CC BY
17
УДК 66.021.3/4
А. В. Дмитриев, О. С. Дмитриева, И. Н. Мадышев ПЕРСПЕКТИВЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СТРУЙНО-БАРБОТАЖНЫХ КОНТАКТНЫХ УСТРОЙСТВ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ АППАРАТОВ НЕФТЕХИМИЧЕСКИХ ПРЕДПРИЯТИЙ
Ключевые слова: барботаж, контактное устройство, тепломассообменные процессы.
Представлены результаты исследования различных геометрических параметров струйно-барботажного контактного устройства для системы воздух-вода при температуре 20°С. Проведенные расчеты показали, что особенности конструктивного исполнения предлагаемого контактного устройства оказывают существенное влияние на крутящий момент необходимый для его вращения. При выборе оптимальной конструкции струйно-барботажных контактных устройств необходимо учитывать все указанные факторы, влияющие на эффективность работы предлагаемого контактного устройства.
Keywords: bubbling, the contact device, heat and mass transfer processes.
The article presents results of the study of various geometric parameters of jet-bubble contact device for the air-water system at 20°C. The calculations showed that the proposed model features contact device have a significant effect on the torque required for rotation. When selecting the optimal design of jet-bubble contact devices must take into account all of the factors that influence the effectiveness of the proposed contact device.
Согласно прогнозам Министерства
экономического развития РФ, 80-85% прироста потребности России в энергии в 2008-2020 годах должно быть покрыто за счет повышения энергоэффективности экономики страны. Повышение уровня энергосбережения и энергоэффективности промышленных
энергоустановок становится актуальной задачей [1]. В промышленных ректификационных установках зачастую используется такое традиционное массообменное оборудование, как насадочные и тарельчатые массообменные аппараты, имеющие ряд недостатков. Существующие тарельчатые колонные аппараты имеют зоны сепарации, которые существенно увеличивают объем аппарата и, как следствие, металлоемкость. Кроме того, увеличение высоты аппаратов приводит к росту энергетических затрат на подъем жидкости. В насадочных колоннах наблюдается неравномерность распределения жидкой и паровой фаз в поперечном сечении рабочей зоны, что существенно снижает эффективность массообменных процессов. Также существует проблема уноса капель жидкости паровым потоком, что может привести к «захлебыванию» колонны [2-4].
В связи с этим для повышения эффективности работы тепломассообменных аппаратов необходимо внедрение новых устройств для контакта газа и жидкости, способных обеспечить минимальный унос жидкости газовым потоком, большую поверхность контакта фаз и относительно невысокое гидравлическое сопротивление. Этими параметрами обладает конструкция (рис. 1), предложенная авторами в работе [5].
Предлагаемое контактное устройство (рис. 1) представляет собой радиальные треугольные лопатки 1, соединенные с горизонтальной осью 2, которая установлена на перфорированной тарелке 3. Причем в отверстиях тарелки 3 установлены патрубки 4, предназначенные для стекания потока
жидкости с вышележащей тарелки. Радиальные лопатки 1 имеют две боковые и одну нижнюю стенки. При этом с целью увеличения удельной площади поверхности контакта фаз и образования свободно стекающих струй по периметру на конце радиальных лопаток 1 выполнены прорези треугольной формы. Схема расположения струйно-барботажных контактных элементов представлена на рис. 2.
Рис. 1 - Схема тепломассообменного аппарата со струйно-барботажными контактными
устройствами: 1 - радиальные лопатки; 2 -горизонтальная ось; 3 - перфорированная тарелка; 4 - патрубок
Предлагаемое контактное устройство работает следующим образом. Жидкость с вышележащей тарелки поступает в патрубки 4 через отверстия, выполненные в тарелке 3, при этом поток жидкости создает крутящий момент на горизонтальной оси 2 струйно-барботажного контактного устройства и приводит к его вращению. Газ, поступающий с нижележащей тарелки, заполняет верхнюю его часть. При вращении струйно-барботажных контактных устройств радиальные лопатки 1 захватывают объем газа. Газ, находящийся внутри
лопаток 1, погружается в слой жидкости, где происходит барботаж вытесненного объема через слой жидкости в виде пузырьков. Когда объем газа станет равным нулю, лопатки 1 захватывают жидкость, которая при дальнейшем вращении струйно-барботажных контактных устройств стекает в виде струй на поверхность потока жидкости. При этом размеры образующихся струй и пузырей в основном определяются размерами выполненных треугольных прорезей на конце радиальных лопаток 1. Стоит отметить, что в переливных устройствах восходящий газовый поток контактирует с нисходящей струей жидкости, которая образуется с помощью сливной регулирующей планки, имеющей треугольные прорези.
Рис. 2 - Схема расположения струйно-барботажных контактных элементов
Отличительной особенностью струйно-барботажных контактных устройств является интенсивный противоточный контакт между газом и жидкостью в каждом контактном элементе. Вероятнее всего, эффективность предлагаемых контактных устройств будет не ниже хорошо зарекомендовавших себя в промышленности ситчатых и клапанных тарелок. Это можно объяснить тем, что у предлагаемых контактных устройств время контакта фаз больше, следовательно, рабочие концентрации будут ближе к равновесным. Кроме того, организация струйно-барботажного взаимодействия фаз в зоне их контакта обеспечивает развитую межфазную поверхность тепломассопередачи. Градиент уровня жидкости на тарелке существенным не ожидается, так как длина пути жидкости на тарелке не превышает диаметра контактного элемента. Унос капель жидкости газовым потоком предполагается минимальным, поэтому имеется возможность повышения производительности колонных аппаратов. Предлагаемые контактные устройства обладают низким гидравлическим сопротивлением, так как поток газа не расходует энергию на контакт с жидкостью. Следовательно, основной областью применения струйно-барботажных контактных устройств являются вакуумные процессы тепломассообмена, широко используемые в нефтехимии и нефтепереработке.
Ступени струйно-барботажных аппаратов формируются из контактных устройств одинакового размера, количество которых зависит от диаметра колонны и расстояния между тарелками. Такой подход к конструктивному оформлению исключает необходимость решения вопроса масштабного перехода и позволяет создавать аппараты любой заданной производительности без снижения эффективности. При этом вероятность прохода газа через слой жидкости на тарелке минимальна, так как уровень жидкости на тарелке в рабочем режиме составляет 50% от диаметра контактного элемента. В тепломассообменных аппаратах большого диаметра условие обеспечения равнопроточности для прохода газа (площадь поперечного сечения перелива должна быть равна площади свободного сечения на контактной ступени) приводит к уменьшению количества контактных элементов на тарелке, поэтому использование многопоточных тарелок наиболее рационально (даже в колоннах относительно небольших диаметров). При изготовлении струйно-барботажных контактных элементов возможно использование современных технологий, обеспечивающих заданную точность сборки и достаточную коррозионную стойкость к действию агрессивных сред. При эксплуатации предлагаемых контактных устройств площадь соприкосновения в паре трения скольжения минимальная, поэтому повышенного износа горизонтальной оси контактного элемента не ожидается. Основными ограничениями на области применения струйно-барботажных контактных устройств являются полимеризующиеся жидкие смеси и смеси, дающие различные отложения.
В современной литературе представлено множество исследований по взаимодействию газа и жидкости [6-10], в тоже время для разработанного струйно-барботажного контактного устройства необходим новый подход, позволяющий создавать оптимальные конструкции разработанных авторами струйно-барботажных контактных устройств.
Целью проводимых численных исследований является определение оптимальных конструктивных параметров контактного устройства, которые позволяют минимизировать энергетические затраты, необходимые для вращения струйно-барботажных контактных устройств при сохранении высокой эффективности тепломассообменного процесса, а также определение степени влияния гидравлического сопротивления тарельчатых контактных устройств на флегмовое число.
Крутящий момент, необходимый для вращения одного струйно-барботажного контактного элемента, можно определить из выражения (рис. 3):
п/2-1
М = 2рд1 £ Б1ХС1 , (1)
I = 0
где р - плотность жидкости, кг/м ; д - ускорение свободного падения, м/с2; L - длина контактного элемента, м; 5,- - площадь проекции объема газа или жидкости, находящегося внутри ,-ой лопатки, м2; ХС, - расстояние по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до центра тяжести газа или
жидкости находящегося внутри /-ои лопатки, м; / -номер лопатки.
Рис. 3 - Расчетная схема струйно-барботажного контактного устройства: R - радиус контактного элемента, м; c - расстояние по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до вертикальной оси, проходящей через вершину треугольной лопатки, м; S/ - площадь проекции объема газа или жидкости находящегося внутри /-ой лопатки, м2; Xa - расстояние по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до центра тяжести газа или жидкости находящегося внутри /-ой лопатки, м; Ri - расстояние от вертикальной оси контактного элемента до угла лопатки, м; b - вылет лопатки, м; у2 - угловой зазор между соседними лопатками, рад; Y/ - угол поворота /-ой лопатки, рад; Ypr2 - второй предельный угол поворота лопатки, рад
Для определения расстояния по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до центра тяжести газа или жидкости, находящихся внутри /ой лопатки Xq, и площади проекции объема газа или жидкости, находящихся внутри /-ой лопатки S/, сложная фигура площади проекции объема газа или жидкости, находящихся внутри /-ой лопатки, была разбита на ряд простейших фигур.
Расстояния по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до центра тяжести газа или жидкости, находящихся внутри /-ой лопатки простейшей фигуры xcl, xC2, xC3, можно определить по следующим формулам:
xci = ^icos(y/)+ ^cos(y, - y3 + y5 )
2b2 - R
sin
(y i )(sin2 (y3)-2sin2 (y 4))
sin2 (y3 - Y/ )sin2 (y4) xc 2 = (Ri + b )cos (Y/)+1 ^2Cos (y8 ), xc3 = (Ri + b) cos (Y/) + 33m3 cos (Y7 + Y10) ■
(2)
(3)
(4)
где - расстояние от вертикальной оси
контактного элемента до угла лопатки, м; Ь - вылет лопатки, м; Yi - угол поворота /-ой лопатки, рад; т2, т3 - константы.
Угол поворота /-ой лопатки Y можно определить по формуле:
2п/
y/ = ys
(5)
где п - количество лопаток в одном контактном элементе; эт - смещение.
Значения угловых параметров Yз, Y4, Y5 можно определить по формулам (6)-(8) соответственно:
(
y3 = arctg
Y4 = arctg
tg (y pri) c - R1
\
Ri sin (y/) sin (y3)
Л
bsin(y3 - y/)-Risin(y/)cos(y3) y5 = arcsin (b sin (y3 )(2b2 -
(6)
(7)
- R12
in2 (y/ )(sin2 (y 3)-2sin2 (y 4)) sin2 (y3 - y/ )sin2 (y4)
v -0,5 Л
, (8)
где с - расстояние по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до вертикальной оси, проходящей через вершину треугольной лопатки, м; рг - предельный.
Первый предельный угол поворота лопатки Ypr\ можно определить по выражению:
yрГ 1 = " y2 ■ (9)
Таким образом, если угол поворота /-ой лопатки Yi меньше первого предельного, т.е. Yi < Ypг1, то расстояние по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до центра тяжести газа или жидкости, находящихся внутри /-ой лопатки ХС/, и площадь проекции объема газа или жидкости, находящихся внутри /-ой лопатки 5,, можно определить по формулам (10), (11) соответственно:
Хс,5, + Хс 252 + Хс з5з (10)
хи =-
S,
Б, = 5 + $2 + Эз. (11)
Площади проекции объема газа или жидкости, находящихся внутри /-ой лопатки простейших фигур Б-/, Э2, Бз, можно определить по следующим формулам:
Si = di (di - b)
(i2)
(i3)
S3=,
d3 - Ri-
sin (y/) sin (y3) sin (y 4 + y/)
sin (y 3 - y /) sin (y 4) sin (y 7)
С -«г
¡ап (Y/ )бш (Yз)
(Сз - Пз), (14)
ЯП(yз - y/ )1п(4 )
где С(2, С3 - константы.
Второй предельный угол поворота лопатки ур/2 можно определить по выражению:
(
Y рГ 2 = аШд
д (y Рг1)с
с - - Ь
(15)
Таким образом, если угол поворота /-ой лопатки У/ больше или равен первому предельному и меньше второго предельного угла поворота лопатки, т.е. ург1 < < Ург2, то расстояние по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до центра тяжести газа или жидкости, находящихся внутри /ой лопатки Хс/, и площадь проекции объема газа или жидкости, находящихся внутри /-ой лопатки 5,, можно определить по формулам (16) и (17) соответственно:
Х _ Хс454 + Хс555 + Хс656
Хс _-~-
5/
5 _ 54 + 55 + 5б,
(16) (17)
Если угол поворота /-ой лопатки у больше или равен второму предельному углу поворота лопатки, т.е. у > ург2, то расстояние по горизонтали от вертикальной оси контактного элемента до центра тяжести газа или жидкости, находящихся внутри -ой лопатки Хс , и площадь проекции объема газа или жидкости, находящихся внутри -ой лопатки 5 , можно определить по формулам (18) и (19) соответственно:
Х„ _ ш751П( - ^) +
6siп(y/)
' « + ЬЬ+^^ПМЛ
1 2 7 6 Б1п ^)
008
^), (18)
(19)
5 _ Ь2£1П(Х/)£1П(У1) ' 2slп(Y/ - Yз) ' Оценочные расчеты проводились для системы воздух-вода при температуре 20°С, при различных геометрических параметрах контактного устройства. Результаты исследований показали, что на величину крутящего момента оказывают влияние угловое смещение контактного устройства увт, физические свойства взаимодействующих фаз, а также особенности конструктивного исполнения контактного устройства.
При исследовании различных геометрических параметров были получены графики зависимости крутящего момента М от угла смещения контактного устройства узт при длине контактного элемента равной 0,1 м. При построении графиков размерная физическая величина угла смещения контактного устройства была приведена к безразмерному виду с помощью шага установки лопаток 2п/п.
Исследования показали, что уменьшение радиуса контактного элемента при сохранении расстояний с, «1, вылета лопатки, углового зазора между лопатками и количества лопаток приводит к
уменьшению крутящего момента, необходимого для вращения одного струйно-барботажного контактного элемента.
Уменьшение расстояния с при сохранении радиуса контактного элемента, расстояния «1, вылета лопатки, углового зазора между лопатками и количества лопаток приводит к уменьшению крутящего момента (рис. 4). Уменьшение крутящего момента при уменьшении радиуса контактного элемента и расстояния с (рис. 4) связано с одновременным уменьшением объема
захватываемого газа или жидкости и расстояния Хс .
М, Н-м
0 0,2 0,4 0,6 0,8 Щт/2п Рис. 4 - Изменение крутящего момента в зависимости от угла смещения контактного устройства при Я = 0,15 м; Я1 = 0,075 м; Ь = 0,025 м; п = 12; Y2 = 3°; с, м: 1 - 0,1; 2 - 0,125; 3 - 0,15
Уменьшение расстояния «1 при сохранении радиуса контактного элемента, расстояния с, вылета лопатки, углового зазора между лопатками и количества лопаток приводит к уменьшению крутящего момента. Однако при максимальном значении расстояния от вертикальной оси контактного элемента до угла лопатки («1 = 0,1 м) крутящий момент того же значения, что при «1 = 0,075 м.
Уменьшение вылета лопатки при сохранении радиуса контактного элемента, расстояний с, «1, углового зазора между лопатками и количества лопаток приводит к уменьшению крутящего момента. Это объясняется тем, что при малых значениях вылета лопатки основная доля расхода барботируемого газа и стекающей жидкости приходится на начальный этап погружения.
Из результатов расчетов следует, что при количестве лопаток П = 8 крутящий момент максимален. Следовательно, с целью минимизации крутящего момента, при проектировании струйно-барботажных контактных устройств, необходимо увеличивать количество лопаток. С увеличением углового зазора между лопатками при сохранении радиуса контактного элемента, расстояний с, «1, вылета лопатки и количества лопаток уменьшается крутящий момент, необходимый для вращения одного струйно-барботажного контактного элемента. Это связано с тем, что при увеличении углового зазора между лопатками уменьшается объем захватываемого газа или жидкости.
Значительное уменьшение гидравлического
сопротивления тарелки приводит к снижению флегмового числа Ир. Так, например, снижая гидравлическое сопротивление с 500 Па до 300 Па, при эффективности тарелки п = 0,5, флегмовое число уменьшается более чем на 30%.
При проектировании струйно-барботажных контактных устройств необходимо правильно подбирать такие геометрические параметры, как радиус контактного элемента, расстояния с, Я1, вылет лопатки, угловой зазор между лопатками и количество лопаток. Для минимизации энергетических затрат необходимо создавать конструкции с максимальным количеством лопаток, максимальным угловым зазором между лопатками, минимальными значениями расстояний с, Я1, значениями радиуса контактного элемента и значениями вылета лопатки. Однако с увеличением углового зазора между лопатками, уменьшением значений радиуса контактного элемента и значений расстояния с уменьшается объем захватываемого газа или жидкости, что приводит к снижению удельной площади межфазной поверхности. Следует также отметить, что с увеличением количества лопаток, уменьшением значений расстояния и значений вылета лопатки
наблюдается неравномерность расходов газа и жидкости по сечению контактного элемента и, как следствие, снижение эффективности
тепломассообменного процесса [3]. В целом, при выборе оптимальных конструктивных параметров струйно-барботажного контактного устройства отношение максимального крутящего момента к минимальному не превышает 1,19, что обеспечивает равномерную работу контактного устройства.
Выполненные исследования показали, что использование предлагаемых контактных устройств позволит создавать энергосберегающие и энергоэффективные тепломассообменные аппараты для проведения процессов ректификации и абсорбции при сохранении соответствующего выхода и качества товарной продукции.
Литература
1. Федеральный закон от 23.11.09 № 261-ФЗ (ред. от 13.07.15) «Об энергосбережении и о повышении энергетической эффективности и о внесении изменений в отдельные законодательные акты Российской Федерации».
2. O.S. Dmitrieva, A.V. Dmitriev, A.N. Nikolaev, Chemical and Petroleum Engineering, 50, 3-4, 169-175 (2014).
3. А.В. Дмитриев, О.С. Дмитриева, И.Н. Мадышев, Вестник технологического университета, 18, 11, 89-91 (2015).
4. N. Kolev, B. Kralev, D. Chem. Eng. and Process.: Process Intensification, 63, 44 (2013).
5. И.Н. Мадышев, О. С. Дмитриева, А. В. Дмитриев, Экология и промышленность России, 19, 7, 36-39 (2015).
6. B.J. Azzopardi, R.F. Mudde, S. Lo, H. Morvan, Y. Yan, D. Zhao, Ltd. Published by John Wiley & Sons (2011).
7. N. Karwa, L. Schmidt, P. Stephan, Int. J. Heat and Mass Transfer, 55 (13-14), 3677 (2012).
8. A.V. Dmitriev, I.R. Kalimullin, N.A. Nikolaev, Chemical and Petroleum Engineering, 47, 1, 87-92 (2011).
9. K. Moran, J. Inumaru, M. Kawaji, Int. J. Multiphase Flow, 28 (5), 731 (2002).
10. И.И. Галеева, И.Н. Гончарова, Вестник технологического университета, 18, 11, 105-106 (2015).
© А. В. Дмитриев - зав. кафедрой ТОТ ФГБОУ ВПО «Казанский государственный энергетический университет», [email protected], О. С. Дмитриева - доцент кафедры ПАХТ Нижнекамского химико-технологического института (филиала) ФГБОУ ВПО «КНИТУ», И. Н. Мадышев - аспирант кафедры МАХП Нижнекамского химико-технологического института (филиала) ФГБОУ ВПО «КНИТУ».
© A. V. Dmitriev - the head of «Theoretical basis of thermotechnics» chair, KAZAN STATE POWER ENGINEERING UNIVERSITY, [email protected], O. S. Dmitrieva - the associate professor of PAHT, NCHTI KNRTU, [email protected], I N. Madyshev - the graduate student of MAHP chair, NCHTI KNRTU.
