Delist.ru

НАУЧНЫЕ ОСНОВЫ И ПРИНЦИПЫ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ И АППАРАТОВ ДЛЯ ОЧИСТКИ ПАРОВОЗДУШНЫХ СМЕСЕЙ ОТ ОРГАНИЧЕСКИХ РАСТВОРИТЕЛЕЙ (09.01.2008)

Автор: Колганов Иван Михайлович

Таким образом, испытания данной насадки на модельных средах показали, что она имеет высоту эквивалентную одной теоретической тарелке порядка 0,1 м при гидравлическом сопротивлении, не превышающем 98-196 Паскаль на один метр высоты насадки, тогда как гидравлическое сопротивление колец Рашига (25х25х5 мм) составляет около 686 Паскаль на один метр насадки, а высота эквивалентная одной теоретической тарелке – 1,5 м. Проведенные сравнения расчетных значений гидравлического сопротивления орошаемой модифицированной гофрированной пакетной насадки с экспериментальными показали удовлетворительную сходимость. Среднее относительное отклонение не превышало 3 %.

слоя орошаемой гофриро-ванной насадки высотой Н = 0,23 м, набранного из пакетов высотой lп = 0,05 м, в зависимости от скорости газа Wг и плотности орошения L: ? - L = 0, сухая насадка; о – L = 11 м3/м2?ч; ? - L = 24 м3/м2?ч; ? - L = 62 м3/м2?ч

Экспериментальные исследования контактных устройств позволили получить критериальные уравнения для расчетов коэффициентов массоотдачи, величин их гидравлического сопротивления, которые могут быть использованы для расчета массообменных аппаратов при очистке газовых выбросов от улавливаемых компонентов.

Разработка технологических основ процесса

регенерации насыщенного абсорбента

Предложена схема регенерации абсорбента, насыщенного уловленными органическими растворителями, с рекуперацией тепла непосредственно в самом регенераторе. Для исследования гидродинамических, массо- и теплообменных характеристик на барботажной тарелке с расположенными на ней теплообменными элементами была создана специальная установка, состоящая из перфорированной барботажной тарелки с организованным переливом жидкой фазы и уложенных на ней теплообменных трубках.

Исследования по определению гидродинамических и тепло- массообменных характеристик данной тарелки проводились при изменении скорости воздуха в колонне от 0,2 до 3,8 м/с и нагрузке по жидкости 6, 9, 12 и 17 м3/(м2(ч), то есть при режимах наиболее часто встречающихся в промышленной практике. На установке были получены зависимости логарифма гидравлического сопротивления слоя lg?PG.L тарелок от логарифма скорости газа lgW при различных нагрузках по жидкости (Г) при средней высоте переливной перегородки hп=0,08 м. Как и в случае постоянной нагрузки по жидкости, наблюдается уменьшение ?PG.L с ростом скорости газа W. В результате обработки представленных экспериментальных данных получена расчетная зависимость для определения гидравлического сопротивления газожидкостного слоя при любых соотношениях плотности орошения, скорости газа и высоты переливной планки:

?PG.L = 323,5 (W-0,92(Г0,42(hП0,34. (4)

Среднее отклонение экспериментальных данных от рассчитанных по зависимости (4) составляет 13 %. Экспериментальные данные показывают, что рост гидравлического сопротивления барботажного слоя наблюдается с увеличением высоты перелива и плотности орошения, а с ростом скорости газа по сечению колонны ?PG.L слоя уменьшается.

Зависимости для расчета эффективности массообмена в двухфазном газожидкостном слое обычно представляют собой уравнения связи характеристики массообмена с гидродинамикой аппарата, которые выводятся на основе тех или иных предположений о структуре газожидкостного слоя. Параметрами слоя, в значительной мере определяющими его массообменные характеристики, являются поверхность контакта и степень перемешивания фаз. Важнейшим параметром, характеризующим интенсивность массопереноса, является коэффициент массопередачи (коэффициенты массоотдачи), зависящий в общем случае от гидродинамической обстановки в аппарате. Совместное рассмотрение указанных параметров позволяет судить об интенсивности процесса массопередачи в аппарате в целом.

На рис. 5 представлены экспериментальные зависимости логарифма массоотдачи lg ?GF от логарифма скорости газа lgW при изменении плотности орошения 6, 9, 12, 17 м3/(м2ч), при высоте переливной перегородки hп = 0,08 м.

Обработка экспериментальных данных (рис. 5) позволила для вычисления коэффициента массоотдачи в газовой фазе на системе воздух-вода получить следующее уравнение для тарелки с шахматным пучком трубчатки:

?GF = 9900 (W1,26(Г-0,324(hП-0,31, (5)

средняя погрешность уравнения составила 7,6 %.

Так как в качестве абсорбента использовали высококипящий органический абсорбент, то перенос полученных данных с системы воздух-вода на процесс регенерации с использованием высококипящего органического абсорбента может быть осуществлен с применением известных закономерностей.

,эффициента теплопередачи К достигают значения порядка 8400-10500 кДж/м2Кч. Как и предполагалось, величина К зависит главным образом от значений ?1 и ?2 (коэффициенты теплоотдачи от горячей среды к внутренней стенке трубы и от наружной стенки трубы к барботажному слою соответственно). Расчет ?1 течения жидкостей в трубах хорошо описан в литературе и его определение не представляет сложности. Однако зависимостей по расчету ?2 для трубчатки, находящейся в барботажном слое и данных, полученных на достаточно крупногабаритных установках, не известно. Поэтому полученные экспериментальные данные представляют значительный теоретический и практический интерес.

Рис. 5. Коэффициенты массотдачи на тарелке при средней высоте переливной планки hП = 0,08 м и различной плотности орошения: 1 - Г=6 м3/м2(ч; 2 - Г=9 м3/м2(ч; 3 - Г=12 м3/м2(ч; 4 - Г=17 м3/м2(ч

Таблица 3

Экспериментальные данные по интенсивности теплообмена

в барботажной колонне

N опыта Расход

горячей

00 500 400 80 30 61 58 10685 20950 29505

Значения коэффициента теплоотдачи от внешней стенки к барботажному слою ?2 изменяются в диапазоне от 5656 до 29505 кДж/м2(К(ч и, как и предполагалось, определяются практически только интенсивностью барботажа, то есть количеством поданного воздуха, и очень мало зависят от расхода воды через межтрубное и трубное пространства теплообменного устройства. При имевших место значениях расхода воздуха, приведенная скорость по сечению колонны менялась от 0,2 до 3,8 м/с, то есть не выходила за принятый в промышленной практике диапазон скоростей газа по сечению колонны, и, иначе говоря, интенсивности барботажа. В данной серии экспериментов геометрические характеристики трубчатки не варьировали. В результате обработки экспериментальных данных для расчета величин ?2 было получено следующее уравнение:

в котором критерий Рейнольдса для жидкой фазы рассчитывается по приведенной скорости газовой фазы

9000-10500 кДж/м2(К(ч) в достаточно широком диапазоне параметров работы и может быть реализован в промышленном аппарате, совмещающем процессы массо- и теплообмена в одном аппарате (регенераторе).

Таким образом, проведенная работа показала возможность устранения основного недостатка (большие расходы тепла на регенерацию насыщенного абсорбента), препятствующего широкому применению высококипящих органических растворителей в установках очистки газов от паров органических веществ. В этом случае можно рассчитывать, что при использовании разработанной технологической схемы регенерации насыщенного абсорбента с встроенным теплообменником ректификация выделенной смеси органических продуктов при применении высококипящего органического абсорбента позволит существенно снизить как капитальные, так и эксплутационные затраты на очистку газов от паров органических веществ. В результате проведенных исследований предложена схема регенерации насыщенного абсорбента с рекуперацией тепла; получены зависимости для расчета гидродинамических, тепло- и массообменных характеристик процесса регенерации.

Экспериментально были получены составы отгона при регенерации уловленных органических растворителей. Результаты по десорбции компонентов для растворителя полимерных материалов и бензина каталитического крекинга представлены в таблице 4 (это наиболее сложные многокомпонентные растворители).

Отгон, состоящий из органических растворителей, полученный при регенерации насыщенного абсорбента (графа 2 таблицы 4), разделяли путем ректификации под атмосферным давлением. Исходную смесь подавали в среднюю часть колонны. При температуре верха колонны около 60 °С, куба колонны – 90 °С и флегмовом числе около 5 получали в качестве верхнего продукта тетрагидрофуран чистотой 99,5 % масс., а кубовый продукт, состоящий из метилэтилкетона, дихлорэтана, бутанола, циклогексанона, повторно разгоняли на той же колонне. В результате повторной разгонки, также под атмосферным давлением, в качестве кубового продукта получали при температуре куба 160,5 °С циклогексанон чистотой 99,5 % масс. и при температуре верха 82,5 °С – смесь, состоящую из метилэтилкетона, дихлорэтана и бутанола. Температура кипения перечисленных выше компонентов при атмосферном давлении близки, поэтому дальнейшее разделение этой смеси затруднительно.Представляет практический интерес вопрос об использовании смеси трех компонентов - метилэтилкетона, дихлорэтана и бутанола без предварительного разделения, так как в любом случае разделение этой смеси будет сопряжено с существенными затратами.

Таблица 4

Экспериментальные данные по регенерации насыщенного абсорбента

Компоненты tкип,

оС Концентра-ция

в отгоне,

% масс. Компоненты tкип,

оС Концентрация

в отгоне,

% масс.

1 2 3 4 5 6

Тетрагидрофуран

загрузка...