Тепло- и массообменные испытания миникольцевых насадок из полимерного материала Текст научной статьи по специальности «Химические технологии»

Серия «Химическое машиностроение и инженерная экология» Тепло- и массообменные испытания миникольцевых насадок из полимерного материала

К.т.н. Соколов А.С., к.т.н. Пушнов А.С., к.т.н. доц. Сидельников И.И.,

к.т.н. Толстиков А.В., Курбатова Е.А.

Университет машиностроения, 8-926-737-17-97, sasghm@mail.ru, 8-916-678-25-33, кигЬаЮуа-вН2аЬв(а@таИ ги

Аннотация. Проведено экспериментальное исследование миникольцевой насадки типа МКН. Показано, что она может быть полезной в ряде колонных тепло- и массообменных аппаратов.

Ключевые слова: насадочные аппараты, теплообмен, массообмен, мини-кольцевая насадка

Введение

Анализ насадочных колонн в сравнении с тарельчатыми показал [1, 2], что насадочные колонны имеют более низкое гидравлическое сопротивление в расчете на высоту единиц переноса, так как тарелки работают в затопленном режиме, и газу, проходящему через колонну, приходится преодолевать сопротивление, равное суммарному давлению столбов жидкости на всех тарелках. Кроме того, насадочные колонны, как известно, могут работать при более высоких нагрузках по газу и жидкости. В тарельчатых колоннах скорость газа ограничена повышением межтарельчатого уноса жидкости, который при больших скоростях значительно снижает эффективность разделения [3, 4]. Ограничение нагрузок по жидкости в тарельчатых колоннах обуславливается пропускной способностью переливов, скорость жидкости в которых не должна превышать значений, при которых начинается захват газа. Повышение жидкостной нагрузки возможно путем увеличения площади тарелок и, как следствие, пропускной способности по газу. В насадочных колоннах скорости газа при атмосферном давлении могут достигать 3,5 м/с, что позволяет значительно уменьшить диаметр насадоч-ных колонн.

Насадочные колонны лишены присущей тарельчатым чувствительности к перекосам, что обеспечивает жесткие требования к горизонтальности последних при монтаже, и менее чувствительны к загрязнениям, вызывающим забивку отверстий в тарелках [1].

По сравнению с тарельчатыми колоннами насадочные имеют более простую конструкцию. Кроме того, насадочные колонны менее металлоемки, а стоимость их изготовления ниже [2].

Вышеперечисленные преимущества, а также создание новых эффективных насадок позволяют повысить конкурентоспособность насадочных колонн по сравнению с колоннами тарельчатого типа.

Рисунок 1. Общий вид исследуемой новой миникольцевой насадки

Основные характеристики исследуемой насадки

Нами предложена и исследована изображённая на рисунке 1 миникольцевая насадка типа МКН, элементы которой представляют собой кольцо. Внутренняя поверхность колец имеет прерывистое ребро, а на одном торце элемента насадки равномерно расположены небольшие прямоугольные выступы.

Исследуемая конструкция миникольцевой насадки типа МКН представляет собой кольцо диаметром 40 мм, высотой 3,5 мм, толщиной 1,5 мм. Высота торцевых выступов составляла 0,3 мм. Соотношение высоты элемента насадки к ее диаметру: Н/D = 0,0875.

Характеристики исследуемой насадки в сравнении с широко распространенными в промышленности кольцами Рашига [1], миникольцами CMR [2] и насадками Ralu Ring [3] близких типоразмеров приведены в таблице 1. Из таблицы 1 видно, что исследуемая мини-кольцевая насадка имеет хорошо развитую удельную поверхность при достаточно высокой порозности слоя насадки.

Таблица1.

Основные характеристики исследуемой миникольцевой насадки типа МКН в сравнении с промышленными насадками

Тип Материал Габаритные размеры элементов насадки, мм Удельная поверхность, 2 / 3 а, м /м Порозность, 8, м3 /м3 Насыпной вес, кг/м3 Кол-во штук, шт/м3

Исследуемая насадка типа МКН Полиэтилен 40х3,5х1 180 0,923 72 150000

Мини-кольцевая насадка CMR Полиэтилен 38х19х1 132,5 0,91 57,5 27200

Кольца Рашига Полиэтилен 38х38х1,2 165 0,9 99 14800

Ralu Ring Полиэтилен 38 150 0,95 - -

К важным преимуществам предлагаемой конструкции насадки типа МКН следует отнести простоту изготовления, относительно большую удельную поверхность, а также способность этой насадки к преимущественно горизонтальной самоориентации элементов в аппарате при загрузке «внавал». Последнее обеспечивает лучшую омываемость всей поверхности элементов насадки жидкой и газовой фазами из-за отсутствия застойных зон и тем самым интенсификацию процесса тепло- и массообмена между контактирующими фазами в широком диапазоне нагрузок по жидкости и газу при одновременно малом удельном перепаде давления на единицу высоты слоя насадки.

Описание опытного стенда

На опытном стенде мы исследовали процесс охлаждения теплого атмосферного возду-

ха холодной водой в колонне, заполненной насадками типа МКН. Во время опытов исполь-

зовали систему: вода - воздух.

Тепло- и массобменные испытания проводили на установке, схема которой приведена на рисунке 2.

В колонне осуществлялось противоточное движение фаз. Воздух в аппарат подавался снизу. Основной аппарат установки - цилиндрическая колонна 1, выполненная из стеклянных царг внутренним диаметром D=200 мм. В верхней части колонны был установлен брызгоуловитель 3. Нижняя часть колонны была оснащена съемной опорно-распределительной решеткой провального типа, на которую загружалась исследуемая насадка 2.

и, фн Др

Рисунок 2. Схема опытного стенда: 1 - цилиндрическая обечайка; 2 - насадка типа МКН; 3 - брызгоотбойник; 4 - счетчик расхода воды;

5 - измерительная диафрагма

Методика масообменных испытаний

Для стационарного процесса расход компонента переносимого из одной фазы в другую определяется из основного уравнения массопередачи [8]:

М = КумДУср Р (1)

где М - расход переносимого из фазы в фазу компонента, кг/ч; Дуср - средняя движущая сила процесса; Р - поверхность контакта фаз, м2;

Кум - коэффициент массопередачи, характеризующий скорость переноса компонента из одной фазы в другую и являющийся величиной обратной общему сопротивлению процесса массопередачи Яум, т.е.:

Н-ум 1/ Кум.

Общее сопротивление процесса переноса компонента из одной фазы в другую фазу Яум складывается из сопротивлений, участвующих в массопередаче соответствующих фаз - газовой Г1м и жидкой Г2м [8]:

Я = г + г

Нум '1м + '2м

(2)

Уравнение (2) может быть представлено в виде [8]:

1 1 А

+ —, (3)

Кум Ь Ь К)

где ЯуМ = 1/ Кум , г 1м = 1/Ру, г2М = Ар/ рх;

ву - коэффициент массоотдачи в газовой фазе, характеризующий скорость переноса в ней компонента;

вх - коэффициент массоотдачи в жидкой фазе, характеризующий скорость переноса в ней компонента;

Ар - коэффициент уравнения равновесия ур = Арх;

ур и х - концентрации компонента в газовой и жидкой фазах, находящихся в равновесии.

В нашем случае для системы воздух - вода определяемый Кум при осуществлении процесса испарения воды в воздух равен коэффициенту массопередачи в газовой фазе вУ, так как диффузионное сопротивление в жидкой фазе равно нулю. Заметим, что изложенный способ определения ву широко используется при обследовании контактных устройств [8].

Экспериментально Кум находят из уравнения (1), в котором величина Г заменяется на ¥б (суммарную геометрическую площадь поверхности насадки) из-за практической сложности точного определения площади поверхности контакта фаз [9]:

г М

Км=ДМГ' (4)

Средняя движущая сила процесса ДУср определяется по уравнению [8]:

(урн Ун ^ (урк Ук ^

ДУср =-

Урн Ун (5)

1п-

Урк ук

где ун и у к - концентрации влаги в воздухе на входе в аппарат и на выходе из него, кг влаги/кг сухого воздуха;

ур - концентрация влаги в воздухе, предельно насыщенного водяными парами (условие равновесия) при данной температуре, кг влаги/кг сухого воздуха; М - расход компонента, кг влаги/ч.

Методика теплообменных испытаний Как известно, при контакте двух сред (в данном случае воздух - вода), кроме переноса массы, происходит перенос тепла от среды с большей температурой к среде с меньшей температурой. Тепло тратится также и на обеспечение переноса влаги (испарение) в результате массообмена между фазами. При стационарном процессе теплопередачи количество передаваемого тепла определяется по основному уравнению теплопередачи [10]:

е=к Жр г , (6)

где е - количество тепла, передаваемого от одной среды к другой;

Д*ср- средняя разность температур сред, участвующих в теплопередаче (движущая сила); Г - поверхность контакта сред;

Кт - коэффициент теплопередачи, характеризующийся величиной, обратной общему

сопротивлению процессу теплопередачи Ят.

Общее сопротивление процессу теплопередачи Ят складывается из сопротивлений, участвующих в теплопередаче сред. В нашем случае:

^ = Г + г,ж, (7)

Уравнение (7) можно представить в виде:

1 1 1 = —+ —, (8)

К а а

г

_ 1 1 1

где Кт = ; г = —; гж = —; К а а.

т г ж

аг - коэффициент теплоотдачи в газовой фазе, характеризующий скорость переноса тепла в газе; аж - коэффициент теплоотдачи в жидкой фазе, характеризующий скорость переноса тепла в жидкости.

Для использованной в наших опытах системы воздух - вода аж в среднем в 15 - 20 раз больше значения аг. Следовательно, Кт @ аг. Таким образом, основное сопротивление процессу теплопередачи в рассматриваемом случае сосредоточено в газовой фазе воздухе.

Экспериментально значение коэффициента теплопередачи K т можно определить на

основе уравнения (6):

Ю' = АТГ • (9)

А1срб1 б

где истинная поверхность теплообмена ^ заменяется на (суммарная площадь поверхности насадки) из-за практической сложности точного определения площади поверхности контакта фаз.

Среднюю разность температур определяли по известному уравнению [8]:

(1)

где Л^ и Д^ - разности температур (соответственно, большая и меньшая) между теплоносителями на входе и выходе массообменного аппарата, °С;

Для вычисления коэффициента теплопередачи рассчитывали следующие величины: 1. Влагосодержание воздуха на входе в колонну - ун, на выходе - ук, урн и урк - равновесных влагосодержаний воздуха, соответственно на входе и выходе. Влагосодержание воздуха у определяли по уравнению [9]:

Ф Ро

у = 0,622—-—^—, (11)

В - фРе ( )

где ф - относительная влажность воздуха, равная отношению фактической массы водяных паров в воздухе к максимально возможной (равновесной) при данной температуре и давлении;

Рс - давление насыщенных водяных паров, определяли по температуре воздуха, мм. рт. ст.;

В - атмосферное барометрическое давление, мм. рт. ст.

По уравнению (11) для каждого проведенного опыта определяли: ун - влагосодержание воздуха на входе, кг влаги/кг сухого воздуха;

ук - влагосодержание воздуха на выходе, кг влаги/кг сухого воздуха;

Урн и урк - соответственно равновесное влагосодержание на входе и выходе при ф = 1,

кг влаги/кг сухого воздуха.

Объемный расход воздуха определяли по перепаду давления АР на измерительной диафрагме по уравнению:

™ = Т7[—2 ^ , м/с (13)

V = 2^АР , м3/ч, (12)

где ДР - перепад давления на диафрагме, Па.

Скорость воздуха в расчете на полное сечение пустого аппарата вычисляли по формуле:

4У

п ■ 0,22 • 3600 Массовый расход воздуха [6]:

О = V ■ Рвозд., кг/ч, (14)

здесь рвозд. - плотность воздуха, кг/м3.

Плотность воздуха определяли в зависимости от температуры и барометрического давления по формуле [9]:

273 в

р_= I-29 • Т765- (15)

здесь Т - температура воздуха, К;

В - барометрическое давление, мм. рт. ст. 2 .Определение расхода испарившейся воды.

Массовый расход испарившейся воды в воздух определяли по формуле [4]:

Ьи = С(ук - ун ), кг/ч, (16)

где О - массовый расход воздуха, кг/ч.

Уравнение теплового баланса контактных устройств имеет вид:

Оо^н + Ьо^ = ОСгГгк + (Ь - ¿и к/жк + 4 (гж + с/гк) + бп, (17)

Левая часть уравнения (17) - сумма потоков тепла, приходящих на контактные устройства, а именно:

ОсЛн - поток тепла с приходящим воздухом, кДж/ч;

, кДж

сг - теплоемкость воздуха, равная 1,005 -;

кг • °С

Ьсж^жн - поток тепла с приходящей водой, кДж/ч;

кДж

сж - теплоемкость воды, равная 4,19-.

кг • °С

Правая часть уравнения (17) - сумма потоков тепла, уходящих с контактных устройств: Осг1гк - поток тепла, уходящий с воздухом, кДж/ч;

(Ь - Ь )с г „ - тт /

V и/ ж жк - поток тепла, уходящий с водой, кДж/ч;

Ьи (гж + Спггк) - поток тепла, уходящий с испарившейся жидкостью, кДж/ч,

где гж - удельная теплота испарения воды при средней температуре, кДж/кг;

сп - теплоемкость водяного пара, равная 1,97 кДж/(кг °С);

бп - потери тепла в окружающую среду, которыми в условиях данного эксперимента пренебрегали;

Ь - массовый расход воды, кг/ч. 3. Определение коэффициента теплопередачи (равного коэффициенту теплоотдачи в

газовой фазе).

Уравнение для вычисления коэффициента теплопередачи имеет вид:

Кт — ■

Серия «Химическое машиностроение и инженерная экология»

ОСг гн — 1 ГК )

^б К1ГН 1ЖК ) ГК 1ЖН )]/ 1п

1 ГН 1 ЖК (18)

^ГК 1 ЖН

где /гн и 1гк - температуры воздуха на входе и выходе массообменного аппарата, °С; 1жн и /жк - температура воды на входе и на выходе с контактного устройства, °С.

На испарение влаги из потока воды при массообмене, как известно, требуется значительное количество тепла вследствие высокой величины удельной теплоты испарения воды (2493 кДж/кг при 0 °С). Тепло это переходит из потока воды вместе с испаренной влагой в воздух. Потеря тепла потоком воды должна быть скомпенсирована теплом потока воздуха при теплообменном процессе.

Результаты опытов и их обсуждение

Массообменные испытания

Обработанные в соответствии с изложенной выше методикой экспериментальные данные представлены на рисунке 3 в виде зависимости коэффициента массоотдачи Ку от скорости газа в колонне \у.

40г

30

20

10

- 1 1 1

- уЬ су уь уУ

<7 о Ра с ми жни кости: Ж» кг/ч

о/ I о 1 405 кг/ч |

0 4 Об 0 3

тг, м/с

Рисунок 3. Зависимость коэффициента массоотдачи в жидкой фазе для исследуемой насадки типа МКН от скорости газа в колонне

Как и следовало ожидать, коэффициент массоотдачи Ку увеличивается с возрастанием скорости газа w от 0,3 м/с до 0,8 м/с и с увеличением плотности орошения насадки

Теплообменные испытания

В ходе обработки экспериментальных данных по изложенной выше методике получена зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости газа (см. рисунок 4).

Из рисунка 4 видно, что коэффициент теплопередачи возрастает с увеличением скорости газа в колонне в исследуемых пределах от 0,3 м/с до 0,8 м/с.

Серия «Химическое машиностроение и инженерная экология»

Зх 10^-1-1-1-1—

2.5x10^ -

Кт -

1 ЗхЩ3-

1x10^

0.15 0.3 0.44 0.60 0.74 О.ВВ 1

V;

Рисунок 4. Зависимость коэффициента массопередачи для исследуемой насадки типа МКН при расходе воды 300 кг/ч от скорости газа w, м/с

Зависимости перепада температуры жидкой фазы от скорости газа в колонне представлены рисунке 5.

261-1-1-1-

24-

22-

ДЕ,°С

20-

18-

1Й1-1-1-1-

0.2 0.4 0.6 0.8 1

У/, м/с

Рисунок 5. Зависимость перепада температуры жидкой фазы для исследуемой насадки типа МКН от скорости газа в колонне

Как видно из рисунка 5, для двух изученных расходов жидкости при скорости газовой фазы w=0,7 м/с наблюдается излом, характеризующий изменение режима течения газовой фазы. Проведенные опыты показали, что предлагаемая нами насадка типа МКН обладает высокими коэффициентами массопередачи и теплопередачи в исследованном диапазоне скоростей газа 0,2 - 1 м/с, что позволяет ее использовать для осуществления тепло- и массооб-менных процессов в колонных аппаратах химической технологии.

Представленные результаты теплообменных испытаний ранее не исследованной мини-кольцевой насадки типа МКН могут быть использованы в технологических расчетах колонных аппаратов, загруженных данной насадкой.

Раподжялкятя;

Серия «Химическое машиностроение и инженерная экология» Литература

1. Дмитриева Г.Б., Беренгартен М.Г., Каган А.М., Пушнов А.С., Климов А.Г. Сравнение тарельчатых и насадочных контактных устройств колонных аппаратов // Химическое и нефтегазвое машиностроение. 2007 . №1. С.9 - 10.

2. Соколов А.С. Влияние типа керамической кольцевой насадки на процесс абсорбции газов // Автореферат дисс. ...канд. техн. наук. - М.:МГУИЭ, 2009.

3. Борисов Г.С., Брыков В.П., Дытнерский Ю.И. Основные процессы и аппараты химической технологии - М.: Химия,1991.-496 с.

4. Рамм В.М. Абсорбция газов.- М.: Химия,1976.-656 с.

5. Каталог компании Ningbo TianYi Chemical Industrial(T.C.I) Co., ltd

6. Chinese Journal Chemical Engineering 10 (6) 634-634 2002.

7. www.raschig.com

8. Сокол Б.А., Чернышев А.К., Баранов Д.А., Беренгартен М.Г., Левин Б.В Насадки массооб-менных колонн. - М.: ИНФОХИМ, 2009. - 358 с.

9. Кутепов А.М., Баранов Д.А., Бутков В.В., Волынец А.З., Вязьмин А.В., Жихарев А.С., Орлов В.А., Пирогова О.В., Рудов Г.Я., Сидельников И.И., Соломаха Г.П., Чепура И.В. Практикум по процессам и аппаратам химической технологии.-М.: ИЦ Академия, 2005 -328 с.

10. Дьяконов Г.С., Фарахов М.И., Маряхин Н.Н., Ясавеев М.Х., Шигапов И.М., Лаптев А.Г Разработка новой нерегулярной насадки и ее гидродинамические исследования // Тепло-массообменные процессы и аппараты химической технологии. Межвуз. тематич. сб. научн. тр. Казань: КГТУ, 2000. - C. 239 - 248.

Варианты оптимизации управления получением технического углерода по идеализированной модели реактора

Боровков А.Д.1, д.т.н. проф. Цыганков М.П..2

1 Университет машиностроения,

2ЯГТУ cigg@rambler.ru

Аннотация. Рассмотрены предельные варианты повышения эффективности процесса получения технического углерода для схем с рециркуляцией и без рециркуляции отходящего газа в реакторах. "Предельность" оценивается в смысле использования идеализированной модели, в которой не учитывается газификация углерода продуктами реакции. Для оптимизации использован экономический критерий оптимальности. Дана интерпретация полученных условий оптимального управления технологическим режимом реактора с учетом влияния этого режима на энергозатраты.

Ключевые слова: технический углерод, реакторный процесс, задача оптимизации, математическая модель, рециркуляция, газификация, энергозатраты

Важнейшим направлением повышения эффективности энергоемких крупнотоннажных производств, является энергосбережение. Далее рассматривается производство технического углерода, включающее энергоемкий процесс получения аэрозоля дисперсного углерода в крупнотоннажных реакторах [1]. Исследование возможностей энергосбережения нашло отражение в многочисленных работах исследователей реакторного процесса.

Схема современного многоканального реактора для производства высокодисперсных марок продукта приведена на рисунке 1. В реакторе происходит образование частиц углерода в результате термоокислительного пиролиза углеводородного сырья.