное влияние уноса и провала на эффективность тарелки. В итоге получены соотношения аналогичные уравнению (I.6.1).

Исследование влияния на эффективность тарелки уноса и провала, физических свойств взаимодействующих фаз, гидродинамической структуры газожидкостного течения, характеризующейся продольным перемешиванием, поперечной неравномерностью, байпасными потоками и застойными зонами, требует колоссальных затрат. В ряде случаев исследователи ограничиваются эмпирическим описанием эффективности тарелки, полученной на лабораторных установках.

Так в работе [94] исследована массопередача на тарелке с трапециевидными клапанами. Автором было установлено, что рост скорости газа повышает турбулизацию жидкости на тарелке и увеличивает межфазную поверхность. В результате с ростом скорости газа эффективность тарелки увеличивается [94, с.

142-144]. Противоположным образом влияет нагрузка по жидкости. С ростом нагрузки по жидкости эффективность снижается. Автор объясняет это уменьшением времени пребывания жидкости в контактной зоне. Также исследовано влияние переливной планки на эффективность тарелки. Отмечено, что с увеличением высоты переливной планки эффективность растет вследствие увеличения запаса жидкости на полотне тарелки. В результате обработки данных получено уравнение для определения эффективности массопередачи по Мерфри в жидкой фазе [94, с. 144]:

EML – общая эффективность массопередачи по жидкости, доли единиц; LV – нагрузка по жидкости, м3/(м·ч); hW – высота переливной планки, м; WK – скорость газа в рабочем сечении тарелки, равной площади свободного сечения колонны за вычетом площади одного перелива, м/с.

Известно представление эмпирических зависимостей, полученных после обработки экспериментальных данных, через коэффициенты массоотдачи или коэффициенты массопередачи [41, 65, 89, 90, 96].

Так, например, в работе [65] на пластинчатых тарелках коэффициенты массоотдачи по жидкой и газовой фазам представлены в зависимости от режимных параметров. В уравнение также включена величина сопротивления газожидкостного слоя PГ-Ж. В итоге получено:

для переходного режима для капельного режима kG, kL - коэффициенты массоотдачи в газовой и жидкой фазах соответственно, м/ч; PГ-Ж - сопротивления газожидкостного слоя, кг/м2; L – плотность орошения, м3/(м2·ч); W – скорость газа в рабочем сечении тарелки, м/с.

поверхности представляет немалые трудности, при обработке экспериментальных массоотдачи, отнесенные к рабочей площади тарелки, объему фазы или газожидкостного слоя [5, с. 89].

Так в работе [96] получена зависимость коэффициента массопередачи KGf (м/ч), отнесенного к рабочей площади тарелки, от скорости газа в рабочем сечении тарелки WK (м/с) и высоты статического слоя жидкости hСТ (мм):

для равномерного режима:

для режима фонтанирования:

Аналогичные результаты были получены в работе [89] на ситчатых тарелках. Автор отмечает, что на величину коэффициента массопередачи, отнесенного к единице площади тарелки, влияют лишь скорость газа в колонне, являющаяся характерной скоростью, и высота статического уровня жидкости – характерный линейный размер, на который влияет конструкция тарелки, нагрузка по жидкости и высота переливной планки. После обработки экспериментальных данных по массопередаче на ситчатой тарелке получено:

KГ·a – коэффициент массопередачи по газовой фазе, отнесенный к единице площади тарелки, м/ч; WK – скорость газа в колонне, м/с; hCT – статический уровень жидкости на тарелке, мм.

Автор работы [89] также представляет результаты обработки данных по массопередаче через число единиц переноса в газовой фазе:

FT/FK – отношение площади перфорированной части тарелки (относительно которой вычисляется коэффициент массопередачи KГ·a) к поперечному сечению колонны (относительно которого вычисляется скорость газа WK).

ГЛАВА II. ОБЪЕКТ ИССЛЕДОВАНИЯ. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ

УСТАНОВКА. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

II.1. Объект исследования Объектом исследования диссертационной работы является новая прямоточная клапанно-ситчатая тарелка [78]. Фото исследуемой тарелки представлено на рис. II.1.1, конструкция полотна тарелки - на рис. II.1.2. Полотно тарелки 1 представляет стальную пластину размером 650х180х2 мм. В полотне сделаны двенадцать отверстий 2 под клапаны, а также два прямоугольных выреза, которые предназначены для переточных устройств. Вырез 3 выполнен для приемного кармана, вырез 4 – для перетока жидкости на нижележащую тарелку.

Полотно тарелки прикрепляется к приемному карману болтами с помощью своей отогнутой части. Аналогичным образом крепятся переливная планка и сливная перегородка.

конструкции.

Клапаны тарелки (рис. II.1.3, рис. II.1.4) устанавливаются в отверстия полотна. По длине пути жидкости образуется восемь рядов по два и один клапан в смежных рядах. Шаг между клапанами (расстояние между рядами)- 50 мм.

Расстояние между клапанами - 80 мм.

Рис. II.1.2. Полотно тарелки.

Рис. II.1.3. Клапан исследуемой тарелки.

Рис. II.1.4 Клапан исследуемой тарелки.

Конструктивные параметры клапана новой тарелки оптимальны и выбраны по следующим критериям:

1. Надежность и равномерность работы. При переменных нагрузках по газу и жидкости, неравномерности распределения газового потока по сечению колонны новая тарелка обеспечивает правильное регулирование свободной поверхности для выхода газа благодаря оптимальным размерам ножек клапана, исключающих возможность перекоса клапанов.

2. Минимизация провала жидкости на новой тарелке достигается язычковой формой клапана, а также особенностью подъема клапанов. При подъеме клапан преимущественно поворачивается вокруг основания язычка.

Такая конструкция препятствует залипанию клапанов и исключает возможность значительного провала жидкости через данные клапаны.

взаимодействующих фаз реализуется на новой тарелке за счет:

а. наличия козырьков, отогнутых в направлении противоположном открытию пластины клапана;

б. углов максимального открытия пластины клапана и отгибки козырьков, сумма которых равна 90;

в. переменной высоты козырьков, увеличивающейся в сторону открытия пластины клапана;

г. максимизации площади просечек на поверхности пластины клапана в условиях следующих ограничений:

- требуемой прочности конструкции клапана при изготовлении и работе;

- возможности засорения просечек (применение просечек с шириной менее 5 мм нецелесообразно).

В настоящей работе также проводили сопоставление гидродинамических и массообменных характеристик новой тарелки с характеристиками прямоточной клапанной тарелки. Данная тарелка разработана ВНИИНЕФТЕМАШ. Клапан прямоточной клапанной тарелки представляет круглый диск с одной задней ножкой и двумя направляющими (рис. II.1.5).

Рис. II.1.5 Клапан прямоточной клапанной тарелки.

Прямоточная клапанная тарелка выбрана в качестве объекта сравнения по следующим причинам:

1. Прямоточная клапанная тарелка в настоящее время успешно используется в промышленных процессах нефтепереработки и нефтехимии, что говорит о конкурентоспособности данной тарелки среди множества современных контактных устройств.

2. Тарелки ПКС и ПК отличаются друг от друга только конструкцией клапана. Поэтому сопоставление гидродинамических и массообменных характеристик позволит непосредственно оценить эффект от сочетания свойств прямоточных клапанных и ситчатых тарелок.

3. Модернизация промышленных колонн с прямоточными клапанными тарелками с целью улучшения четкости разделения и (или) увеличения выхода целевых продуктов может быть осуществлена путем замены внутренних контактных устройств. В случае установки тарелок ПКС вместо ПК капитальные затраты минимальны, так как требуется выполнить замену только клапанов тарелок. Таким образом, сопоставление гидродинамических и массообменных характеристик тарелки ПКС с характеристиками тарелки ПК в лабораторных условиях позволит получить необходимую информацию для принятия соответствующих инвестиционных решений.

Основные параметры тарелок представлены в таблице II.1.1.

Таблица II.1.1. Геометрические параметры тарелок.

Число рядов клапанов по направлению Размеры приемного кармана (длина х Площадь поперечного сечения Площадь всех отверстий, м Площадь поперечного сечения колонны без учета площади одного перелива, м II.2. Описание экспериментальной установки Фото экспериментальной установки представлено на рис. II.2.1, схема установки - на рис. II.2.2. Колонна представляет набор металлических царг, соединенных между собой болтами. Стенки царг выполнены из оргстекла, благодаря которым можно визуально наблюдать за работой исследуемых тарелок.

Свободное сечение колонны - 630х160 мм (0,1008 м2). Конструкция колонны в зависимости от задач исследования позволяет устанавливать одну или две тарелки, менять межтарельчатое расстояние. Тарелки располагаются между царгами. Царги по периметру обжимаются болтами. Это фиксирует тарелки в нужном положении и придает герметичность колонне. В колонну врезаны отборы давления, которые подключены к блоку водяных дифференциальных манометров DD2p. Манометрами измерялось давление на входе в колонну и перепад давления на тарелках TR1, TR2. Колонна устанавливается на бак. Конструкция бака предусматривает наличие воздухораспределителя DR1, отсека для сбора провала и штуцера для его отвода, прямого указателя уровня LM, гидрозатвора с краном V12.

Воздух в колонну подается с помощью компрессоров C1, C2. Для сброса избыточного воздуха предусмотрена задвижка V3. Воздух из ресивера R1 в ресивер R2 может поступать по трем трубопроводам диаметром 50, 125, 400 мм, на которых установлены диафрагмы D1, D2, D3 соответственно. Из ресивера R воздух поступал через распределитель DR в колонну.

Измерение расхода воздуха осуществлялось с помощью диафрагм D1, D2, D3, каждая из которых предназначена для определенного диапазона нагрузок. На диафрагме D1 работа велась в диапазоне от 50 до 150 м3/ч, на диафрагме D2 – от 150 до 800 м3/ч и на диафрагме D3 – от 800 до 1200 м3/ч. На линии воздуха установлен блок водяных дифференциальных манометров DD1p, измеряющих манометрическое давление до диафрагм и перепад давления на диафрагмах.

Термометрами T1 и T2 измерялись температуры до и после диафрагм.

Рис. II.2.1. Экспериментальная установка.

Рис. II.2.2. Схема экспериментальной установки:

C1, C2 – компрессоры; P1 – насос; TR1, TR2 – тарелки; R1, R2 – ресиверы; E1 –бак; E2 – емкость для сбора провала; E3 – емкость для трассера; A1 – абсорбционная колонна; DR1 – распределитель воздуха; DR2 – распределитель трассера; LM – уровнемер; O – отбойник; D1, D2, D3 – диафрагмы; DD1p, DD2p – блоки дифференциальных манометров; T1, T2 – термометры; DFF – расходомер; V1-V19 – запорная арматура.

Температура T2 принималась также за температуру газа в модели. Расход воздуха определялся по формуле, м3/ч:

где C – коэффициент, зависящий от диафрагмы, значения которого представлены в таблице II.2.1.

Таблица II.2.1. Значение коэффициента C.

Вода в колонну могла поступать от водопровода или подаваться с помощью центробежного насоса P1. При первом варианте осуществлялась проточная схема движения воды, при втором – циркуляционная схема.

Расход воды измерялся электромагнитным расходомером DFF. Диапазон измерений расходомера от 0,5 до 30 м3/ч.

II.3. Методика исследования провала жидкости Исследование провала жидкости проводилось на основной тарелке TR (рис. II.2.2) на системе «вода-воздух» при установившемся режиме работы тарелки. В ходе эксперимента жидкость, провалившаяся через отверстия тарелки TR1, попадала в специальный отсек, откуда она практически без задержки поступала по трубопроводу диаметром Ду50 в емкость E2. Емкость E представляет оттарированную цилиндрическую колонну из оргстекла высотой около 1 м и вместимостью более 10 л. Из E2 жидкость удалялась через гидрозатвор при открытом шаровом кране V8.

Эксперимент проводился следующим образом. Вначале устанавливался режим работы тарелки, характеризующийся постоянством расходов жидкости и газа. Проваливающаяся жидкость при этом непрерывно выводилась из системы через открытый кран V8. Далее кран закрывали и замеряли время, необходимое для заполнения жидкостью определенного объема. По полученным данным определяли величину провала жидкости QП в м3/ч. Для каждой опытной точки проводили три измерения, для дальнейшей обработки данных использовалось среднее значение провала.

В данной работе исследовалось влияние на провал жидкости фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки ФР, нагрузки по жидкости LV и высоты переливной планки hW.

II.4. Методика исследования уноса жидкости с тарелки Унос жидкости исследовался фотоколориметрическим методом. Данный метод не нарушает режим работы тарелки и является одним из наиболее точных способов измерения уноса жидкости [70].

Испытания проводились на системе «вода-воздух». В ходе опытов воздух в колонну подавался компрессором через распределитель DR-1 под нижнюю тарелку TR-1 (рис. II.4.1). Вода поступала из сети на верхнюю тарелку TR-2.

Далее жидкость проходила последовательно верхнюю и нижнюю тарелку, затем попадала в бак, откуда выводилась из системы. Насыщенный раствор красителя подавался из емкости E-3 в приемный карман нижней тарелки через распределитель DR-2. Благодаря DR-2 трассер равномерно распределялся по поперечному сечению потока жидкости. При работе колонны часть жидкости с нижней тарелки уносилась на верхнюю и окрашивала жидкость на ней. За переливами тарелок находились отборы проб, которые представляют корытца размером 150х10х25 мм. Отобранная жидкость выводилась из колонны и собиралась в колбы объемом 0,5 л. Из кармана верхней тарелки отбиралась также «холостая» проба жидкости X0. «Холостая» проба была необходима для дальнейшего измерения концентрации красителя в рабочих пробах X1, X2 на фотометре «Эксперт-003».

Рис. II.4.1. Схема экспериментального стенда:

TR1, TR2 – тарелки; E2 – емкость для сбора провала; E3 – емкость для трассера; DR1 – распределитель воздуха; DR2 – распределитель трассера.

Величина уноса жидкости определяется из материального баланса верха колонны (рис. II.4.2). Запишем уравнения материального баланса:

по жидкости по красителю где C1, C2 – концентрации красителя в пробах X1, X2, мг/л; L – расход жидкости, поступающий на тарелку TR-2, кг/ч; Le – количество жидкости, уносимое с нижней тарелки TR-1 на верхнюю тарелку TR-2, кг/ч; Lx – количество жидкости, уходящее с тарелки TR-2 на тарелку TR-1, кг/ч; Ly – количество жидкости, безвозвратно покидающее экспериментальную колонну, кг/ч.

Рис. II.4.2. К расчету величины уноса жидкости.

Решая совместно эти два уравнения, находим количество жидкости, уносимое на верхнюю тарелку:

Окончательно для величины относительного уноса жидкости с тарелки получаем:

G - расход газа, поступающего в экспериментальную колонну, кг/ч.

Данная формула была использована в работе для определения опытных значений относительного уноса.

В качестве красителя был выбран метиленовый голубой индикатор.

Преимуществом данного красителя является то, что присутствие красителя даже в сотых долях миллиграмма в литре фиксируется фотометром.

Определение концентраций красителя в растворах осуществлялось с помощью фотометра «Эксперт–003». Фотометр представляет собой оптикоэлектронное устройство, принцип работы которого основывается на линейной зависимости оптической плотности раствора и концентрации красителя.

Фотометр измеряет интенсивность световых потоков, прошедших через холостой F0 и исследуемый F растворы. Оптическая плотность определяется по формуле:

Рис. II.4.3. Кривая спектра поглощения.

Фотометр работает на определенных длинах волн, соответствующих длинам волн выбранных светодиодов. Поглощение раствором световых потоков с разными длинами волн неодинаково. Поэтому полезно определить длину волны, на которой будет достигаться наибольшая чувствительность прибора к данному красителю, т.е. будет наблюдаться максимум поглощения светового потока. С метиленового голубого индикатора и построена кривая спектра поглощения (рис.

II.4.3).

Максимум поглощения приходится на длину волны 663 нм. Наиболее близкий к этому значению предлагаемый фирмой-изготовителем светодиод имеет длину волны 655 нм. Данный светодиод использовался в опытах.

При определении концентраций на фотометре применялись две кюветы с длиной оптического пути 10 и 50 мм. Кювета с длиной оптического пути 10 мм использовалась для растворов, отбираемых с нижней тарелки, кювета с длиной оптического пути 50 мм – для проб с верхней тарелки. Это делалось для того, чтобы увеличить диапазон измерения концентраций и повысить чувствительность метода исследования. Предварительно перед началом экспериментов были приготовлены растворы с различными концентрациями красителя. По данным растворам выполнена калибровка: построены и сохранены в памяти прибора торировочные прямые зависимости концентрации красителя от оптической плотности для каждой из используемых кювет. В опытах до проведения измерений концентраций красителя на фотометре в меню прибора выбирался нужный график, соответствующей определенной кювете.

Исследование уноса жидкости с тарелки в диссертационной работе проводилось в зависимости от WР, HT, LV, hW.

II.5. Методика исследования массопередачи На тарелке исследовали эффективность массопередачи при десорбции углекислого газа из воды воздухом.

Концентрацию углекислого газа определяли по значению pH воды с помощью специального графика (экспериментальной зависимости). График показан на рис. II.5.1 и представляет опытную зависимость концентрации карбонат– и бикарбонат–ионов в воде k от значения pH.

Построение графика (вывод экспериментальной зависимости) состояло из следующих этапов:

1. Подготовка проб. Вначале к воде, взятой из сети, подмешивалось определенное количество карбоната натрия NaHCO3, так чтобы его концентрация составляла ~ 5 моль/м3. Добавление карбонат натрия позволяло увеличить наклон кривой зависимости k от значения pH, тем самым увеличивая чувствительность используемого метода определения концентраций карбонатов и бикарбонатов в воде. Качество воды, взятой из сети, в экспериментах считалось постоянным.

Далее непосредственно подготавливались растворы с различными концентрациями карбонатов и бикарбонатов. Это достигалось различным временем насыщения растворов углекислым газом.

Рис. II.5.1. Кривая зависимости концентрации карбонат- и бикарбонатионов k (моль/л) от значения pH раствора.

2. Определение значения pH исследуемых растворов осуществлялось на pH–метре «Эксперт–001».

3. Определение концентрации карбонатов и бикарбонатов в растворе.

В опытах было установлено, что при любых значениях удельного расхода десорбирующего агента (при любом отношении расхода жидкости и расхода газа, устанавливаемых в опытах) раствор воды с углекислым газом, находящийся в равновесии с воздухом, уходящим с тарелки, имеет значение pH=8,45. Из этого следует, что угол наклона касательной к кривой равновесия близок к 90, и константа фазового равновесия углекислого газа K достаточно велика. В специальной литературе приводятся значения K, имеющие порядок 103. Поэтому можно принять равновесную концентрацию участвующего в массообмене углекислого газа в воде равной 0.

Между тем было установлено, что концентрация ионов карбоната в воде с pH=8,45 отлична от нуля и имеет постоянное значение. В соответствии с этим была принята следующая модель, описывающая процесс десорбции углекислого газа из воды. В исследуемой жидкости есть карбонаты и бикарбонаты, которые участвуют в процессе массопередачи и которые не участвуют. Количество карбонатов и бикарбонатов, не участвующих в массообмене, соответствуют количеству карбонатов в пробе воды со значением pH=8,45.

бикарбонатов в воде был использован хлорид стронция. Бикарбонат стронция нерастворим в воде, поэтому количество ионов стронция, пошедшее на образование нерастворимой соли, будет равно количеству карбонатов и бикарбонатов. Таким образом, задача нахождения количества карбонатов и бикарбонатов сводится к нахождению количества ионов стронция, пошедших на образование SrCO3. Данное количество находится титрованием щелочью. Вначале к пробе объемом 50 мл добавляли избыток раствора хлорида стронция. Затем характеризовался значительным скачком величины pH). Концентрация карбонатов и бикарбонатов в воде определялась по формуле (k в моль/л):

NNaOH – количество молей щелочи, пошедших на титрование; V – объем пробы воды, л.

4. Обработка полученных экспериментальных данных. Для описания зависимости концентрации карбонат– и бикарбонат–ионов от величины pH предложена модель (k в моль/л):

A, B, pHO - коэффициенты регрессии.

экспериментальных данных, определены коэффициенты регрессии (приложение Д). В результате уравнение (II.5.2) принимает вид (k в моль/л):

По полученной зависимости построена кривая концентраций k от значения pH раствора (рис. II.2.1).

Формула (II.5.3) пригодна для расчета общего количества карбонатов и бикарбонатов. Концентрацию ионов карбонатов и бикарбонатов (углекислого газа), участвующих (участвующего) в массообмене, можно получить вычитанием из k количества карбонатов и бикарбонатов, не участвующих в массообмене. То есть:

Эксперименты по определению эффективности массопередачи в жидкости проводили в колонне с одной исследуемой тарелкой TR-1. Схема установки представлена на рис.II.2.2. Вначале полностью заполняли систему водой из сети.

Емкость системы ~ 590 л. Затем добавляли карбонат натрия NaHCO3, так чтобы его концентрация в воде составляла ~ 5 моль/м3. Для перемешивания воды с содой включали насос P1 и циркулировали воду по схеме «бакP1бак» в течение 3- мин. Следующим этапом было насыщение воды углекислым газом. Для этого, не прерывая циркуляцию, часть воды направляли от насоса P1 через абсорбционную колонну A1. Вода из A1 попадала в емкость Е1, а затем стекала в бак. После наладки схемы «бакP1A1Е1бак» начинали подавать в поток воды на входе A1 углекислый газ из баллона. Время насыщения составляло около 15 мин, в результате достигалась концентрация углекислого газа ~ 8-12 моль/м3. Далее начинали подавать жидкость в колонну, при этом углекислый газ небольшим потоком продолжал подаваться в колонну A1 для восстановления концентрации CO2. После вывода колонны на заданный режим работы отбирали пробы воды на входе ХН и на выходе ХК с тарелки. Далее определяли величину pH отобранных проб. По формуле II.5.3 находили концентрацию k в пробах.

Рис. II.2.2. Схема экспериментального стенда:

TR1 – тарелка; E1 – емкость; E2 – емкость для сбора провала; DR1 – распределитель воздуха; P1 – насос; A1 – абсорбционная колонна; DF – расходомер; XН, XК – пробы воды, поступающей на тарелку и уходящей с тарелки.

Уравнение эффективности массопередачи по жидкости имеет вид:

X* — концентрация углекислого газа в воде, находящейся в равновесии с воздухом, уходящим с тарелки.

Так как константа фазового равновесия K (yK=K·X*; yK - средняя концентрация углекислого газа в воздухе, уходящего с тарелки) имеет порядок 103, то можно принять, что X*=0 и формула (II.5.1) перепишется в виде:

Используя уравнение (II.5.4) формулу (II.5.6) можно переписать в виде:

k(pHН), k(pHК) – концентрация карбонатов и бикарбонатов на входе и на выходе с тарелки соответственно, моль/л.

Уравнение II.5.7 использовано в работе для нахождения опытных значений эффективности тарелки по жидкости.

В диссертации проводили исследование влияния на эффективность тарелки от фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки ФР, нагрузки по жидкости LV, высоты переливной планки hW. На одной опытной точке, то есть при определенном наборе ФР, LV, hW, проводили два отбора. Для дальнейшей обработки бралась средняя величина эффективности.

ГЛАВА III. ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКАЯ ЧАСТЬ. ИССЛЕДОВАНИЕ

ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ И МАССООБМЕННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК

ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ ТАРЕЛКИ НОВОЙ

КОНСТРУКЦИИ

III.1. Исследование гидравлического сопротивления сухой тарелки Зависимость гидравлического сопротивления прямоточной клапанноситчатой тарелки новой конструкции от фактора скорости газа в рабочем сечении колонны показана на рис III.1.1.

Рис. III.1.1. Зависимость P1 от ФР:

1 - экспериментальные значения сопротивления сухой тарелки; 2 зависимость сопротивления по уравнению (III.1.10).

Как видно, эта зависимость имеет три характерные области. При малых скоростях газа клапаны находятся в нижнем положении (участок I). Газ проходит через просечки в клапане и начальный зазор между клапаном и плоскостью тарелки. Гидравлическое сопротивление тарелки пропорционально квадрату скорости газа. При достижении значения фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки ФI-II сила, действующая на клапан со стороны газа, становится равной его весу, и клапан начинает подниматься. Такой режим работы тарелки называется режимом саморегулирования. Визуально было отмечено, что в этом режиме все клапаны на тарелке совершают плавные непрерывные колебательные движения, отличающиеся по фазе и амплитуде. С увеличением нагрузки по газу клапаны поднимаются выше, увеличивая свободную поверхность для выхода газа.

Это происходит до того момента, когда клапаны не поднимутся в крайнее верхнее положение, что соответствует значению фактора скорости газа ФII-III. Далее сопротивление в этой области растет пропорционально квадрату скорости газа (участок III).

Для участка I зависимость гидравлического сопротивления описывается уравнением:

где зак – коэффициент сопротивления тарелки с закрытыми клапанами, отнесенный к скорости газа в отверстиях полотна тарелки; g – ускорение свободного падения, м/с2.

гидравлического сопротивления тарелки для участка I: зак=16,12. Уравнение III.1.1 принимает окончательный вид:

В зоне саморегулирования зависимость гидравлического сопротивления от фактора скорости газа описывается также уравнением местных гидравлических потерь. Но в отличие от стационарных положений клапанов в динамическом режиме работы тарелка имеет непостоянный коэффициент гидравлического сопротивления:

где сам – коэффициент сопротивления тарелки в зоне саморегулирования, отнесенный к скорости газа в отверстиях полотна тарелки и зависящий от положения клапана.

В связи с тем, что конструктивные параметры и вес клапана тарелки в работе неизменны, можно заключить, что положение клапана однозначно определяется величиной фактора скорости газа. Проанализировав опытные зависимости коэффициента сопротивления тарелки в зоне саморегулирования от фактора скорости газа, для нахождения значений сам в зависимости от ФР в работе предложено эмпирическое уравнение:

А, B, C - коэффициенты регрессии.

В программе Statistica был выполнен регрессионный анализ (приложение А). В итоге получено уравнение сопротивления для участка саморегулирования:

Зависимость гидравлического сопротивления сухой тарелки для участка III описывается уравнением:

где отк – коэффициент сопротивления тарелки с полностью открытыми клапанами, отнесенный к скорости газа в отверстиях полотна тарелки.

сопротивления тарелки для участка III: отк=3,24. Подставляя значение отк в уравнение III.1.6, получаем:

После того, как были найдены расчетные уравнения гидравлического сопротивления сухой тарелки, уточнены граничные значения существования режимов работы тарелки из условий:

После решения уравнений получены следующие граничные значения фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки:

ФI-II=1,00 кг0,5/(м0,5·с), ФII-III=2,43 кг0,5/(м0,5·с) Общее уравнение гидравлического сопротивления сухой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки новой конструкции P1 (мм вод.ст.) принимает вид:

Средняя погрешность значений гидравлического сопротивления сухой тарелки, рассчитанных по уравнению (III.1.10), составляет 1%. На рис. III.1. показана корреляция экспериментальных и расчетных значений коэффициента сопротивления сухой тарелки, отнесенных к скорости газа в отверстиях полотна тарелки.

На основе исследования сопротивления сухой прямоточной клапанноситчатой тарелки новой конструкции в работе предлагается уравнение (III.1.11) использовать, как общее уравнение сопротивления сухих прямоточных клапанноситчатых тарелок:

Неизвестные коэффициенты в данных уравнениях определяются после конструкции тарелки. Границы существования режимов находятся по уравнениям, аналогичным (III.1.8) и (III.1.9).

Рис. III.1.2. Корреляция между расчетными (Р) и опытными (ЭКСП) значениями коэффициента гидравлического сопротивления тарелки, отнесенного к скорости в отверстиях полотна тарелки.

III.2. Исследование гидродинамических режимов работы орошаемой тарелки Исследование работы прямоточной клапанно-ситчатой тарелки проводилось на системе «вода-воздух» в следующем диапазоне режимных и конструктивных параметров:

фактор скорости газа ФР: 0,3–3,7 кг0,5/(м0,5·с);

нагрузка по жидкости LV: 4,9 – 50,0 м3/(м·ч);

высота переливной планки hW: 0 – 0,08 м.

Наблюдая за работой тарелки в исследуемом диапазоне, по мере увеличения скорости газа в колонне установлено наличие пяти гидродинамических режимов:

режим интенсивного провала жидкости;

режим интенсивного уноса.

Режим интенсивного провала жидкости характеризуется тем, что жидкость вследствие низкой скорости газа проходит через просечки в клапанах, преимущественно в начале тарелки. Клапаны при этом находятся в крайнем нижнем положении, и тарелка работает минимальным свободным сечением в перекрестном токе. Несмотря на наличие провала жидкости, на тарелке наблюдается барботажный слой, в том числе небольшой слой ячеистой пены.

Высота пены зависит от высоты слоя жидкости на тарелке. Чем выше нагрузка по жидкости и высота переливной планки, и, следовательно, выше высота слоя жидкости на тарелке, тем выше слой пены. Нагрузка по жидкости и высота переливной планки влияют также и на провал жидкости. С одной стороны увеличение этих параметров ведет к увеличению высоты слоя жидкости на тарелке, которая увеличивает движущую силу провала жидкости. А с другой стороны увеличение слоя жидкости ведет к более равномерному распределению газа, что, в свою очередь, снижает количество проваливающейся жидкости.

Граница существования данного режима зависит от LV, hW и соответствует ФР=0,4-0,9 кг0,5/(м0,5·с).

С увеличением нагрузки по газу снижается провал, растет количество жидкости на тарелке, значительно увеличивается высота пены особенно при высоких нагрузках по жидкости (LV=50 м3/(м·ч)). Пена имеет ярко выраженную ячеистую структуру. Такая работа тарелки соответствует началу барботажного режима (рис. III.2.1). С увеличение высоты переливной планки и нагрузки по жидкости растет высота газожидкостного слоя и доля пены на тарелке. При дальнейшем увеличении скорости газа отмечается открытие отдельных клапанов на небольшое время. Этот процесс носит хаотический характер. Начало данного процесса соответствует ФР=0,45-0,55 кг0,5/(м0,5·с), что значительно ниже значения фактора скорости газа, соответствующего началу режима саморегулирования для сухой тарелки. Далее увеличение нагрузки по газу приводит к все более продолжительному подъему клапанов, при этом увеличивается высота подъема и число одновременно поднимающихся клапанов. При подъеме клапанов увеличивается свободная поверхность для выхода газа, и, как следствие, увеличивается провал жидкости. Приподнятые клапаны работают в компенсированном прямотоке, что способствует снижению запаса жидкости на тарелке. Особенно ярко это явление наблюдается при малых нагрузках по газу (LV=4,9 м3/(м·ч); 11,4 м3/(м·ч)). Также продолжительный подъем клапана способствует прорыву газовой струи через барботажный слой, выбросу жидкости в виде струй и брызг, локальному разрушению ячеистой пены.

Рис. III.2.1. Барботажный режим работы прямоточной клапанноситчатой тарелки новой конструкции.

С ростом нагрузки по газу эти явления проявляются все сильнее (особенно это заметно у клапанов в середине полотна). Происходит разрушение ячеистой пены, барботаж локализуется в начале и в конце полотна тарелки. В центре тарелки отмечается наличие струй и брызг жидкости. Такая работа тарелки соответствует переходному режиму (рис. III.2.2), который начинается при ФР ~ 1,0-1,7 кг0,5/(м0,5·с) (в зависимости от нагрузки по жидкости и высоты переливной планки). Постепенно все клапаны переходят в режим саморегулирования. Режим саморегулирования орошаемой тарелки отличается от аналогичного режима для сухой тарелки. Вместо плавных непрерывных колебательных движений совершаются отдельные достаточно резкие подъемы и опускания клапанов.

Отмечен тот факт, что клапаны в середине полотна открыты на большую высоту, чем в начале полотна. А клапаны у слива преимущественно закрыты и поднимаются на непродолжительное время. Это объясняется тем, что жидкость с увеличением прямотока быстрее движется по тарелке. Не задерживаясь в начале и в центре полотна, жидкость перемещается к сливу, ударяясь о переливную планку, тормозится, и, тем самым, происходит ее накопление у слива. Вследствие возрастания высоты слоя светлой жидкости над сливом, происходит уменьшение количества газа проходящего через эту часть тарелки. Газ начинает преимущественно двигаться через начало и середину полотна. Этим же явлением, то есть торможением и накоплением жидкости у сливной перегородки, объясняется увеличение провала жидкости у одного - трех клапанов, находящихся у слива тарелки.

Рис. III.2.2. Переходный режим работы прямоточной клапанноситчатой тарелки новой конструкции.



Pages:   || 2 | 3 |
 


Похожие работы:

«Горбунов Сергей Андреевич ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ И РАЗРАБОТКА ВЫСОКОНАГРУЖЕННЫХ, АДАПТИВНЫХ, РАДИАЛЬНОВИХРЕВЫХ ПРЯМОТОЧНЫХ ВЕНТИЛЯТОРОВ МЕСТНОГО ПРОВЕТРИВАНИЯ Специальность 05.05.06 – Горные машины Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук Научный руководитель – доктор технических наук Макаров Владимир Николаевич Екатеринбург – 2014 2 СОДЕРЖАНИЕ ВВЕДЕНИЕ.. 1. Анализ состояния, проблемы и критерии...»

«Викулов Станислав Викторович МЕТОДЫ ПОСТРОЕНИЯ АЛГОРИТМОВ ДИАГНОСТИРОВАНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ СУДОВЫХ ДИЗЕЛЕЙ НА ОСНОВЕ СИСТЕМНОГО ПОДХОДА Специальность 05.08.05. – Судовые энергетические установки и их элементы (главные и вспомогательные) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание учёной степени доктора технических наук Научный консультант : доктор...»

«ГАРЕЕВ РУСТЭМ РАШИТОВИЧ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ НАСОСНОГО И ВЕНТИЛЯЦИОННОГО ОБОРУДОВАНИЯ НА УСТАНОВКАХ КОМПЛЕКСНОЙ ПОДГОТОВКИ ГАЗА Специальность 05.02.13 – Машины, агрегаты и процессы (нефтегазовая отрасль) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный...»

«Карапузова Марина Владимировна УДК 621.65 ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУИРОВАНИЯ КОМБИНИРОВАННОГО ПОДВОДА ЦЕНТРОБЕЖНОГО НАСОСА Специальность 05.05.17 – гидравлические машины и гидропневмоагрегаты Диссертация на соискание научной степени кандидата технических наук Научный руководитель Евтушенко Анатолий Александрович канд. техн. наук, профессор Сумы – СОДЕРЖАНИЕ ПЕРЕЧЕНЬ...»

«КАНАТНИКОВ НИКИТА ВЛАДИМИРОВИЧ ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА ЗУБОСТРОГАНИЯ ПРЯМОЗУБЫХ КОНИЧЕСКИХ КОЛЕС Специальность 05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель доктор технических...»

«Чигиринский Юлий Львович ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТОЧНОСТИ И КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ МНОГОПЕРЕХОДНОЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ НА ОСНОВЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ИНФОРМАЦИОННЫХ И МАТЕМАТИЧЕСКИХ СРЕДСТВ ПРОЕКТИРУЮЩЕЙ ПОДСИСТЕМЫ САПР ТП 05.02.08 – Технология машиностроения 05.13.06 – Автоматизация и управление технологическими процессами и производствами (в машиностроении) диссертация на...»

«ГОРЕЛКИН Иван Михайлович РАЗРАБОТКА И ОБОСНОВАНИЕ СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТИ НАСОСНОГО ОБОРУДОВАНИЯ КОМПЛЕКСОВ ШАХТНОГО ВОДООТЛИВА Специальность 05.05.06 – Горные машины Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель...»

«ШИШКОВ ВЛАДИМИР АЛЕКСАНДРОВИЧ МЕТОДЫ УПРАВЛЕНИЯ РАБОЧИМ ЦИКЛОМ ДВУХТОПЛИВНЫХ И ОДНОТОПЛИВНЫХ ПОРШНЕВЫХ ГАЗОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ Специальность 05.04.02 – Тепловые двигатели. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук Научный консультант : доктор технических наук, профессор В.В. Бирюк Самара...»

«УДК 533.695, 629.7.015.3.036 Кажан Егор Вячеславович Комбинированный метод численного решения стационарных уравнений Рейнольдса и его применение к моделированию работы воздухозаборника вспомогательной силовой установки в компоновке с фюзеляжем летательного аппарата Специальность 05.07.01 Аэродинамика и процессы теплообмена летательных аппаратов Диссертация на соискание учной степени кандидата...»

«Кикин Андрей Борисович РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ И СРЕДСТВ ДЛЯ СТРУКТУРНОКИНЕМАТИЧЕСКОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ РЫЧАЖНЫХ МЕХАНИЗМОВ МАШИН ЛЕГКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ Специальность 05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (легкая промышленность) Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук V ;г, 7 Г.^ТЗ ~ \ Научный консультант ^' '^-^•'-^зн(-,1\^/1\. 1 и1'^А, 5 д.т.н. проф. Э.Е. Пейсах „, Наук Санкт-Петербург...»

«Сидоров Михаил Михайлович Влияние ультразвуковой ударной обработки на механические свойства и перераспределение остаточных напряжений сварных соединений трубопроводов, эксплуатируемых в условиях Сибири и Крайнего Севера Специальность 05.02.07 Технология и оборудование механической и физико-технической обработки...»

«УДК 622.673.4:621.625 Васильев Владимир Иванович ОБОСНОВАНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ ДИНАМИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО ТОРМОЖЕНИЯ ШАХТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК Специальность 05.02.09 – динамика и прочность машин Диссертация на соискание научной степени кандидата технических наук Научный руководитель – доктор технических наук, профессор В. М. Чермалых Киев - СОДЕРЖАНИЕ...»














 
© 2013 www.diss.seluk.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, Диссертации, Монографии, Методички, учебные программы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.