CC BY
14
телем по упругим координатам; 3 — при управлении по скорости упругих колебаний; 4 — при управлении по ускорению колебаний.
Анализ графиков показал, что для исследуемых параметров системы наибольшей эффективностью обладает динамический гаситель по скорости упругих колебаний системы. Однако в ходе численного моделирования было установлено, что в зависимости от конфигурации динамического гасителя и его параметров эффективность связей изменяется. Вязкое трение отрицательно сказывается на эффективности пропорциональной обратной связи: чем больше величина ц, тем менее эффективна данная связь. В тоже время увеличение собственной частоты колебаний гасителя f повышает эффективность дополнительной позиционной связи и делает более эффективной обратной связи по ускорению. Таким образом, проведенные исследования подтвердили результаты аналитических расчетов и показали высокую эффективность использования в качестве активного динамического гасителя колебаний промежуточную массу трехмассовой колебательной системы.
БИБЛИОГРАФИЯ
1. Елисеев, С. В. Управление колебаниями роботов / С. В. Елисеев, Н. К. Кузнецов, А.
B. Лукьянов. — Новосибирск : Наука. Сиб. отд-ние, 1990. - 320 с.
2. Вибрации в технике : справочник в 6 т. / ред. совет: В. Н. Челомей (пред.) [и др.]. — М. : Машиностроение, 1995. Т. 6 : Защита от вибраций и ударов / под ред. К. В. Фролова. — 1995. — 456 с.
3. Топчеев, Ю. И. Атлас для проектирования систем автоматического регулирования. / Ю. И. Топчеев. — М. : Машиностроение, 1989. — 752 с.
4. Чиликин, М. Г. Теория автоматизированного электропривода / М. Г. Чиликин, В. И. Ключев, А. С. Сандлер. — М. : Энергия, 1979. — 616 с.
5. Кузнецов, Н. К. Теоретические и экспериментальные исследования упругих колебаний электромеханического промышленного робота / Н. К. Кузнецов, В. П. Булят-кин, А. В. Лукьянов // Роботы и робототех-нические системы : сб. научн. тр. / Иркут. политехн. ин-т. — Иркутск, 1984. —
C. 43-53.
Новицкий Е.А., Шишкин З. А., Кузнецов К.А.
УДК66.011
МОДЕЛИРОВАНИЕ ГАЗЛИФТНОГО РЕАКТОРА ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОГО ХЛОРИРОВАНИЯ ЭТИЛЕНА
В настоящее время в России на химических предприятиях наблюдается тенденция к обновлению производственных мощностей на основе современного оборудования. Задача нахождения основных размеров оборудования, определения режимов его функционирования на основе соответствующих расчетов является наиболее сложной и ответственной. От результатов ее решения зависит не только значительная часть расходных статей, но и надежность оборудования, безопасность его эксплуатации.
Синтез 1,2-дихлорэтана (ДХЭ) является одной из стадий производства крупнотоннажного продукта хлорорганического синтеза —
поливинилхлорида — сырья для производства различной продукции: трубопроводов, деталей для строительства, транспорта, электротехники, радиоэлектроники и т.д. Наиболее перспективным методом производства ДХЭ остается высокотемпературное хлорирование этилена в газлифтном реакторе, характеризующимся низкими капитальными и эксплуатационными затратами.
Газлифтный реактор синтеза ДХЭ представляет собой аппарат, в котором совмещены несколько процессов: абсорбция хлора реакционной средой — дихлорэтаном, хемосор-бция этилена раствором хлора в ДХЭ с выделением значительного количества тепла, и от-
иркутский государственный университет путей сообщения
имя
ведение тепла реакции за счет кипения реакционной среды (рис. 1).
Сложность задачи моделирования аппаратов данного типа, определения оптимальных размеров при проектировании новых конструкций аппаратов заключается в необходимости взаимосвязанного решения большого количества частных задач по определению условий протекания заданных процессов.
Одним из основных условий протекания высокоселективного синтеза ДХЭ в газлиф-тном реакторе является установление необходимого расхода циркуляции реакционной среды в реакторе. При большом расходе рабочей среды время контакта реагентов может быть недостаточным, что приведет к неполной конверсии хлора и снижению селективности процесса за счет протекания побочных реакций в зоне кипения. Малый расход рабочей среды приводит к увеличению температуры в зоне реакции и последующему вскипанию среды в зоне протекания реакции [1].
В работе предложена математическая модель гидравлического расчета газлифтного реактора прямого хлорирования этилена. Представлены результаты тестирования модели сопоставлением расчетных данных с данными экспериментов, полученных на опытно-промышленном реакторе.
Сущность предлагаемого метода расчета газлифтного реактора прямого высокотемпературного хлорирования этилена состоит в представлении непрерывных квазистационарных полей определяющих параметров реактора в виде совокупности их дискретных значений в элементарных областях (рис. 2), моделируемых системой эмпирических и аналитических уравнений.
В математической модели элементарной области приняты следующие допущения: поля определяющих параметров в аппарате одномерны; физические характеристики газожидкостного потока внутри элементарной области постоянны; потери тепла в окружающую среду учитываются в процентном отношении от общего количества выделившегося тепла в общем тепловом балансе; тепло- и массообмен между элементарными областями отсутствует, т.е. продольное перемешивание не учитывается.
Перед расчетом элементарных областей задается первоначальный расход циркулирующего ДХЭ С6 и решением совокупности уравнений, представленных в табл. 1, определяются общие массовый и тепловой балансы реактора.
Рис. 1. Газлифтный реактор высокотемпературного хлорирования этилена: 1 - барботажная труба; 2 - гидравлическое сопротивление^ - сепаратор; 4 - циркуляционная труба
Рис. 2. Структура элементарной области: Ах - длина элементарной области; с?г - диаметр элементарной области; Сж, Сг - расходы жидкой и газовой фаз; £ - температура; С,, С2, С3,С4 - расходы хлора, этилена, синтезированный и испарившийся ДХЭ; А^, А^, А^з -тепловые эффекты абсорбции, реакции, теплота испарения
МЕХАНИКА. ТРАНСПОРТ. ТЕХНОЛОГИИ
шш 00 оо
1
Таблица 1
Уравнения расчета материального и теплового балансов реактора.
Параметр, ед. изм. Формула
Массовые расходы хлора, этилена и инертных газов (азота и кислорода воздуха) в реактор, кг/с Оп0 - °п 'Рп , п -1.3 п0 3600
Общая тепловая мощность, выделившаяся в процессе абсорбции хлора и реакции хлорирования этилена, кВт ЯАР -МАНа +АНР )
Тепловая мощность, затраченная на нагрев хлора, этилена и инертных газов (воздуха), кВт АЧп - Сп,0 ■Сп -^Б ),п -1..3
Массовый расход синтезированного ДХЭ, кг/с с Сю ■ МДХЭ 5 М1
Массовый расход испарившегося в реакторе ДХЭ, кг/с 3 ЯАР -(1 -П) + С 5 ■С ДХЭ -^В - <:4) с7 - п-1 Г СДХЭ '(^В — ^4 )
Массовый расход возвратного ДХЭ, кг/с С4 - С7 —С5
Тепловая мощность, затраченная на нагрев возвратного ДХЭ, кВт АЯ 4 - С 4 ■ СДХЭ ■ ( ^ В )
Первой элементарной областью при расчете барботажной трубы принимается место ввода хлора. Общее количество элементарных областей составляет z = HБ/ Ах, где НБ - высота барботажной трубы, м.
Математическая модель элементарной области описывается уравнениями, приведенными в табл. 2.
Температура в элементарной области рассчитывается в соответствии с логически выполняемыми условиями протекания процес-
Таблица 2
Уравнения расчета элементарной области реактора.
Параметр, ед. изм. Формула
Время протекания процессов от начала вводов хлора и этилена, соответственно, с Ах-(1 —Ф г,(, —1)) ти -Т1,(. —1) + Ж,(. —1)
Если х ^ х2 то т2 -т1 (. 1), иначе т2 -т1.
Массовый расход хлора в газовой фазе, кг/с С 1. -С10 ■е',' г 1,г 1,0
Общий расход хлора в зоне реакции, кг/с С1,. -С10 ■ е(т "—т2), ¿1и ¿2 - коэффициенты пропорциональности [2]
Массовые расходы хлора в жидкой фазе, кг/с С . . - С, п —С . . ж1,г 1,0 г 1,г
Расход прореагировавшего хлора, кг/с СР1,; - С1,0 — Сц
Массовый расход этилена в газовой фазе, кг/с С 1 ■ М 2 ^ ^ р 1,г 2 С „ . - Со п г2,! 2,0 М1
Массовый расход синтезированного ДХЭ, кг/с С - СР1,. • МАХЭ 5,! М1
иркутский государственный университет путей сообщения
Таблица 2 (продолжение)
Параметр, ед. изм. Формула
Тепловая мощность, выделившаяся в процессе абсорбции хлора, кВт: С , —С ... _ жи -и, -1) АН ЧА1 м л
Тепловая мощность, выделившаяся в процессе хемосорбции этилена, кВт л^г р1'г г 1,(г _1) л и АЯр,■ м ■АНР
Тепловая мощность, затраченная на нагрев хлора и инертных газов, кВт С . . —С . . ж1,г ж1,(г —1) . л 0 АЯп ,, _ ^ 'АЯп , П = 1 3 С1,0
Тепловая мощность, затраченная на нагрев этилена, кВт С .. —С ... А р1'1 Р 1,(, —1 ) А АЯ 2,, _ „ ^АЯ 2 С1,0
Массовый расход жидкого ДХЭ, кг/с С_С6 + С5 , —С7(, 1)
Температура на выходе из элементарного участка, °С У • А , С6 ■С6 + С4 ■С4 ■t4 Если 1 _ 0 , то t¡ _—6—6—2-4—4—- С 6 ■ С 6 + С 4 ■ С 4 (1)
3 АЯл; +АЯр ■ —ТАЧи ,, иначе t. _-—-+ ... ■ С6 ■ -с 6 ■ —1) 6 , ■ 6, ■ (2)
Если ^ > tКИП , то ^ _ tКИП , где tКИП . (3)
Массовый расход пара ДХЭ, кг/с С6,, 'С6 ■(tтах ) Если t. > , то О^ _ —,-, ■ КИП ' 7,, г. 1 иначе С, _ 0 (4)
Приведенная скорость газа, м/с 4-УС ■ г, п ,■ _ п п = 1-3, 7 (5) , Рг
Приведенная скорость жидкости, м/с 4 С6, 6, Шж, ■ _ ¡2 (6) Р г й{ У '
Объемное газосодержание, доля ш . г, ■ Ф г i _-, г, ■ ш . + ш . + а. ■ип . г, ■ ж, ■ ■ П, ■ где а, _ 1,4-(рж, , /рг, , )1/5(Ар/рж, , )5 - коэффициент; (7) иП. _ 1,5 ■( аж дАр / р- i )0 25 - скорость всплытия одиночного пузыря, м/с.
Движущая сила в элементарной области, Па АРДВ; _АХ ^(Р ж,, —Р г,, )-Фг,, ■ 9
Потеря напора двухфазного потока в элементарной области, Па АРЬ; _АРТР , , + АРМС , , +АРИН ,, (8)
сов по высоте реактора: подача возвратного ДХЭ; выделение тепла за счет абсорбции и реакции; кипение ДХЭ (1)-(3).
Температура кипения дихлорэтана может быть рассчитана по уравнению Антуана [3], °С:
Р,0Ч) - давление в элементарной области из предыдущей итерации расчета или начальное условие при первой итерации, Па.
Теплофизические свойства в уравнениях (1)-(4), теплоемкость и теплота парообразования ДХЭ, определяются по средней температуре в элементарной области = (£,■+ t(i_l)) / 2 итерационно.
По найденной средней температуре определяются плотность, молекулярная вязкость жидкой фазы и газовой смеси.
Для определения объемного газосодержания в элементарной области находятся приведенные скорости газа и жидкости (5)-(6). Объемное газосодержание определяется по уравнению (7) [4].
Потеря напора двухфазного потока в элементарной области состоит из трех составляющих (8): потери напора на трение АРт1, потери напора на местное сопротивление АРМС,, и изменения кинетической энергии потока от изменения газосодержания, т.е. инерционного напора:
АР„
> ш2.
ж,1 ж,1
2
1
1
(1 —Фг,. )2 (1 —Фг,, —1))2
где Фг,(,_1), Фг,,. - газосодержание в предыдущей и текущей элементарных областях соответственно, доля.
Потери напора на трение и на местных сопротивлениях двухфазного потока рассчитываются по зависимости, предложенной Чиз-холмом [5]:
-1 + (у2 —1)-[б ■ х
(1 — х)
х
где АРж. - сопротивление монолитной жидкости, Па; х — расходное массовое газосодержание, доля; у -(Р^) ( г;/ж,.) 7 .
Коэффициент Б зависит от массовой скорости газожидкостной смеси т [кг/(м2-с)] и значения параметра у.
Полное давление на предыдущую элементарную область составляет, Па
Р. —1) - Р,( ;—1) +АРБ„ +Ах ■(Р ж„- —Р г,, И1 —Ф г,, Я.
Расчет представляет собой последовательный многократный расчет полей сопротивления потоку и движущей силы циркуляции до достижения равенства
ЕАРДВ. -Еарб. + АРЦ
(9)
где АРЦ - сопротивление циркуляционной трубы, Па.
Равенство уравнения (9) достигается за счет изменения расхода циркуляционного ДХЭ пропорционально разности движущего напора и сопротивления циркуляционного контура.
Блок-схема расчета представле на на рис. 3.
Тестирование разработанной математической модели реактора проводилось путем сравнения расчетных полей температуры по высоте реактора и расходов циркулирующего ДХЭ с данными экспериментов, проведенных на опытно-промышленном реакторе прямого высокотемпературного хлорирования этилена (рис. 4).
Из диаграмм видно, наибольшее отклонение расчетной температуры от экспериментально полученных значений имеется в областях с прямыми участками максимальных диаметров перед и после местных сопротивлений. Отклонение температур объясняется принятым в математической модели допущением об идеальном вытеснении потока, значительно упрощающим модель. В реальности в этих областях имеет место струйное течение с крупномасштабными вихревыми потоками.
Отклонение расчетного расхода циркулирующего в реакторе ДХЭ от данных экспериментов, определенных по приращению температуры в зоне реакции опытного реактора, составило не более 3%.
Таким образом, рассмотренный подход к моделированию газлифтного реактора высокотемпературного хлорирования этилена позволяет оценить расход циркулирующего ДХЭ, газосодержание и температуру по высоте реактора и оптимизировать его геометрические размеры для создания благоприятных условий протекания процесса.
Условные обозначения: с - теплоемкость, кДж/(кг-К); d - внутренний диаметр элементарной области аппарата, м; С - массовый расход, кг/с; д- ускорение свободного падения, м/с2; АН - тепловой эффект, кДж/кмоль; Р -давление, Па; О — объемный расход, м3/ч; Ад -тепловая мощность, кВт; г - удельная теплота парообразования ДХЭ, кДж/кг; í - температура, °С; ш- приведенная скорость, м/с; х- время, с; ^ - потери тепла в окружающую среду, доля; ц - динамический коэффициент вязкости, Па-с; р - плотность, кг/м3; а - поверхностное натяжение, Н/м; ф - газосодержание, объемная доля.
Индексы: п — индекс потоков; 1 - хлор; 2 -этилен; 3 воздух; 4 - возвратный ДХЭ; 5 - синтезированный ДХЭ; 6 - циркулирующий жидкий ДХЭ; 7 - пар ДХЭ; г - газовая фаза; ж - жидкая фаза; . - порядковый номер элементарной области;] —итерация; Б - барботажная труба; Ц - циркуляционная труба; ДВ - движущая
ТР
ИРКУТСКИМ государственный университет путей сообщения
Рис. 3. Блок-схема расчета газлифтного реактора
оо оо
Рис. 4. Поля температур: а - нагрузка по хлору 245 м3/ч; б- нагрузка по хлору 315 м3/ч
сила; МС - местное сопротивление; ИН - инерционный напор; ТР - трение; А - абсорбция; Р -реакция; В - верх реактора.
БИБЛИОГРАФИЯ
1. Патент Российской Федерации №2162834, МКИ С 07 С 17/02. Способ получения 1,2-дихлорэтана / Опубликован 10.02.2001. Бюл. № 4. - С. 72-74.
2. Новицкий Е.А., Самсонов В.В., Шишкин З. А., Кузнецов К.А. Кинетикажидкофазного хлорирования этилена в реакторах с эжек-ционным вводом реагентов. Доклады X международная научно-практическая конференция "Химия XXI век: новые технологии, новые продукты" — Кемерово: Куз-
басский государственный технический университет и ЗАО Кузбасский выставочный комплекс «ЭкспоКемерово», 2007 — С. 148-150.
3. Ульянов Б.А., Бадеников В.Я., Ликучёв В.Г. Процессы и аппараты химической технологии. Учебное пособие - Ангарск: Издательство АГТА, 2005, - 22 с.
4. Соколов В.Н., Доманский И.В. Газожидкостные реакторы — Л.: Машиностроение, 1976. - 216 с.
5. Ульянов Б.А., Щелкунов Б.И. Процессы и аппараты химической технологии. Гидравлические процессы: Учебное пособие. — Иркутск: Изд-во Иркутского ун-та. 1996. -220 с.
