CC BY
35
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ: строительство
Экологическая безопасность строительства
DOI.org/10.5281/zenodo.897019 УДК 628.339
А.А. Еськин, Н.С. Ткач, Г.А. Захаров
ЕСЬКИН АНТОН АНДРЕЕВИЧ - старший преподаватель, e-mail: [email protected] ТКАЧ НАДЕЖДА СЕРГЕЕВНА - старший преподаватель, e-mail: [email protected] ЗАХАРОВ ГЕННАДИЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ - к.т.н., профессор кафедры, e-mail: [email protected]
Кафедра инженерных систем зданий и сооружений Инженерной школы Дальневосточный федеральный университет Суханова ул. 8, Владивосток, 690091
Определение эффективности распыливающего абсорбера в условиях напорной флотации
Аннотация: Проведено экспериментальное исследование эффективности насыщения жидкости воздухом в напорном резервуаре распыливающего типа. Эффективность насыщения определялась на основании измерений локальных значений скорости барботажа во флотационном отделении. Эксперимент проводился при следующих условиях: давление воздуха в напорном резервуаре 1-5 бар, температура жидкости 10-40 °С. Для распыливания жидкости использовались центробежно-струйная и ударно-струйная форсунки. Скорость барботажа определялась волюметрическим методом с использованием мерного цилиндра. По результатам исследования получены математические модели, описывающие зависимость скорости барботажа в центре и в пристенной областях флотационного отделения от типа распыливающего устройства, давления воздуха в напорном резервуаре и температуры жидкости. Результаты работы могут быть полезны при проектировании напорных резервуаров распыливающего типа, а также при разработке устройств очистки нефтесодер-жащих вод напорной флотацией.
Ключевые слова: сатуратор, пузырек, очистка сточных вод, нефтепродукты, абсорбция, распыли-вающий абсорбер.
Введение
В настоящее время для извлечения нефтепродуктов из сточных вод промышленных предприятий рекомендуется использовать трехступенчатую схему: предварительная очистка отстаиванием (концентрация нефтепродуктов снижается до 100 мг/л), очистка флотацией (до 1-10 мг/л) и доочистка сорбцией (концентрация снижается до 0,05-0,5 мг/л) [9, 17].
При очистке сточных вод флотацией извлечение гидрофобных частиц происходит за счет их слипания с пузырьками воздуха и последующего выноса образовавшегося комплекса на поверхность. Флотацию классифицируют по способу создания газовой эмульсии: импеллерная, пневматическая, гидродинамическая, напорная и электрохимическая [3, 8]. Среди всех методов флотации наибольшее распространение получила напорная флотация, при которой пузырьки выделяются из объема жидкости за счет изменения условий растворимости воздуха, как правило, снижения давления. Достоинствами напорной флотации является малый размер образующихся пузырьков, а также высокая вероятность их выделения непосредственно на частицах нефтепро-
© Еськин А.А., Ткач Н.С., Захаров Г.А., 2017 О статье: поступила: 20.07.2017; финансирование: бюджет ДВФУ.
дуктов. Низкое газосодержание (отношения объема воздуха к объему жидкости во флотационной камере) является одним из недостатков напорной флотации. Повысить газосодержание можно за счет увеличения количества воздуха растворяемого в жидкости при насыщении. Увеличение количества выделяемого воздуха при одновременном снижении среднего диаметра пузырьков является одним из главных направлений интенсификации напорной флотации.
Повысить газосодержание напорной флотации возможно за счет увеличения давления насыщения. Однако, согласно имеющимся экспериментальным исследованиям, кривая зависимости эффективности извлечения нефтепродуктов от давления в напорном резервуаре имеет вид параболы с максимумом в диапазоне 2,5-3,5 бар [12, 24]. Это объясняется тем, что увеличение давления приводит не только к увеличению количества растворенного воздуха, но и к росту среднего диаметра пузырьков, которое вызвано активной коалесценцией зародышевых пузырьков сразу после дросселирующего устройства. Следовательно, невозможно повысить эффективность напорной флотации за счет увеличения давления насыщения. В связи с этим современные исследования в области напорной флотации посвящены увеличению количества растворяемого воздуха при заданном давлении. Известно, что в типовом напорном резервуаре барботажного типа растворяется всего 16-45% воздуха от теоретически возможного количества [17, 21, 25]. Как правило, интенсифицируют процесс насыщения за счет увеличения поверхности газовой фазы, создавая в напорном резервуаре мелкодисперсную газовую эмульсию с помощью использования различных насадок [21, 22], пористой перегородки [16], вихревого устройства [6, 7], вращающегося ротора [11], электрогидродинамического устройства [4], дробления воздуха в насосе [23] и др.
Однако повысить поверхность контакта можно за счет увеличения поверхности жидкой фазы - при неизменном объеме газовой фазы. Коллективом кафедры инженерных систем зданий и сооружений Инженерной школы ДВФУ предложен способ напорной флотации, включающий в себя распыливание жидкости в напорном резервуаре через гидравлическую форсунку [19]. Мелкие капли (диаметром 300-500 мкм), двигаясь в объеме газовой фазы, находящейся под заданным давлением, интенсивно насыщаются воздухом. Это позволяет увеличить газосодержание жидкости в камере флотатора.
Напорные резервуары различного типа применяются в химической промышленности. Несмотря на то что принцип их действия изложен еще в литературе 1940-х годов (см. [13]), на сегодняшний день нет данных о количественных характеристиках распыливающих абсорберов при насыщении воды воздухом в диапазонах давления 1-5 бар.
Целью данной работы является экспериментальное определение эффективности напорного резервуара распыливающего типа применительно к условиям напорной флотации.
Теория абсорбции газов и эксперимента
Теория абсорбции газов представлена в работе [13].
Скорость абсорбции газа жидкостью описывается в общем случае уравнением массопере-
дачи:
У = К ■ Бг / ^ • (у * -у) , (1)
где У - количество вещества, переносимое между фазами в единицу времени; Кг - коэффициент массопередачи; 8г/ж - поверхность соприкосновения фаз; у* - концентрация газа, равновесная с концентрацией жидкости; у - текущая концентрация газа.
Коэффициент массопередачи определяется по следующей формуле:
— = - + — , (2) КгРгРж
где т - среднее значение константы фазового равновесия; вг, вж - коэффициенты массоотдачи жидкой и газовой фаз.
Для плохо растворимых газов можно пренебречь сопротивлением газовой фазы, тогда Кг = в ж/т.
Теоретический анализ массопереноса в абсорбционных аппаратах в настоящее время невозможен, так как система дифференциального уравнения массообмена и дифференциальных уравнений Навье-Стокса и неразрывности потока аналитического решения не имеет. На практике для описания процессов абсорбции используют критерии подобия: диффузионный критерий Нус-
В-1 В-1
сельта Ыи' = ; диффузионный критерий Прандтля Рг' = ; диффузионный критерий Фурье
¥о' = ^ ® ; критерий Рейнольдса Яе = ^Л . в этих уравнениях в — коэффициент массоотдачи;
I V
а - скорость; I - определяющий размер; Б - коэффициент диффузии; V - кинематическая вязкость, в - время.
Эффективность работы распыливающего абсорбера можно определить из зависимости [26]:
=7Ш (3)
Критерии Ыи' и ¥о' рассчитываются по диаметру капли d и времени падения капли в. Это уравнение справедливо для неподвижной капли очень малого диаметра, при котором можно пренебречь внутренней циркуляцией. При возникновении циркуляции коэффициент массоотдачи вж повышается в 2,5 раза по сравнению с теоретическими формулами. Повышение рж происходит также вследствие деформации и колебания капель. Установлено, что вж достигает очень больших значений в момент образования капли и уменьшается в период ее падения.
Для массоотдачи за время падения капли выведено уравнение [13]:
Ыи ' ж = 106(Рг' ж )1/3 в ^, (4)
где безразмерное время падения Т1=ижв/£.
На основе анализа зависимостей (3), (4) можно сделать вывод, что коэффициент массоотдачи вж уменьшается с увеличением времени контакта и мало зависит от скорости движения капель. Скорость движения газа в абсорбере также не оказывает существенного влияния при абсорбции плохорастворимых газов. Таким образом, на эффективность работы распыливающего абсорбера влияет главным образом поверхность контакта между фазами, определяемая диаметром капли и плотностью орошения, которые зависят от конструкции распылителя и его расположения в абсорбере, а также от гидродинамических параметров жидкости, подаваемой на распыливание.
Проведя теоретический анализ, можно определить отклик и факторы, влияющие на эффективность насыщения жидкости в напорном резервуаре:
У = /(¿к , Ож Vж , Рж , Рг , Р ) , (5)
где ёк — диаметр капли; Qж — расход жидкости через форсунку; рж,г — плотность жидкости, газа; Рг — давление газа в напорном резервуаре.
Согласно теории инженерного эксперимента, необходимо исключить зависимые и неконтролируемые факторы [15].
Для перекачивания жидкости используется роторно-пластинчатый насос, напорно-расходная характеристика которого в рабочем диапазоне представляет практически вертикальную линию, следовательно, вне зависимости от изменения характеристики сети расход жидкости Qж остается постоянным, что позволяет исключить указанный фактор. Вязкость и плотность жидкости зависят от температуры, соответственно, целесообразно исключить эти факторы, заменив их температурой жидкости ж Плотность газа является зависимым фактором от давления газа, поэтому ее также можно исключить. Диаметр капли зависит от конструкции распылителя, давления газа в напорном резервуаре и расхода жидкости. Так как в ходе эксперимента конструкция форсунки не изменяется, а расход жидкости постоянный, диаметр капли будет зависеть только от давления газа Рг.
В настоящий момент затруднительно напрямую измерить в напорном резервуаре количество газа, переносимое в объем жидкости за единицу времени. Однако количество растворенного
газа, а значит, и эффективность абсорбции можно определить косвенно, исходя из количества воздуха, выделяемого при снижении давления насыщаемой жидкости. Для этого целесообразно использовать скорость барботажа q (м/с), которая показывает, какой объем газа проходит через единицу площади флотационного отделения в единицу времени.
С учетом изложенного уравнение (5) примет вид:
1 = /(Рг , *ж ) . (6)
Ввиду малого количества факторов возможно провести полный факторный эксперимент с дополнительными точками.
Для вычисления скорости барботажа необходимо знать газосодержание объема жидкости, поступающей во флотатор. Определение газосодержания является важным вопросом для различных отраслей промышленности: для этого существуют несколько основных методов - кондукто-метрический, акустический и волюметрический [1, 5, 10, 18].
Волюметрический метод, включающий разделение дисперсной системы газ-жидкость на две макрофазы с последующим замером объема отделившейся газовой фазы, наиболее точный и простой, позволяет измерять локальные значения газосодержания. Для отделения газовой фазы нами использовался мерный цилиндр [14], который, заполняясь водой, погружался в жидкость так, что нижняя часть цилиндра выступала над поверхностью воды (см. рис. 2). Воздух, поступая в объем цилиндра, вытеснял жидкость; фиксировалось время заполнения воздухом заданного объема цилиндра. Скорость барботажа при этом определится зависимостью:
V
1=-V - (7)
где q - скорость барботажа, мкм/с; Уг- объем выделившегося воздуха, 50 см ; Г - площадь живого сечения мерного цилиндра, 20 см ; t- время заполнения указанного объема воздухом, с.
Методика эксперимента
Экспериментальные исследования (см. рисунки 1-4) проводились на установке, представленной на рис. 1. Флотационная емкость 1 заполнялась водой через шланг, соединенный со смесителем системы водоснабжения. Температура воды контролировалась с помощью измерителя 2ТРМ0 с подключенным термопреобразователем сопротивления ТСП-Н. Заданная температура жидкости достигалась за счет смешения воды из систем холодного и горячего водоснабжения в различных пропорциях. В напорный резервуар 2 через патрубок 3 подавался от компрессора сжатый воздух, величина давления контролировалась по показаниям манометра 4. В случае превышения заданного давления часть воздуха вручную сбрасывалась через предохранительный сбросной клапан 5. После заполнения водой флотационной емкости 1 и достижения заданного давления в напорном резервуаре 2, производилось включение роторно-пластинчатого насоса 7, в результате чего жидкость, поступая из отделения отстоя воды 10 флотационной емкости 1, рас-пыливалась через форсунку 9 в напорном резервуаре 2. В качестве форсунок использовались цен-тробежно-струйная форсунка BETE WL3-60 и ударно-струйная форсунка BETE TF8-60 (рисунки 3, 4) [20]. Процесс распыла контролировался через смотровые окна в напорном резервуаре. Насыщенная жидкость поступала во флотационное отделение 8 флотационной емкости, проходя через вентиль 11. Расход жидкости измерялся с помощью счетчика с импульсным выходом 12. Вентилем 11 во флотационной емкости 1 поддерживался постоянный уровень жидкости. Таким образом, устанавливалось равенство расхода жидкости на входе и выходе во флотационный резервуар. Так как используемый роторно-пластинчатый насос обладает практически вертикальной напорно-расходной характеристикой, то значение расхода воды, поступающей в напорный резервуар, остается равным 1 м /ч вне зависимости от давления воздуха. После вентиля 11 давление жидкости резко снижается, в результате чего происходит выделение пузырьков воздуха. Скорость барботажа измерялась на основании определения скорости заполнения воздухом мерного цилиндра по формуле (7).
Предварительные эксперименты показали, что скорость барботажа для разных зон флотационной камеры неодинакова: существует градиент концентрации газовой фазы, направленный от периферии камеры к ее центру. Измерение скорости барботирования проводилось в двух точках -в центре флотационной емкости и в пристенной области (рис. 2).
Рис. 1. Схема экспериментальной установки.
Рис. 2. Сравнение скорости заполнения мерного цилиндра воздухом в центре флотационного отделения и в пристенной области.
Рис. 3. Центробежно-струйная форсунка Рис. 4. Ударно-струйная форсунка
BETE WL3-60. BETE TF8-60.
Факторы изменялись в следующих диапазонах: нижняя граница избыточного давления в напорном резервуаре - 1 бар, верхняя граница - 5 бар, шаг - 0,5 бар; температура жидкости: 10 °С, 20, 40 °С. В каждой точке плана эксперимента проводилось 3-4 параллельных опыта.
Обработка эксперимента: программа MS Excel с использованием пакета «Анализ данных». Воспроизводимость эксперимента оценивалась с помощью G-критерия Кохрена. Адекватность математических моделей оценивалась по критерию Фишера [15].
Результаты эксперимента
Результаты эксперимента при использовании центробежно-струйной форсунки WL представлены на рисунках 5, 6.
Зависимость скорости барботажа при использовании центробежно-струйной форсунки WL:
- в центре флотационного отделения:
ВЕСТНИК ИНЖЕНЕРНОЙ ШКОЛЫ ДВФУ. 2017. № 3(32)
12,3P
(8)
в пристенной области:
qc = 16,35 + 29,39P, -1,42T - 2,02P,2 + 0,028T2 - 0,162PT,
(9)
где q - скорость барботажа, мкм/с; Рг - давление воздуха в напорном резервуаре, бар; Т - температура жидкости, °С.
400
350 300 250
ы
S 200
150 100 50
■ WL 10 °С
♦ WL 20 °С
▲ WL 40 °С
■Модель
0 1 2 3 4 5 6
Рг, бар
Рис. 5. Зависимость скорости барботажа в центре флотационного отделения от температуры жидкости и давления в напорном резервуаре (здесь и далее в графиках: в диапазоне 1-5 бар).
Центробежно-струйная форсунка BETE WL3-60.
100 90 80 70
S 60 а
......А..—
А-
.-•А'
А-'
♦ 10 °С
■ 20 °С
▲ 40 °С
£ 50 —/— / / ---модель 10 °С
40 * -модель 20 °С
/ / / щ .........модель 40 °С
30 20
0123456
Рг, бар
Рис. 6. Зависимость скорости барботажа в пристенной области флотационного отделения от температуры жидкости и давления в напорном резервуаре. Центробежно-струйная форсунка
BETE WL3-60.
0
Результаты эксперимента при использовании ударно-струйной форсунки TF представлены на рисунках 7, 8.
Зависимость скорости барботажа при использовании центробежно-струйной форсунки TF:
- в центре флотационного отделения: ^ = 121,51 - 89,17 Рг + 25,26Р2г
- в пристенной области:
(10) (11)
где q - скорость барботажа, мкм/с; Рг - давление воздуха в напорном резервуаре, бар; Т - температура жидкости, °С.
qc = 25,77 + 32,25Рг - 1,77tж - 2,56Рг2 + 0,017iЖ
модель
• 10 °С
♦ 20 °С
■ 40 °С
^150 100 50 0
0 1 2 3 4 5 6
Рг, бар
Рис. 7. Зависимость скорости барботажа в центре флотационного отделения от температуры жидкости и давления в напорном резервуаре. Ударно-струйная форсунка BETE TF8-60.
120
100 80
и
g 60 s
¡г
40 20
♦ 10 °С
■ 20 °С
▲ 40 °С
Модель 10 °С
Модель 20 °С
Модель 40 °С
34
Рг, бар
Рис. 8. Зависимость скорости барботажа у стенки флотационного отделения от температуры жидкости и давления в напорном резервуаре. Ударно-струйная форсунка BETE TF8-60.
0
0
1
2
5
6
Обсуждение результатов
Анализируя полученные зависимости (8)—(11), а также экспериментальные данные, представленные на рисунках 5-8, можно сделать следующие выводы:
- Скорость барботажа в центре флотационного отделения отличается от скорости барбота-жа в пристенной области. Скорость барботажа в пристенной области при увеличении давления увеличивается незначительно по сравнению со скоростью барботажа в центре флотационного отделения и практически перестает увеличиваться при давлении выше 5,5 бар.
Эти два явления можно объяснить следующим. При увеличении давления насыщения происходит увеличение количества выделяемого воздуха, при этом одновременно возрастает коалесцен-ция пузырьков в дросселирующем устройстве - большое количество мелких пузырьков сливаются в крупные и быстро всплывают в центре флотационного отделения. При давлении насыщения выше 5,5 бар практически весь воздух выделяется в виде крупных пузырьков, а количество мелких пузырьков в пристенной области остается постоянным. Это препятствует увеличению эффективности очистки нефтесодержащих вод напорной флотацией за счет увеличения давления насыщения.
- Температура очищаемой жидкости практически не влияет на скорость барботажа в центре флотационного отделения. С увеличением температуры снижается скорость барботажа в пристенной области.
Растворимость воздуха в воде падает с увеличением температуры - это может объяснять уменьшение скорости барботажа в пристенной области, но тогда должно наблюдаться падение скорости барботажа и в центре флотационного отделения, что не подтверждается по результатам эксперимента. На скорость барботажа в пристенной области может оказывать влияние пристенное течение жидкости. Известно, что при ламинарном режиме течения жидкости у стенок резервуара может наблюдаться изменение направления течения, при этом интенсивность течения возрастает с увеличением плотности жидкости. Пристенное течение может транспортировать пузырьки в центральную нижнюю часть флотационного отделения, где они сталкиваются с крупными пузырьками, коалесцируют и всплывают в центре флотационного отделения.
- Качественно результаты измерения скорости барботажа при использовании центробежно -струйной и ударно-струйной форсунок совпадают. Однако количественно скорость барботажа различается для различных областей флотационного отделения. Если в центре флотационного отделения скорость барботажа практически не изменяется при смене форсунки, то в пристенной области она в среднем на 16% больше при использовании ударно-струйной форсунки TF, чем при использовании центробежно-струйной форсунки WL.
Согласно данным завода-изготовителя [20], для форсунки TF средний объемно-поверхностный диаметр капель равен 343 мкм (при расходе 0,273 м /ч), для форсунки WL, при том же расходе, средний диаметр составляет 649 мкм. Следовательно, при увеличении поверхности контакта между фазами (что достигается снижением среднего диаметра капель при неизменном расходе жидкости) увеличивается скорость барботажа, а значит, и количество растворенного газа. Это подтверждает существующую теорию абсорбции газов.
Выводы
По результатам исследования можно сделать следующие выводы:
- Скорость барботажа в центре флотационного отделения при давлении воздуха в напорном резервуаре до 2 бар существенно не отличается от скорости барботажа в пристенной области. При давлении выше 2 бар скорость барботажа в центре начинает увеличиваться по квадратичной зависимости.
- Температура оказывает влияние только на скорость барботажа в пристенной области.
- Общее газосодержание жидкости во флотационном отделении увеличивается при уменьшении диаметра капель распыливаемой жидкости.
Полученные данные показывают, что распыливание жидкости значительно интенсифицирует процесс абсорбции воздуха, следовательно, напорные резервуары распыливающего типа можно использовать в схемах напорной флотации.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абишев А.А., Долганов В.Л., Загидуллин С.Х. и др. Современные методы определения газосодержания и поверхности контакта фаз в двухфазных газожидкостных системах // Вестник Перм. наци-ональн. исслед. политех. ун-та. Химическая технология и биотехнология. 2009. Т. 9. С. 243-253.
2. Азаматов М.А., Азаматов А.Ш. Определение характеристик двухфазного потока пузырьковой структуры // Георесурсы. 2010. № 1(33). С. 4-6.
3. Алексеев Е.В. Основы технологии очистки сточных вод флотацией. М.: Изд-во АСВ, 2009. 136 с.
4. Алексеева Т.В. Разработка технологии очистки замазученных сточных вод ТЭЦ с использованием метода безнапорной флотации: дис. ... канд. техн. наук: 05.23.04. Пенза, 2003. 125 с.
5. Болтенко Д.Э. Зондовые методы определения характеристик одно-двухфазных потоков в стационарных и динамических режимах: дис. ... канд. техн. наук: 05.11.13. Казань, 2006. 194 с.
6. Гришин Л.Б. Совершенствование очистки нефтесодержащих производственных сточных вод: дис. ... канд. техн. наук. Пенза, 2009. 144 с.
7. Диспергатор: пат. 2074117 Российская Федерация: МПК C02F1/24 / Генцлер Г.Л.; ЗАО «Сибпро-ект» (RU) № 5016611/26; заявл. 16.12.1991; опубл. 27.02.1997.
8. Золотов А.В. Обзор методов и устройств очистки нефтесодержащих стоков // Нефтепереработка и нефтехимия. Научно-технические достижения и передовой опыт. 2015. № 9. С. 42-47.
9. Зубарева Г.И., Копытова Е.В., Гуринович А.В. Глубокая очистка сточных вод нефтехимического производства // Экология и промышленность России. 2007. № 3. С. 15-16.
10. Перепелкин К.Е., Матвеев В.С. Газовые эмульсии. Л.: Химия, 1979. 200 с.
11. Петрунин А.А. Совершенствование технологии флотационной очистки нефтесодержащих производственных сточных вод с использованием роторно-диспергирующего устройства: дис. ... канд. техн. наук. Пенза, 2016. 161 с.
12. Покровский В.Н., Аракчеев Е.П. Очистка сточных вод тепловых электростанций. М.: Энергия, 1980. 256 с.
13. Рамм В.М. Абсорбция газов. М.: Химия, 1966. 766 с.
14. Сазонов Д.В., Карелин А.Н. Определение интенсивности барботирования в лабораторной флотационной установке // Молодеж. науч.-техн. вестник. 2013. № 10. С. 17.
15. Семенов Б.А. Инженерный эксперимент в промышленной теплотехнике, теплоэнергетике и тепло-технологиях. СПб.: Лань, 2013. 400 с.
16. Способ очистки сточных вод напорной флотацией: пат. 2386590 Российская Федерация: МПК C02F1/24 / Э.Л. Аким и др.; № 2008136974/15; заявл. 16.09.2008; опубл. 20.04.2010.
17. Стахов Е.А. Очистка нефтесодержащих сточных вод предприятий хранения и транспорта нефтепродуктов. Л.: Недра, 1983. 263 с.
18. Тараненко Г.В. Определение локального газосодержания газожидкостного слоя кондуктометриче-ским методом // ScienceRise. 2016. Т. 3. № 2 (20). С. 67-70.
19. Устройство для очистки нефтесодержащих и сточных вод: пат. 155705 Российская Федерация: МПК CT2F 1/00 / А.А. Еськин, ГА. Захаров, К.В. Цыганкова, Н.С. Ткач; ДВФУ (RU) № 2014150107/05; заявл. 10.12.2014; опубл. 20.10.2015, Бюл. № 9.
20. BETE Nozzle Selection Wizard URL: https://services.bete.com/scripts/cgiip.exe/select/z_Sel-Series.r?capplic=99.9. - 22.03.2017.
21. Bratby J., Marais G.V.R. Saturator performance in dissolved-air (pressure) flotation Water Res. 1975; 9(11):929-936.
22. Edzwald J.K. Dissolved air flotation and me. Water Res. 2010;44(7):2077-2106.
23. KTM Series microbubble generator URL: www.daf-pump.com.- 22.03.2017.
24. LI X., Liu J., Wang Y. et al. Separation of Oil from Wastewater by Column Flotation. Journ. of China University of Mining and Technology. 2007(17);4:546-551.
25. Shannon W.T., Buisson D.H. Dissolved air flotation in hot water. Water Research. 1980(14);7:759-765.
26. Sherwood T.K., Pigford R.L. Absorbtion and extraction. N-Y., McGrow-Hill Book Co, 1952, 478 p.
THIS ARTICLE IN ENGLISH SEE NEXT PAGE
construction
Environmental Safety of Construction
D0l.org/10.5281/zenodo.897019
Eskin A., Tkach N., Zakharov G.
ANTON ESKIN, Senior Lecturer, e-mail: [email protected] NADEZDA TKACH, Senior Lecturer, e-mail: [email protected] GENNADY ZAKHAROV, Candidate of Engineering Sciences, Associate Professor, e-mail: [email protected]
Department Engineering Systems of Buildings and Constructions, School of Engineering Far Eastern Federal University 8 Sukhanova St., Vladivostok, Russia, 690091
Determination of the efficiency of a spray absorber under dissolved-air flotation conditions
Abstract: The article presents an experimental study on the efficiency of liquid saturation with air in a pressurised spray tank. The saturation efficiency was determined on the basis of measurements of the local values of the bubbling rate in the flotation compartment. The experiment was carried out under the following conditions: the air pressure in the pressure tank made up 1-5 bars, whereas the liquid temperature stood at 10-40° C. The centrifugal-jet and impact-jet nozzles were used to spray the liquid. The speed of bubbling was determined by the volumetric method using a graduated cylinder. Obtained from the study are the following data: the mathematical models describing the dependence of the rate of bubbling in the centre and near the wall areas of the flotation compartment on the type of spraying device, the pressure of the air in the pressure tank, and the temperature of the liquid. The results of the work can be of use when designing pressure tanks of the spraying type as well as when developing devices to clean oily waters by pressure flotation.
Key words: saturator, bubble, purification, oil products, absorption, spraying. REFERENCES
1. Abishev A.A., Dolganov V.L., Zagidullin S.H. et al. Modern methods of decision of gazosoderganiya and surface of contact of phases in the diphasic gazogidkostnih systems. VestnikPNIPU. Himicheskaja tehnologi-ja i biotehnologija [PNRPU Bulletin. Chemical Technology and Biotechnology]. 2009(9):243-253.
2. Azamatov M.A., Azamatov A.Sh. Two-phase bubble flow characterization. Georesursy [Georesources]. 2010(1/33):4-6.
3. Alekseev E.V. Basics of wastewater treatment by flotation. M., ACB, 2009, 136 p.
4. Alekseeva T.V. Development of the technology for cleaning the oil-contaminated wastewater of CHPP using the method of non-pressure flotation. Ph. D thesis. Penza, 2003, 125 p.
5. Boltenko D.E. Probe methods for determining the characteristics of single-two-phase flows in stationary and dynamic modes: dis. ... Cand. Tech. Sciences: 05.11.13. Kazan, 2006. 194 p.
6. Grishin L.B. Improvement of oily industrial wastewater purification. Ph. D thesis. Penza, 2009, 144 p.
7. Disperser. Patent RU N 2074117.
8. Zolotov A.V. Review of methods and devices for purification of oily waste water. Neftepererabotka i neftehimija [Petrochemicals and petrochemistry]. 2015;9:42-47.
9. Zubareva G.I., Kopytova E.V., Gurinovich A.V. Deep treatment of petrochemical production wastewater. Ekologiya ipromyshlennost'Rossii [Ecology and Industry of Russia]. 2007(3);15-16.
10. Perepelkin K.E., Matveev V.S. Gas emulsions. L., Himija, 1979, 200 p.
11. Petrunin A.A. Improved technology flotation treatment of oil-containing industrial waste water using a rotor-dispersing device. Ph. D thesis. Penza, 2016, 161 p.
12. Pokrovskij V.N., Arakcheev E.P. Wastewater treatment of thermal power plants. M., Energija, 1980, 256 p.
13. Ramm V.M. Gas Absorbtion. M., Himija, 1966, 766 p.
14. Sazonov D.V., Karelin A.N. Determination of the intensity of bubbling in a labortory flotationunit. Mo-lodezhnyj nauchno-tehnicheskij vestnik [Youth scientific and technical bulletin]. 2013;10-17.
15. Semenov B.A. Engineering experiment in industrial heat engineering, heat power and heat technologies. St.P., Lan', 2013, 400 p.
16. Method for purifying waste water by pressure flotation. Patent RU No 2386590.
17. Stakhov E.A. Purification of oily waste water from storage and transportation of petroleum products organizations L., Nedra, 1983, 263 p.
18. Taranenko G.V. Determination of the local gas content of the gas-liquid layer by the conductometric method. ScienceRise. 2016(3);2:67-70.
19. Device for cleaning oily and sewage water. Patent RU No 155705.
20. BETE Nozzle Selection Wizard.URL: https://services.bete.com/scripts/cgiip.exe/se-lect/z_SelSe-ries.r?capplic=99.9. - 22.03.2017.
21. Bratby J., Marais G.V.R. Saturator performance in dissolved-air (pressure) flotation Water Res. 1975; 9(11):929-936.
22. Edzwald J.K. Dissolved air flotation and me. Water Res; 2010; 44(7):2077-2106.
23. KTM Series microbubble generator URL: www.daf-pump.com - 22.03.2017.
24. LI X., Liu J., Wang Y. et al. Separation of Oil from Wastewater by Column Flotation. Journ. of China University of Mining and Technology. 2007(17);4:546-551.
25. Shannon W.T., Buisson D.H. Dissolved air flotation in hot water. Water Research. 1980(14);7:759-765.
26. Sherwood T.K., Pigford R.L. Absorbtion and extraction. N-Y., McGrow-Hill Book Co, 1952, 478 p.
