Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Методы очистки газовых выбросов от вредных газообразных примесей 5
1.1. Объемы и состав газовых выбросов энергетических установок 5
1.2. Методы очистки газовых выбросов от вредных газообразных примесей 9
1.3. Оборудование, применяемое для очистки газовых выбросов 21
1.4. Постановка задач исследования 24
ГЛАВА 2. Полые вихревые аппараты с распылением жидкой фазы; принципы работы и допустимые нагрузки 26
ГЛАВА 3. Динамика потоков в полых вихревых аппаратах 32
3.1. Газодинамика полых вихревых аппаратов 32
3.2. Дисперсный состав жидкой фазы 38
3.3. Анализ сил действующих на капли в вихревом потоке 49
3.4. Закономерности движения капель 57
ГЛАВА 4. Физическая сорбция газов в аппаратах с диспергированной жидкой фазой 62
4.1. Закономерности массопереноса между газом и жидкостью 62
4.1.1. Массоперенос от газа к каплям жидкости 62
4.1.2. Массоперенос от газа к пленке жидкости 65
4.1.3. Массоперенос в дисперсной фазе 67
4.1.4. Массоперенос в пленке жидкости 71
4.2. Математическая модель процесса физической сорбции в вихревом аппарате 75
4.3. Результаты экспериментальных исследований эффективности процесса физической сорбции 80
4.4. Проверка адекватности модели процесса физической сорбции 82
4.5. Расчет эффективности полых аппаратов вихревого типа 82
ГЛАВА 5. Химическая сорбция компонентов газовых выбросов энергетических установок 88
5.1. Кинетические закономерности при очистке газовых выбросов хемосорбционными методами 88
5.2. Особенности массопереноса при химической сорбции 103
5.3. Расчет эффективности очистки при химической сорбции 105
ГЛАВА 6. Пылеочистка в полом вихревом аппарате 109
6.1. Механизм взаимодействия твердой фазы с каплями жидкости 109
6.2. Математическая модель процесса пылеулавливания в полом вихревом аппарате 110
Основные выводы и результаты работы 114
Библиографический список
- Методы очистки газовых выбросов от вредных газообразных примесей
- Анализ сил действующих на капли в вихревом потоке
- Математическая модель процесса физической сорбции в вихревом аппарате
- Особенности массопереноса при химической сорбции
Введение к работе
В связи с изменением современной конъюнктуры на рынке потребления основных видов энергетических ресурсов, таких как природный газ, нефть, уголь и др. наблюдается тенденция резкого увеличения потребления в качестве топлива крупных энергоблоков мазута, каменного угля и торфа. Это приводит к принципиальному изменению экологической обстановки в зоне ТЭС из-за значительного содержания серы и других вредных компонентов в этих видах топлива. Такая ситуация предполагает разработку в самые кротчайшие сроки эффективных методов очистки газовых выбросов ТЭС, работающих на тяжелых видах топлива, как от серосодержащих газообразных компонентов, так и от органических соединений опасных для биосферы. Поэтому весьма актуальной проблемой является разработка технологических процессов очистки газовых выбросов ТЭС от вредных газообразных компонентов, а также от тонкодисперсных твердых взвесей.
Особенность таких процессов заключается в больших объемах газовых выбросов, превышающих в ряде случаев миллион кубометров в час. Применяемые в настоящее время аппараты, предназначенные для очистки, не могут быть использованы из-за низкой пропускной способности по газу. Единственным типом аппаратов позволяющим обеспечить заданные требования очистки являются полые вихревые аппараты, обладающие высокой пропускной способностью, малыми габаритами и низким гидравлическим сопротивлением.
Методы очистки газовых выбросов от вредных газообразных примесей
Основными методами, используемыми при очистке газовых выбросов, являются абсорбция, адсорбция и каталитический, каждый из которых обладает своими преимуществами и недостатками.
Для большинства современных адсорбентов требуется предварительная осушка подаваемых на очистку газовых выбросов. К тому же, нельзя подвергать адсорбционной обработке газы с содержанием взрывоопасных компонентов более 2/3 от нижнего концентрационного предела воспламенения. Аппараты адсорбционной очистки обладают малыми (до 0,5 м/с) значениями скорости потока через слой адсорбента, поскольку при более высоких скоростях резко возрастает истирание и унос адсорбента, в результате чего они обладают большими габаритными размерами [5].
Основным недостатком абсорбционного способа обезвреживания является необходимость обработки загрязнённых стоков, образовавшихся в процессе очистки газов, тем не менее, приемлемыми могут быть способы с минимальным водопотреблением и способы с возможностью регенерации стоков.
При каталитической очистке газов не существует проблемы утилизации жидких отходов. Способ позволяет получать газ любой степени чистоты. Однако при очистке газовых выбросов промышленных установок данный метод не приемлем ввиду чрезвычайной загрязнённости газа и наличия в нём ядов, отравляющих катализатор [6].
Альтернативой очистки дымовых газов может рассматриваться очистка от серы исходного топлива - его десульфуризация или очистка от сернистых соединений продуктов его предварительной термической подготовки к сжиганию. Такой очистке должен подвергаться горючий газ, объем которого в 5-8 раз меньше объема дымовых газов, а концентрация сернистых соединений в нем примерно во столько же раз больше. Эти обстоятельства могут уменьшить расходы на сероочистку, а возможно и окупить затраты [4]. Анализ методов очистки газовых выбросов показывает, что для очистки больших объёмов газов с малым содержанием оксидов серы, наиболее приемлем абсорбционный способ очистки, при условии решения проблемы утилизации или же использования аппаратов с наименьшим водопотреблением. Использование «мокрой» очистки практически не требует предварительной подготовки газа, позволяет одновременно проводить очистку от газообразных и механических компонентов. Поскольку диоксид серы обладает кислотными свойствами, поглотителями должны быть щелочные растворы. Они должны быть дешевы и легкодоступны в больших количествах [7, 8] поскольку объём выбрасываемых газов отдельно взятым источником может составлять от сотни тысяч до миллионов кубических метров в час. На практике, для очистки от оксидов серы, обычно используются следующие абсорбенты: вода, водные растворы: Na2S03 (18-25%), NH4OH (5-15%), Са{ОН)2, Na2C03, NaOH (15-20%), КОН, (NH4)2S03 (15-20%), ZnS04, К2С03, суспензии СаО, MgO, МпО, СаСОт,, ZnO, золы, ксилидин (1:1), диметиланилин С6Я3(СЯз)2 Я2 [9].
Наиболее дешевый и доступный поглотитель оксидов серы - вода. Опыт работы «мокрых» скрубберов для очистки дымовых газов показывает, что вода поглощает существенную часть S03, образуя серную кислоту и в очень малой степени S02. Для увеличения поглощения S02 разработан процесс «Flakt-Hydro», где в качестве поглотителя используют морскую воду, которая имеет слабощелочную реакцию [10]. За счет этого растворимость оксидов серы в ней резко возрастает [11]. Содержание основных ионов в морской воде постоянно из-за длительного времени пребывания ионов в океанах (таблица 1.3) [12]. реакции [13]: Na2S03 + S02+H20 2NaHS03. (1.1)
Образующийся раствор сульфита-бисульфита натрия поступает в испаритель-кристаллизатор, где при нагреве его до 110С происходит разложение бисульфита на сульфит натрия и двуокиси серы. Выпар, состоящий из смеси двуокиси серы с парами воды, конденсируется, охлаждается и подается в качестве товарного продукта. Сульфит натрия, образовавшийся в виде кристаллов, окисляется до сульфата натрия и выводится из системы. Степень очистки дымовых газов от оксидов серы достигает 90%.
При аммиачно-циклическом методе, очистке подвергается газ, охлажденный до 30-35С, раствором сульфита аммония по реакции [14, 15]: (NH4)S03 + S02+H20 2NH4H2S04. (1.2)
Полученный раствор подвергается в регенераторе нагреванию до кипения, вследствие чего реакция смещается влево с выделением SO2. После охлаждения раствор повторно подается для улавливания БОг- Получаемая элементарная сера является дополнительным продуктом этого метода. Способ позволяет получать сжиженный 100% -ный сернистый ангидрид и сульфат аммония.
К числу недостатков способа следует отнести необходимость глубокого охлаждения дымовых газов перед абсорбером. Охлаждение достигается водой, которая вступает в контакт с газами. Такая вода не может быть сброшена в водоемы, а ее рециркуляция в системе охлаждения требует нейтрализации кислоты и охлаждения. Аппаратура установки довольно громоздка и имеет высокую стоимость.
В случае магнезитового циклического метода [15, 16] связывание SO2 происходит при взаимодействии ее с магнезитом. Достоинством магнезитового способа является возможность достижения высокой степени очистки газов без предварительного охлаждения.
Анализ сил действующих на капли в вихревом потоке
В аппаратах различного диаметра отношение расстояния, на которое смещаются капли в осевом направлении, к диаметру аппарата примерно постоянно для всех капель, кроме капель с диаметром менее 100 мкм, для которых с увеличением диаметра аппарата относительное осевое смещение увеличивается. При малых нагрузках аппарата по жидкости (Lm/GM 0,2) во всех рассмотренных случаях величина относительного смещения капель zJDan для капель с диаметром а 0,1 мм не превышает 15% и для капель с диаметром а 0,05 мм - 25%.
С увеличением нагрузок по жидкости величина осевого смещения капель значительно увеличивается и при LJGm = 1,6 становится сопоставимой с диаметром аппарата (рис. 3.6). Полые вихревые аппараты допускают работу при LJGm 2, так как при больших значениях происходит сильная раскрутка потока газа и затруднена сепарация жидкой фазы на выходе из аппарата.
С увеличением диаметра капель время пребывания их в аппарате увеличивается. При увеличении скорости газа на входе наблюдается снижение времени пребывания капель в аппарате, но относительное соотношение времен пребывания капель различного диаметра остается примерно постоянным. Изменение скорости истечения жидкости из оросителя существенно влияет на соотношение между временами пребывания капель в аппарате. Так при увеличении скорости истечения жидкости от 1 до 3 м/с время пребывания в аппарате с диаметром 0,1 м капель с диаметром 0,05 мм снижается в 1,08 раз, а капель с диаметром 1 мм - в 1,58 раз. В аппаратах с большим диаметром рабочей зоны, указанная разница уменьшается. С увеличением нагрузок по жидкости времена пребывания в аппарате капель различного диаметра увеличиваются при этом соотношение между ними остается приблизительно постоянным.
Подробный теоретический анализ процесса испарения капель в газовой среде был проведен Лейбензоном [107]. На основании аналогии Нуссельта решение задачи испарения капли было сведено автором к решению задачи охлаждения нагретого шара потоком газа, что позволило получить выражения, описывающие испарение капель, падающих в воздухе.
Подробный обзор теоретических работ, посвященных решению внешней задачи массообмена для неподвижных и движущихся капель, приведен в работе [107]. Подавляющее большинство решений внешней задачи массообмена как при малых, так и при больших значениях критерия Пекле, получено для случая стоксовского безотрывного обтекания капли. Имеющиеся в литературе решения задачи при высоких значениях критерия Рейнольдса справедливы лишь при значениях Rej 100, из-за большой сложности учета массопереноса в кормовой области капли.
Результаты одного из первых экспериментальных исследований закономерностей испарения капель представлены в работе Фреслинга [108]. На основании экспериментального исследования испарения закрепленных капель воды, анилина и нитробензола получена зависимость: ShG = 2 + kReG0 5). (4.1) Причем, установлено, что в интервале значений ReG = 2,3-1280 значения коэффициента к пропорциональны ScG . Окончательное выражение имеет вид ShG=2 + bReG%SCf/i. (4.2)
Значение коэффициента b, согласно работе [108], составляет 0,552. В ра 63 боте [109] приводятся результаты исследования испарения капель воды, бензина и анилина, которые описываются зависимостью (4.2) с коэффициентом Ъ = 0,6.
В работе [ПО] показано, что закономерности массопереноса к передней и задней частям сферы отличаются, поэтому для расчета массопереноса предложено уравнение:
Математическая модель процесса физической сорбции в вихревом аппарате
Массообмен в пленке с учетом турбулентных пульсаций изучен в работе [135]. Характерная скорость турбулентных пульсаций в пленке жидкости по исследованиям некоторых авторов пропорциональна средней скорости жидкости в пленке. Коэффициент массоотдачи с учетом турбулентных пульсаций в пленке жидкости запишется в виде:
PL=9-\Q-A gRe 1X2/Scxl\ (4.36)
В работах [157, 158] предложена модель массообмена, учитывающую удар капель по смоченной поверхности. В месте удара капли в первый момент образуется чашеобразная выемка, по внутренней поверхности которой растекается сама капля (рис. 4.1). За счет сил упругости происходит возмущение жидкости, и часть ее выбрасывается вверх в виде грибовидного столбика. Опустившись, столбик жидкости вызывает колебание поверхности, но уже со значительно меньшей амплитудой. С увеличением частоты падения капель растет число подобных циклов колебаний и коэффициент массопере-носа. Однако дальнейшее увеличение частоты ударов капель приводит к наложению одного цикла на другой и частичному гашению пульсаций. В связи с этим уменьшаются высота выбрасываемого столба жидкости и амплитуда колебаний поверхности. В месте удара происходит накопление капельной жидкости. В этом случае эффективность массопереноса уже не зависит от частоты ударов капель.
При наличии потока капель п штук на 1 м2 за 1 секунду возможна реализация двух предельных режимов. В первом режиме поток капель мал, отдельные зоны возмущения не перекрываются последующими ударами. Доля поверхности, возмущаемой ударами капель за период Т, оценивается соотношением: nR2Jn 1, (4.37) где Re - максимальный радиус зоны возмущения.
Средний коэффициент массоотдачи в жидкости определяется по выражению: fiu=fiL(\- 7tRlJn) + kxnRlJnfyT , (4.38) где к\ — коэффициент пропорциональности. Во втором режиме поток капель очень интенсивен, и отдельные зоны возмущения накладываются друг на друга. Возмущенной является вся поверхность, т.е. nRe2Tn 1. В этом случае средний коэффициент массоотдачи в жидкости определится: J3L2=k2(27rR Tn) где Аг2 - коэффициент пропорциональности. і/ (4.39) 2 /4 /Я,
Сравнительный анализ двух пре дельных режимов (рис. 4.2) показывает, что характерным параметром процесса - .- =3 - массообмена при осаждении потока ка пель на смоченную поверхность является рис 4л Схема распространения зо„ы безразмерный комплекс: возмущения. пК]Тп - ЕгАРі, (4.40) где E — кинетическая энергия капель; Л - толщина вытеснения жидкости волной возмущения. р Ll,2 PL з nR.Tn 2 С возрастанием кинетической энергии капель увеличивается глубина проникновения капли в слой жидкости, и соответственно, увеличивается высота выбрасываемого столбика жидкости, что приводит к
Зависимость степени интенсивно-более интенсивному перемешива- ста массопереноса от интенсивности потока нию поверхностного слоя жидкости и росту коэффициента массопереноса.
Перенос массы в полых вихревых аппаратах осуществляется через поверхность капель и поверхность пристенной закрученной пленки жидкости.
Сложная аэрогидродинамическая обстановка в вихревых аппаратах делает затруднительным создание математического описания протекающего в них массообмена без введения дополнительных ограничений. Высокая турбулентность газового потока, обусловленная большими скоростями его движения и малая величина отношения диаметров аппаратов к их длине (Dan/H 0,15) позволяют принять при расчете полное перемешивание газа в поперечном сечении аппарата, то есть считать концентрацию содержащегося в газе компонента постоянной по поперечному сечению аппарата (y{r,(p) = const). В то же время, при высоких степенях крутки потока газа можно пренебречь смещением капель вдоль оси аппарата и считать, что капли перемещаются лишь в радиальном и тангенциальном направлении. Эти ограничения позволяют подойти к математическому описанию массопереноса в полых вихревых аппаратах.
Особенности массопереноса при химической сорбции
В представленной математической модели начальная концентрация поглощаемого компонента в жидкости поступающей на орошение аппарата равна начальной концентрации активной части хемосорбента, но с противоположным знаком (xd = -Хво). Следовательно, количество вещества, переходящее через поверхность капель в выделенном элементе контактной зоны атах dMd = !/()/# \(xd + xB0)tv(a)da. (5.55) amin Здесь Ха + Хво - изменение концентрации поглощаемого компонента в капле. После преобразования получим = -jl\g) \(xd + xB0)iv(a)da. (5.56) GdB, X min Поскольку концентрация поглощаемого компонента в капле xd может иметь отрицательные значения ее необходимо определять на базе зависимостей: dt dxd 6 = Ld[y/m-xd при „ , (5.57) Кь(іУ ПРИ xd 0. (5.58) dr am Средняя концентрация поглощаемого компонента в каплях, влетающих в пленку в выделенном элементе, при протекании химической реакции определится по формуле: атах xd= \(xd+xB0)nv(a)da, (5.59) amin Количество компонента, поглощаемого элементом пленки жидкости, представлено функцией, зависящей от концентрации поглощаемого компо / \ dM f нента в газовой и жидкой фазах М f\xf,y)= —, характер определения ко торой будет зависеть от значения х/. Мf(x,y)=NGf[y-mxf) прил/ 0, (5.60) Mf(x,y)=NGfy прид:/ 0, (5.61) 105 С учетом (5.57) - (5.62) система уравнений (4.64) для расчета эффективности полого аппарата вихревого типа при протекании химической реакции запишется, без продольного перемешивания запишется: j атах . . amin » IJ ж A / Ч І » и- \l(t)d = -Mf(xf,y)+l(n \(xd +xB0)nv{a)da-xf 0 \amin (5.62) Система уравнений (5.63) решается со следующими граничными условиями атах = 0; у = у0\ xf= \(xd + xB0)nv{a)da. (5.63)
Численное решение системы уравнения (5.63) с граничными условиями (5.64) проводилось четырехшаговым методом Рунге-Кутта на примере поглощения диоксида серы раствором извести. В результате определялись значения относительной концентрации У =1 — у/у0 поглощаемого компонента в газовой фазе по высоте аппарата. Концентрация SO2 в газовой фазе на вхо-де в аппарат jo была принята равной 5-10" кмоль/м , так как концентрация диоксида серы в отходящих газах ТЭС может достигать этого значения [195]. Концентрация диоксида серы в жидкости JCO, поступающей на орошение аппарата, в расчетах равна нулю.
В результате численного исследования процесса хемосорбции было выявлено, что с увеличением отношения массовых расходов жидкой и газовой фаз увеличивается как эффективность аппарата, так и средняя движущая сила (рис. 5.7). Увеличение эффективности поглощения диоксида серы при протекании химической реакции по сравнению с физической сорбцией объясняется тем, что в аппарате вихревого типа исключается процесс десорбции из пристенной пленки жидкости. Поглощение пленкой жидкости происходит при большой движущей силе массообмена (относительное значение которой может достигать единицы (рис. 5.7 - 5.10)), а коэффициенты массоотдачи в пленке, обусловленные большой степенью перемешивания жидкости, более чем на порядок превышают коэффициенты массоотдачи в каплях жидкости, массоперенос в которых определяется в основном молекулярной диффузией.
Изменение относительной концентрации поглощаемого компонента в газовой фазе и средней движущей силы по высоте аппарата в зависимости от отношения массовых расходов. Dan = 0,3 м; На = 0,8 м; А = 2,17; Wex = 30 м/с; А = 1,08;д о = 5-Ю"5 кмоль/м3; дгво = 0,04 кмоль/м3; LJGm: 1 - 0,5; 2 - 1; 3 - 1,5; 4 - 2. 0,2 0,4 0,6 0,8 Рис. 5.8. Изменение относительной концентрации поглощаемого компонента в газовой фазе и средней движущей силы по высоте аппарата в зависимости от начальной концентрации хемосорбента. Dan = 0,3 м; На - 0,8 м; А = 2,17; Wex = 30 м/с; X = 2,17; LJGm = 2; у0 = 5-Ю"5 кмоль/м3;хво, кмоль/м3: 1 - 1; 2 - 0,01; 3 - 0,02; 4 - 0,04.
Если при физической сорбции на эффективность влияет только начальная концентрация поглощаемого компонента в жидкости, то при абсорбции с химической реакцией эффективность существенно зависит как от концентрации хемосорбента в жидкости поступающей на орошение (рис. 5.8), так и от начальной концентрации поглощаемого компонента в газовой фазе (рис. 5.9).
