Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Литературный обзор, обоснование и постановка задач диссертации 5
1.1. Проблемы технологии абсорбционной очистки дымовых газов содорегенерационного котлоагрегата от сероводорода 5
1.2. Проблемы теоретического анализа абсорбции сероводорода в струйном газопромывателе 22
1.3. Основные задачи диссертации 27
ГЛАВА 2. Теоретико-экспериментальное исследование гидродинамики газожидкостного потока в струйном газопромывателе 28
2.1. Модель свободного факела распыленной жидкости 28
2.2. Влияние полидисперсности потока капель на гидродинамику газожидкостной струи 44
2.3. Экспериментальное исследование газожидкостной струи, образованной цельнофакельной форсункой 62
2.4. Модель стесненного факела распыленной жидкости 79
ГЛАВА 3. Теоретико-экспериментальное исследование абсорбции сероводорода в струйном газопромывателе 102
3.1. Модель совместной абсорбции сероводорода и диоксида углерода в движущейся капле щелочного раствора 102
3.2. Модель абсорбционной очистки дымовых газов содорегенерационного котлоагрегата от сероводорода в струйном газопромывателе 120
Выводы 139
Список литературы
- Проблемы теоретического анализа абсорбции сероводорода в струйном газопромывателе
- Влияние полидисперсности потока капель на гидродинамику газожидкостной струи
- Модель стесненного факела распыленной жидкости
- Модель абсорбционной очистки дымовых газов содорегенерационного котлоагрегата от сероводорода в струйном газопромывателе
Проблемы теоретического анализа абсорбции сероводорода в струйном газопромывателе
Одной из актуальных проблем целлюлозно-бумажной промышленности является снижение выбросов сероводорода в атмосферу [1—4]. Как известно, наибольшее количество выбросов сероводорода дают каскадные испарители [5—8].
Основное назначение этих аппаратов состоит в дополнительном упаривании черного щелока до высоких концентраций с целью его последующего сжигания. Упаривание осуществляется при непосредственном контакте раствора черного щелока с дымовыми газами содорегенерационного котлоагрегата.
В процессе контакта указанных сред вследствие обратимости реакции соединения сероводорода со щелочью в растворе черного щелока происходит выделение сероводорода, который поступает в дымовые газы.
Интенсивность образования сероводорода возрастает вследствие поглощения черным щелоком диоксида углерода и диоксида серы. Технологическая схема, использующая при регенерации черного щелока каскадный испаритель, получила название канадской схемы.
Наряду с ней в технологии целлюлозно-бумажной промышленности применяется также т. н. скандинавская схема регенерации черного щелока, при использовании которой дополнительное упаривание черного щелока до высоких концентраций осуществляется в специальных выпарных аппаратах — концентраторах. В этих аппаратах, содержащих трубчатый теплообменник, упаривание происходит за счет тепловой энергии, которая передается раствору черного щелока через стенку от пара, поступающего из содоре-генерационного котлоагрегата.
В скандинавской технологической схеме нет источника поступления сероводорода в дымовые газы, однако она имеет ряд существенных недостатков. Один из них состоит в том, что скандинавская схема имеет более низкий энергетический к. п. д., чем канадская [9].
Конструкции содорегенерационного котлоагрегата и концентратора, использующиеся в скандинавской схеме, являются более сложными и дорогими по сравнению с конструкциями содорегенерационного котлоагрегата и каскадного испарителя, которые применяются в канадской схеме.
Кроме того, как показывает практика, концентраторы в эксплуатации менее надежны, чем каскадные испарители. Наконец, концентраторы, в силу их высокой стоимости, экономически нецелесообразно устанавливать в технологических линиях с содорегенерационными котлоагрегатами малой мощности, которые используются в малотоннажном производстве целлюлозы.
С технологической точки зрения, представляется целесообразным создание эффективной системы очистки дымовых газов содорегенерационного котлоагрегата от сероводорода, которая позволила бы использовать все преимущества канадской схемы регенерации черного щелока.
Разработка технологии абсорбционной очистки от сероводорода дымовых газов содорегенерационного котлоагрегата включает в себя решение задачи ее совмещения с циклом регенерации варочных щелоков, задачи минимизации затрат химических реактивов, а также задачи достижения высокой эффективности улавливания сероводорода в абсорбере. Расчет режима работы струйного газопромывателя как элемента рассмотренной схемы абсорбционной очистки от сероводорода дымовых газов содорегенерационного котлоагрегата, является достаточно сложной технологической задачей. Очевидно, что подобный расчет возможен лишь на основе результатов теоретико-экспериментального исследования абсорбции сероводорода в струйном газопромывателе. При этом важное практическое значение приобретают такие результаты подобного исследования, которые позволяют найти решение т. н. проблемы масштабного перехода, т. е. проблемы расчета промышленного газоочистного оборудования большого масштаба на основании моделей, построенных с использованием данных экспериментального исследования пилотных установок малого масштаба.
Влияние полидисперсности потока капель на гидродинамику газожидкостной струи
На начальном участке первой зоны образующиеся капли находятся на столь близком расстоянии друг от друга, что их гидродинамические пограничные слои соприкасаются. При этом возникает некоторая структура взаимосвязанных включений жидкой фазы, движение газа через которую можно сравнить с процессом фильтрации.
На конечном участке первой зоны, начиная с момента, когда величина 3 становится приблизительно равной 0,02 [74] взаимное влияние капель друг на друга утрачивается и далее они двигаются соверщенно независимо друг от друга. При этом обмен импульсом между жидкостью и газом будет зависеть от размера, формы и относительной скорости движения капель, а также жидких образований, распад которых на капли в рассматриваемой области течения продолжается.
В соответствии с данными экспериментальных исследований гидродинамики газожидкостной струи, проведенных с использованием фотографического метода [75] указанный распад заканчивается в тот момент, когда Р становится равным 0,003.
Следует отметить, что оценка того значения величины Р, при достижении которого утрачивается влияние движущихся капель друг на друга, для форсунок специальных типов может быть иной. Например, для форсунок, в которых поток жидкости разделяется на отдельные струйки, образующие цепочки капель, указанное значение величины Р может быть и значительно меньше, чем 0,02.
Во второй зоне количество движения газовой струи, которая формируется внутри капельного потока, постоянно возрастает за счет торможения капель [75], которое может быть описано с помощью известных гидродинамических уравнений [76—80]. При этом важно учесть, что капли в этой зоне не меняют своей формы и размера [81, 82].
Особенность третьей зоны состоит в том, что находящиеся в ней капли потеряли значительную долю первоначального импульса. Поэтому тот им 31 пульс, который капли могут передать газу на этой стадии развития газожидкостной струи, по сравнению с величиной импульса, которой обладает газовая струя, образовавшаяся во второй зоне, может считаться пренебрежимо малым.
Следовательно импульс газовой струи в третьей зоне остается постоянным. Движение струи, удовлетворяющей условиям третьей зоны, соответствует известной модели затопленной газовой струи с дисперсными включениями [67].
Таким образом в третьей зоне газожидкостной струи оказываются сравнительно малыми относительные скорости движения фаз. Именно это обстоятельство не позволяет эффективно проводить в этой зоне такие массо-обменные процессы, основное сопротивление массопереносу в которых сосредоточено в газовой фазе. В связи с этим оказывается целесообразным обеспечить за счет использования тех или иных факторов (давления жидкости, вытекающей из сопла форсунки, размер капель, форма и размеры аппарата, направление движения струи, угол раскрытия струи жидкости и т. п.) достаточно высокие значения относительной скорости движения фаз по всему объему реакционной области аппарата. При таких условиях третья зона в газожидкостной струе не появляется.
Таким образом, при исследовании течений газожидкостных струй в распылительных массообменных аппаратах, предназначенных для осуществления таких процессов, основное сопротивление массопереносу в которых сосредоточено в газовой фазе, целесообразно ограничить область постановки задачи первыми двумя зонами течения.
В ряде работ [44, 64, 83] предложены модели, описывающие течения газожидкостной струи в первой и второй из рассмотренных зон. Недостаток работы [64] заключается в том, что в ней при описании относительного движения газа и жидкости в указанных первой и второй зонах течения отождествляется с процессом фильтрации газа через дисперсную жидкую среду. При этом в качестве уравнения, связывающего гидравлическое сопротивле 32 ние дисперсной среды с относительной скоростью фаз и объемной концентрацией дисперсной фазы, используется уравнение Эргана, предложенное первоначально для описания процесса в аппарате с твердым фильтром.
Однако использование подобного подхода к моделированию рассматриваемого течения, правомерно только по отношению к первой зоне струи. Во второй же ее зоне величина объемной концентрации дисперсной фазы выходит за те границы, в которых справедливо уравнение Эргана.
Недостаток работы [44] состоит в том, что в ней используется допущение о равномерности распределения скорости потока газа в газожидкостной струе. При этом авторы определяют границу струи по начальному углу раскрытия факела и траектории движения капель на определенной таким образом границе струи.
В действительности, согласно данным экспериментальных исследований подобных течений [71, 75] распределение скорости газового потока в струе не является равномерным, а напоминает профиль Шлихтинга.
При использовании в работе [44] допущения о равномерности распределения скорости потока газа в газожидкостной струе существенное значение приобретает выбор способа надежного определения границы газовой струи (рис. 6). Авторы этой работы определяют границу газового потока с равномерно распределенной скоростью газа в сечении газожидкостной струи по границе капельного потока, которая предварительно определяется по заданной величине плотности орошения 3, которая определяется как поток жидкости Q ж, проходящий через площадь поперечного сечения S факела струи: 3 = - (2.1.2) Между тем, как известно, граница газового потока должна определяться по виду распределения скорости газа в сечении струи. Однако, если использован такой способ, границы капельного и газового потоков оказываются в разных местах факела.
Таким образом, от условия, с помощью которого вводится граница газового потока, зависит величина площади сечения газожидкостной струи, а также интенсивность обмена импульсом между жидкостью и газом в струе.
Следовательно, адекватность построенной в работе [44] гидродинамической модели течения газожидкостной струи с равномерным распределением газа по ее сечению реальному процессу существенно зависит от способа определения границы струи, который авторы не указывают. Следует отметить, что разработка подобного способа является сложной самостоятельной задачей.
Основной задачей теоретического анализа течения газожидкостной струи в первой и второй ее зонах, который проводится в данном разделе, является построение модели течения, свободной от указанных недостатков.
Модель строится в рамках следующих допущений. Течение струи считается установившимся. Во второй зоне струи отсутствует дробление и коагуляция капель. Теплообмен внутри струи отсутствует. Распределение плотности орошения в газожидкостной струе имеет осевую симметрию. Напряжения в турбулентной газовой струе, развивающейся внутри факела в первой и второй зонах газожидкостного потока, по сравнению с напряжениями, которые в этой струе создает движущаяся жидкость, считаются пренебрежимо малыми.
Модель стесненного факела распыленной жидкости
При мокрой очистке промышленных газовых выбросов широкое применение находят аппараты с газожидкостными струями, которые образуются с помощью цельнофакельных форсунок.
В разделах 2.1 и 2.2 развита модель движения подобной струи, обладающая рядом преимуществ по сравнению с моделями, предложенными ранее [62].
Например, в работе [62] при построении модели газожидкостной струи, вытекающей из цельнофакельной форсунки, использовано допущение о равномерности распределения скорости газа по сечению струи. Модель, построенная в разделах 2.1 и 2.2, основана на предположении о неравномерном характере распределения скорости газа по сечению струи, график которого имеет максимум на оси факела.
Этот вид распределения указанного параметра характерен для газовых струй и, в частности, для газовых струй, развивающихся в капельном потоке жидкости [71].
Гидродинамическая модель, предложенная в работе [62], позволяет учитывать вид распределения плотности орошения по сечению факела. Однако в ней реальный полидисперсный поток капель в газожидкостной струе заменяется монодисперсным потоком с каплями, диаметр которых равен среднему объемно-поверхностному размеру капель полидисперсного потока. Модель газожидкостной струи, развитая в разделах 2.1 и 2.2 позволяет учитывать не только вид функции распределения плотности орошения, но и вид функции распределения капель по размерам, т. е. дисперсный состав газожидкостной струи. Эти функции должны быть заданы в граничных условиях к уравнениям модели.
Задача данного раздела работы состоит в экспериментальном подтверждении правомерности модели течения газожидкостной струи, развитой в разделах 2.1 и 2.2.
Расчеты, проведенные на основе указанной модели показали, что мелкодисперсные фракции капель, находившиеся в начале своего движения на периферии факела смещаются к его оси существенно быстрее, чем фракции более крупных капель. Вследствие этого в приосевой области факела с увеличением расстояния от сопла форсунки должно иметь место возрастание плотности орошения. Этот общий теоретический результат является следствием всей совокупности вышеуказанных особенностей, которыми предложенная модель рассматриваемой газожидкостной струи отличается от ранее известных. Получение экспериментального подтверждения этого результата дает основание считать обсуждаемую модель адекватной объекту исследования. Для оценки адекватности данной модели требуется получить в процессе экспериментального исследования функцию распределения плотности орошения на разных расстояниях от сопла форсунки и сравнить ее вид с видом подобной функции, полученным в результате решения уравнений модели.
Однако для получения указанного решения необходимо конкретизировать вид граничных условий к этим уравнениям. Для решения последней задачи необходимо, во-первых располагать аналитическим видом функции распределения плотности орошения в области, находящейся близко к соплу форсунки, а, во-вторых — функцией распределения капель по размерам, т. е. описанием дисперсного состава капельного потока. Получение такой информации также является элементом задачи экспериментальной проверки адекватности рассматриваемой модели полидисперсной струи.
Таким образом, решение общей задачи данного раздела работы может быть получено путем последовательного решения следующих двух конкретных задач. Одна из них состоит в экспериментальном определении аналитического вида функции распределения плотности орошения и функции распределения капель по размерам. Эти функции входят в граничные условия к уравнениям модели газожидкостной струи.
Содержанием другой задачи является решение уравнений модели газожидкостной струи, построенной в разделе 2.2, с конкретизированными граничными условиями и проверка правомерности этой модели путем сопоставления полученного решения с результатами экспериментального определения плотности орошения на разных расстояниях от сопла форсунки.
Экспериментальная установка (рис. 14) для исследования гидродинамики газожидкостных струй включает в себя камеру 1 с прозрачными стенками из плексигласа, имеющую высоту 1,7 м и квадратное сечение со стороной 1,2 м.
В верхней части камеры установлена центробежно-струйная форсунка 2 с диаметром сопла 3 мм и крестообразным вкладышем, с помощью которого создается достаточно широкий факел 3, заполненный каплями воды.
Модель абсорбционной очистки дымовых газов содорегенерационного котлоагрегата от сероводорода в струйном газопромывателе
Экономическая эффективность использования струйных газопромывателей при абсорбционной очистке дымовых газов содорегенерационных кот-лоагрегатов целлюлозно-бумажного производства от сероводорода зависит от успешного решения проблемы снижения расхода щелочного раствора, поглощающего сероводород.
Как известно в дымовых газах содорегенерационных котлоагрегатов кроме сероводорода имеется также диоксид углерода в количестве, значительно превосходящем количество сероводорода. Если условия осуществления процесса абсорбционной очистки от сероводорода дымовых газов таковы, что интенсивности поглощения сероводорода и диоксида углерода абсорбентом сравнимы, это влечет за собой неоправданное увеличение расхода абсорбента. В связи с этим возникает проблема снижения интенсивности абсорбции диоксида углерода по сравнению с интенсивностью абсорбции сероводорода [10, 11]. Решение этой проблемы требует теоретического анализа совместной абсорбции сероводорода и диоксида углерода в движущейся капле щелочного раствора которая является одним из основных элементов газожидкостной струи, образующейся в рассматриваемом абсорбционном аппарате.
Построение модели указанного процесса на уровне включения дисперсной фазы (разработка модели элементарного акта переноса) является конкретной задачей настоящей работы.
Модель строится в рамках следующих допущений. Форма капли сферическая. Течение жидкости внутри капли отсутствует. Капля движется с постоянной скоростью. В газе у поверхности капли образуется диффузионный пограничный слой. Вне этого пограничного слоя, т. е. в ядре потока газовой фазы концентрации сероводорода и диоксида углерода считаются постоянными. Будем полагать, что при поглощении диоксида углерода каплей щелочного раствора основное сопротивление массопереносу сосредоточено в жидкой фазе. Тогда можно считать, что концентрация диоксида углерода на поверхности капли незначительно отличается от концентрации этого компонента в ядре газового потока.
Коэффициенты диффузии всех химических компонентов, участвующих в рассматриваемом процессе одинаковы и постоянны во времени. Тепловой эффект абсорбции считается пренебрежимо малым, температура физической системы — постоянной.
Реакция сероводорода с раствором щелочи считается мгновенной, что дает возможность воспользоваться условием Оулендера [24], предполагающим наличие локального равновесия в каждой точке объема капли для сероводорода и продуктов реакции с ОН-ионами. Это допущение позволяет использовать в модели уравнения равновесия, которые связывают между собой концентрации химических компонентов в реакциях с участием сероводорода и гидросульфида натрия.
Химические реакции диоксида углерода с раствором щелочи, которые включают в себя реакции с водой и с ионами ОН", мгновенными не являются. Запишем эти реакции: С02 + НзО ± Н+ + НСОз. (3.1.1) Известное выражение для константы скорости к{ этой химической реакции имеет вид [24]: Ig кх = 329,8 - 110,541 Ig Т- 17265,4/Т, (3.1.2) где Т, К — температура, j — константа скорости реакции псевдопервого порядка, с" . 104 В щелочной среде происходит нейтрализация ионов Н в результате мгновенной химической реакции с ионами ОН" : Н + ОН" Н20 (3.1.3) Результат двух последовательных реакций (3.1.1) и (3.1.3) можно записать в виде: С02 + ОН" НСО". (3.1.4) Скорость этой реакции будет определяться скоростью более медленной первой ее стадии, константа для которой имеет вид (3.1.2).
Диоксид углерода может также и непосредственно реагировать с ОН"-ионами. Запись этой реакции тождественна выражению (3.1.4). Эта реакция не является мгновенной. Ее константа 2 определяется выражением: lg 2 =13,,35- . (3.1.5) Здесь к2 — константа скорости реакции второго порядка, м3/кмоль-с. Результирующую скорость химического взаимодействия диоксида углерода со щелочным раствором q, кмоль/м3-с можно выразить через константы скорости кх и к2 следующим образом: q = kl[C02] + k2[Oll ][C02]. (3.3.6) Вид зависимостей величин кх и к2 от ионной силы раствора приведен в работе [24]. Все другие реакции, протекающие в щелочном растворе при абсорбции сероводорода и диоксида углерода считаются мгновенными. К ним относятся следующие:
