Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Конструирование и закономерности работы прямоточно-вихревых аппаратов 10
1.1. Классификация прямоточно-вихревых аппаратов 10
1.2. Гидродинамика прямоточно-вихревых контактных устройств с тангенциально-пластинчатыми завихрителями 23
1.2.1. Динамика закрученного течения в тангенциально-пластинчатом завихрителе 23
1.2.2. Закономерности движения капель жидкости в закрученном потоке пара 26
1.2.3. Диспергирование жидкости в прямоточно-вихревом контактном устройстве с тангенциально-пластинчатым завихрителем 27
1.2.4. Гидравлическое сопротивление контактных устройств с тангенциально-пластинчатыми завихрителями 29
1.3. Описание массопереноса в прямоточно-вихревых аппаратах с тангенциально-пластинчатыми завихрителями
1.3.1. Эффективность массопереноса в прямоточно-вихревых контактных устройствах с тангенциально-пластинчатыми завихрителями 31
1.3.2. Эффективность массопереноса на многоэлементной контактной ступени прямоточно-вихревых аппаратов 34
1.4. Постановка задач исследования 36
ГЛАВА 2. Исследование и расчёт основных кинетических параметров прямоточно-вихревых контактных устройств с тангенциально-пластинчатыми завихрителями 38
2.1. Описание экспериментальной установки 38
2.2. Методика проведения экспериментов 42
2.3. Методика обработки опытных данных 43
2.4. Массопередача при ректификации смеси этанол-вода 44
2.5. Распределение сопротивлений массопередаче по фазам 49
2.6. Выводы 63
ГЛАВА 3. Расчёт эффективности прямоточно-вихревых контактных устройств с тангенциально-пластинчатыми завихрителями 64
3.1. Идеализированные математические модели, используемые для расчёта эффективности прямоточно-вихревых контактных устройств 64
3.2. Сопоставление идеализированных математических моделей с экспериментальными результатами 73
3.3. Роль частичного перемешивания газовой фазы в массопереносе 74
3.4. Оценка эффективности массопереноса на стадии сепарации жидкой фазы и расчёт общей эффективности 77
ГЛАВА 4. Расчёт эффективности массообмена в многоэлементных вихревых аппаратах 81
4.1. Расчёт эффективности массопереноса ступени с прямоточно-вихревыми контактными устройствами по известным моделям 81
4.2. Расчёт эффективности многоэлементных контактных ступеней с общими перетоками по диффузионной модели 89
ГЛАВА 5. Расчёт и конструирование ректификационных колонн с прямоточно-вихревыми контактными устройствами 102
5.1. Расчет ректификационной колонны от ступени к ступени при переменных весовых потоках пара и жидкости по высоте колонны 102
5.1.1. Расчет числа ступеней контакта исчерпывающей части колонны 104
5.1.2. Расчет числа ступеней контакта укрепляющей части колонны 105
5.1.3. Влияние межступенчатого уноса жидкости 106
5.1.4. Схема расчета ректификационной колонны "от ступени к ступени" 107
5.2. Расчёт прямоточно-вихревого контактного устройства с тангенциально-пластинчатым завихрителем 109
5.2.1. Расчёт патрубков подачи жидкости 109
5.2.2. Расчёт сепарационных устройств 111
5.2.3. Расчёт тангенциально-пластинчатого завихрителя 112
5.3. Промышленная реализация результатов исследований ректификационного аппарата с прямоточно-вихревыми контактными устройствами 114
Заключение 115
Литература 117
Приложение 132
- Гидродинамика прямоточно-вихревых контактных устройств с тангенциально-пластинчатыми завихрителями
- Методика проведения экспериментов
- Сопоставление идеализированных математических моделей с экспериментальными результатами
- Расчёт эффективности многоэлементных контактных ступеней с общими перетоками по диффузионной модели
Введение к работе
В последнее время наметилась тенденция увеличения спроса на этиловый спирт [1,2]. Это связано не только с расширением ассортимента и качества продукции ликёроводочных производств, сколько с увеличением спроса на этиловый спирт со стороны пищевой и химико-фармацевтической промышленности. Этиловый спирт в последние годы начинает применяться при производстве широкого ассортимента пищевой продукции с использованием пектина, способствующего выводу радионуклидов из организма человека. Однако, производство кристаллического пектина предполагает большие расходы этилового спирта.
Широкое применение в большинстве экономически развитых стран получила 10% добавка этилового спирта к моторным топливам, нарастает потребление этилового спирта лакокрасочной промышленностью и другими производствами химической отрасли. Разрабатываются перспективные технологии де-сульфуризации каменного угля, как топлива энергетических установок.
Всё это предполагает значительное увеличение производства этилового спирта и, как следствие, реконструкция старых производств и строительство новых крупнотоннажных производств.
Вместе с тем, увеличение мощности спиртовых производств сдерживается низкой производительностью колонной ректификационной аппаратуры. Увеличение производительности колонн возможно за счёт увеличения их диаметра, либо за счёт пропускной способности аппаратов.
Существенное увеличение диаметра ректификационных аппаратов приводит к резкому повышению их веса и металлоёмкости, усложняет изготовление, транспортировку и монтаж аппаратов, что в результате, ведёт к повышению капитальных и транспортных затрат [3]. Транспортировка крупногабаритной аппаратуры требует, как правило, создания специальных видов транспорта или реконструкции шоссейных дорог и мостов, поскольку железные дороги пропускают грузы с поперечными габаритами не более 4,5 м. Особенно услож-
няется перевозка крупногабаритных аппаратов в отдалённые районы страны. Транспортные расходы в этом случае оказываются чрезвычайно высокими и намного превышают стоимость аппаратов. С другой стороны, увеличение диаметра ректификационных аппаратов барботажного типа вызывают необходимость решения проблемы масштабного перехода [4], которая в настоящее время остаётся не решённой, в силу чего переход на большие размеры аппаратов приводит к снижению эффективности [5].
В настоящее время на спиртовых предприятиях в производстве этилового спирта используются ректификационные многоступенчатые аппараты барботажного типа с колпачковыми, клапанными тарелками. Барботажные аппараты обладают низкой пропускной способностью, поскольку скорость пара в них не может превышать 1,0-1,5 м/с (при атмосферном давлении). Увеличение скорости пара выше указанного предела приводит к развитию интенсивного уноса жидкости на вышележащие ступени и "захлёбыванию" аппаратов [6-7].
Исследование пропускной способности массообменных аппаратов привело к созданию противоточных пластинчатых и трубчатых колонн плёночного типа [8-19], скорость потока в таких аппаратах составила 7-8 м/с. Однако, пластинчатые колонны не нашли применения в спиртовой промышленности. Автором работы [20] было выявлено, что при скорости пара выше 7 м/с противо-точное движение фаз переходит в прямоточное. В работах [21-34] проводились исследования прямоточного движения фаз в трубчатых насадках, которые показали высокую эффективность процессов при высокой производительности аппаратов. В частности, рядом авторов [27, 33, 35] установлено, что эффективность массопереноса в жидкой и газовой фазах при прямоточном движении в 10 раз выше, чем при противоточном. Это послужило основанием для конструирования и исследования прямоточных многоступенчатых колонных аппаратов [35-44]. Не смотря на это, прямоточные трубчатые аппараты характеризуются низким диапазоном устойчивой работы и большим процентом уноса жидкости [45-47].
Поиски путей интенсификации массообмена в газожидкостных системах привели к разработке принципиально новых аппаратов с прямоточно-вихревым движением фаз в зоне контакта [48-49]. Придание двухфазному потоку дополнительного вращательного движения обеспечило надёжную сепарацию фаз после контактирования [50-51]. Сочетание однонаправленного (прямоточного) движения фаз в зоне контакта с центробежным отделением жидкости от потока пара позволяет исключить "захлёбывание" аппаратов и проводить процесс при высоких скоростях пара (8-15 м/сек) по сечению колонны [50], на порядок превышающих скорость пара в аппаратах барботажного типа.
Для достижения полного разделения исходной смеси в прямоточно-вихревых ректификационных аппаратах свободно организуется многоступенчатый процесс взаимодействия фаз, который предполагает эффективное отделение жидкости от пара на каждой контактной ступени с последующим переходом пара на вышележащие ступени, а жидкости -на нижележащие.
Использование в аппаратах ступеней с прямоточно-вихревыми контактными устройствами вместо тарелок барботажного типа позволяет в 2,5-3,0 раза сократить диаметр колонн и их металлоёмкость [52]. Поэтому создание аппаратов прямоточно-вихревого типа сделало возможным резкое сокращение затрат на изготовление ректификационной колонной аппаратуры, а также расходов на её транспортировку к месту эксплуатации и монтаж. Конструктивное оформление многоэлементных контактных ступеней прямоточно-вихревых ректификационных колонн исключает необходимость решения вопросов масштабного перехода [48-49] и позволяет использовать их в установках большой единичной мощности, создавать аппараты любой заданной производительности без снижения эффективности разделения.
Гидродинамика прямоточно-вихревых контактных устройств с тангенциально-пластинчатыми завихрителями
Прямоточно-вихревые устройства с тангенциально-пластинчатыми завихрителями формируют поступательно-вращательное движение фаз, и поэтому, в зоне контакта образуется развитый дисперсно-кольцевой поток жидкости. Теоретический анализ такого течения представляет сложную задачу [101-109]. В связи с этим основную информацию об аэродинамике вихревого течения в контактных устройствах получают преимущественно экспериментальным путём [51, 111].
Качественная динамическая картина движения однофазного потока в тангенциально-пластинчатом завихрителе получена Овчинниковым А.А. [51] и Коротковым Ю.Ф. [111]. Проведённые авторами исследования показали, что основными составляющими центробежного поля сил прямоточно-вихревого контактного устройства является трёхмерное поле скоростей с радиальной Wr, осевой Wz и окружной W9 составляющими, рис 1.7. Результаты исследований свидетельствуют, что окружная и осевая составляющие скорости потока на порядок и более превышают радиальную составляющую. Положение максимума осевой скорости потока смещено к стенке трубы, что вызвано влиянием на поток центробежной силы. При высокой степени крутки потока в приосевой области потока имеется зона обратного течения газа. Профиль окружной скорости потока имеет максимум, положение которого (радиус вихря) изменяется с изменением интенсивности крутки. В приосевой области потока изменение окружной составляющей скорости по радиусу близко к закону вращения твердого тела, а в периферийной области - к потенциальному (невязкому) вихрю. Распределение окружной скорости потока по радиусу определяет также распределение статического давления.
Крутка потока приводит к возникновению разрежения вблизи оси вращения и избыточного давления в периферийной области закрученного потока.
Результаты, полученные Овчинниковым А.А. [51], показали, что введение в зону контакта жидкой фазы существенно изменяет структуру закрученного газового потока (рис. 1.8). Однако, только при малых нагрузках по жидкости, когда толщина дисперсного кольцевого слоя жидкости мала, сохраняется подобие характера распределения окружной, осевой компонент скорости по радиусу контактной зоны с соответствующими параметрами в условиях движения однофазного потока. С увеличением нагрузки по жидкости толщина дисперсно-кольцевого слоя жидкости у периферии контактного устройства увеличивается, что приводит к перераспределению скорости газа по сечению контактной зоны. Поверхность радиуса вихря, соответствующая максимальному значению W9 смещается к периферии, и область потенциального движения вырождается. При больших нагрузках по жидкости профиль окружной скорости газа стремится к линейной зависимости от радиуса, отвечающей квазитвёрдому вращению потока, а распределение осевой компоненты по радиусу контактного устройства становится более равномерным.
Групповое движение капель жидкости в закрученном потоке пара(газа) -представляет собой сложную физическую картину, зависящую от большого числа параметров, начиная с геометрических и заканчивая физико-химическими свойствами взаимодействующих сред. Наиболее полное описание закономерностей движения полидисперсной системы капель жидкости в газовых потоках может быть получено только в рамках теории многоскоростного континиума с учётом взаимодействия капель между собой и потоком па-ра(газа). Однако, в настоящее время процесс слияния и распада капель мало изучен, поэтому при решении технических и прикладных задач, когда требуется установить закономерности движения дисперсной фазы в газовых потоках при наличии малых и умеренных концентрациях капель, прибегают к упрощению, пренебрегая взаимодействием капель между собой, их коалесценцией и дроблением, а также обратным влиянием дисперсной фазы на поток газа, рассматривая движение одиночной капли или частицы в несущем потоке.
Перечисленные упрощения использовались в работе [111] при исследовании движения полидисперсной системы капель в закрученном потоке.
Движение одиночной сферической капли в закрученном потоке в общем случае определяется системой дифференциальных уравнений, записанной для цилиндрической системы координат [51], жёстко связанной с вихревым контактным устройством, при совпадении его оси с осью Z системы координат.где V -компоненты абсолютной скорости капли; 2_,Fj -совокупность активныхсил, дйствующих на каплю; т -масса капли.
Ввиду того, что в полости тангенциально-пластинчатого завихрителя имеет место сложная гидродинамическая обстановка, с насыщенной зоной постоянного распада и образования капель, получение математической модели, в настоящее время, не представляется возможным. Поэтому, единственным методом, позволяющим наиболее точно определить дисперсность жидкости, является экспериментальный метод.
В качестве экспериментального определения дисперсного состава жидкости в основном используются электрические и оптические методы. К электрическим методам относятся емкостной метод [112, 113] и метод контактных игл [114]. Среди оптических методов наиболее распространёнными являются фотометрический метод [115], метод рассеивания под малыми углами [116], метод однолучевой голографии [117] и фотографические методы [118-120]. Самым эффективным и надёжным из них является фотографические методы, позволяющие получить реальное представление о форме, размерах и взаимном расположении капель в факеле. Сущность метода фотографирования заключается в фотографировании потока капель в проходящем свете излучаемым импульсным осветителем большой мощности [120]. Данный метод использовался в работе [120] при исследовании дисперсного состава жидкости в прямоточно-вихревом контактном устройстве с тангенциально-пластинчатым завихрителем, где определение фракционного состава проводилось в каждом опыте на основании измерения диаметров капель в получаемых изображениях сечения распыла из одной щели оросителя.
Для определения среднего диаметра капель можно использовать средний объёмно-поверхностный диаметр (по Заутеру)
Автором работы [120] проведена обработка результатов измерений, которая показала, рис. 1.9, что частотные кривые распределения капель по размерам не зависят от нагрузок по фазам и размеров контактного устройства. В работах [120, 121] отмечено, что в прямоточно-вихревом контактных устройствах с тангенциально-пластинчатыми завихрителями достигается довольно тонкое капельное дробление жидкости, что приводит к образованию хорошо развитой межфазной поверхности.
Гидравлическое сопротивление контактных устройств складывается из затрат энергии на формирование вихревого потока, диспергирование и транспорт жидкости, преодоление сопротивлений. Исследование гидродинамики тангенциально-пластинчатого завихрителя позволило выявить факт снижения гидравлического сопротивления при подаче в его внутреннюю полость небольшого количества жидкости. Данное заключение впервые было сделано в работах [51, 111], результаты которых приведены на рис.1.10.
Методика проведения экспериментов
Первоначально в куб колонны заливалась испытуемая смесь концентрации 1,2-9,0 мол. %. Запуск аппарата с дальнейшим выводом его на рабочий режим осуществлялись в следующей последовательности: открывался кран на крышке дефлегматора для выхода воздуха из системы, включалось охлаждение дефлегматора и конденсатора - воздушника, включался обогрев куба, открывались вентили для подачи флегмы на тарелку и для слива дистиллята в куб, включался подогрев верхней части колонны, затем, как только флегма начинала подаваться на тарелку, включался подогрев флегмовой линии и при достижении установившегося режима работы, закрывался кран воздушника на крышке дефлегматора.
После вывода колонны на установившийся режим, при котором расход охлаждающей воды, дистиллята, флегмы, давление в колонне и температуры во всех точках оставались неизменными, установка работала 30 40 минут.
Пробоотборником вёлся отбор проб через шариковый холодильник, а жидкости непосредственно из пробоотборника в пробирки с притёртыми пробками. Суммарный объём проб составлял -30 мл., что не превышало 0,05% от загрузки куба.
Проводилась регистрация параметров, при которых производился отбор проб. Далее, изменяя расход дистиллята, устанавливалось новое соотношение G/L. При необходимости корректировалась температура флегмы перед входом на тарелку и температура пара на выходе из тарелки. Если новые параметры в течение 30-40 минут оставались постоянными, то отбор проб продолжался. Пробы пара и жидкости термостатировались. Температура воды в термостате поддерживалась постоянной (20С).
При помощи рефрактометра проводился количественный анализ проб. В работе использовался рефрактометр ИРФ -23. Анализ проб проводился при температуре t=20+0 05 С0. Термостатирование проб проводилось при температуре призмы рефрактометра, что позволило уменьшить время анализа до 1,5 мл. Такой объём пробы создаёт гарантию малого изменения состава за счёт испарения пробы при её заливке и выдержке в приборе.
Эффективность массопередачи в вихревом контактном устройстве оценивалась по числу единиц переноса (ЧЕП). В связи с тем, что линия равновесия для системы этанол-вода, в интервале изучавшихся концентраций, имеет значительную кривизну, ЧЕП определялось графическим интегрированием:
Исследование процесса ректификации смеси этанол-вода проводилось в диапазоне концентраций дистиллята от 0,5 до 60% мол. Соотношение потоков G/L изменялось в пределах 1-2,3 (см. таблицу 1 приложения).Скорость пара в аппарате определялась по уравнению: отградуированы по воде, поэтому в каждом опыте их показания пересчитывали на изучавшуюся смесь. Пересчёт расхода реальной смеси производился по уравнению:где 2д -сумарный расход дистиллята вычисленный по показателям ротамет ров, м /час;Qi -расход флегмы, замеренный по ротаметру РС-5, м /час;Q2 -расход дистиллята, стекающего в куб, м /час;Уп , Ув, Уем -плотность материала поплавка, воды и реальной смеси, кг/м . Средний молекулярный вес смеси в контактном устройстве рассчитывался по уравнению:где х-весовая доля компонента;М\, Мг -молекулярные веса компонентов, образующих смесь.
По результатам экспериментальных данных получена зависимость Nx и Ny от m при нескольких постоянных G/L (рис. 2.2), видно, что числа единиц переноса зависят от G/L и т. Это происходит до тех пор, пока не будет достигнуто значение т, соответствующее на данной кривой точке перегиба, выше этой точки наблюдается обратная закономерность. При постоянных т значение Nx растёт с увеличением G/L. Для Ny характерно уменьшение численных значений с ростом G/L. Такая же закономерность наблюдается на графиках зависимостей Nx и Ny от WBX В колонне при постоянном орошении L=195 кг моль/м час для нескольких т (рис. 2.3).
Таким образом, наблюдается тесная связь массообменных характеристик с формой равновесной кривой. К такому выводу приходили многие учёные и, в частности, К.С. Кольцов [143].
Полученные результаты наглядно показывают закономерность роста Nx и уменьшения Ny с повышением WBX (рис. 2.3), которая объясняется изменением поверхности межфазного контакта и временем контакта фаз. Свежие порции пара, поступающие через зазоры между пластинами тарелки, контактируют с жидкостью в основном в пределах одной пластины. На следующей по ходу потока пластине про контактировавший пар вытесняется вверх свежей порцией.
Сопоставление идеализированных математических моделей с экспериментальными результатами
С целью выявления модели, адекватно описывающей экспериментальные результаты, было выполнено сравнение опытных и расчётных значений при одинаковых величинах критерия диффузионного потенциала X (mG/L) и числа единицы переноса Ny. Результаты расчёта занесены в таблицу 6 (см. приложение).
Из таблицы 6 видно, что наиболее близкими значениями к экспериментальным обладают результаты, полученные по уравнениям (3.40) и (3.49). Для оценки погрешности расчетов использовался метод наименьших квадратов. Из анализа следует, что в интервале используемых параметров X и Ny (таблица 6), эффективность процесса массообмена с наименьшей погрешностью, а именно до 0,58%, может быть рассчитана по уравнению (3.40), рис.3.2. Значения, рассчитанные по соотношению (3.49), имеют расхождение равное 0,76%.
Из выше изложенного можно заключить, что в тангенциально-пластинчатом завихрителе имеет место идеальное вытеснение жидкой фазы. Из проведённого анализа остаётся неизвестным характер движения газовой фазы, так как уравнения (3.40) и (3.49) не позволяют учесть степень продольного перемешивания газовой фазы. Для решения данной задачи была использована диффузионная модель [163], учитывающая распределение концентрации компонентов в двухфазном потоке по высоте контактного устройства.
Уравнение материального баланса газовой фазы для элементарного объёма двухфазного потока длиной d записывается как
Материальный баланс для контура, включающего произвольное сечение, с координатой и сечение, в котором потоки покидают контактное устройство, выражается уравнением Уравнение фазового равновесия
В простом случае, когда по высоте контактного устройства Ре idem , решение уравнения (3.56) ищется при граничных условиях (3.58) дачи практически на любом прямоточно-вихревом контактном устройстве мас-сообменного аппарата.
Подставляя параметры к и Ny в расчётное выражение (3.62), можно определить величину продольного перемешивания газовой фазы, выраженного через критерий Пекле (Ре), на процесс массообмена. Результаты расчётов сведены в таблицу 7(см. приложение).
Сравнивая результаты таблиц 6 и 7 можно сказать, что при Ре у 0,1 эффективность прямоточно-вихревых контактных устройств, с точностью до 1%, может быть рассчитана по модели полного перемешивания газовой фазы и идеального вытеснения жидкой фазы (3.40). При Ре у 20 структура движения по токов приобретает черты модели полного вытеснения как газовой, так и жидкой фаз, и может быть описана уравнением (3.49).
На выходе их тангенциально-пластинчатого завихрителя капли жидкости оседают на стенке цилиндрического патрубка, образуя плёнку жидкости. Под воздействием закрученного газового потока плёнка жидкости приобретает характер прямоточного закрученного течения. Поток жидкости поднимается вверх по патрубку и тороидальным сепаратором отделяется от газа и удаляется из контактного устройства.
Итак, вторая зона содержит короткий цилиндрический патрубок и тороидальный отсекатель. В цилиндрическом патрубке осуществляется прямоточное движение вихревого потока газа и жидкости. В связи с этим, достаточно обоснованным для данного участка является гидродинамическая модель течения двухфазного потока, предполагающая полное вытеснение обеих фаз в продольном направлении.
Установленный тороидальный отсекатель относится к сепараторам отсечного типа. В таком сепараторе сквозь кольцевую щель, вместе с жидкость проходит небольшое количество газовой фазы AG = aG, которая продолжает взаимодействовать с жидкостью и изменяет свой состав от у і до у . Это взаимодействие осуществляется в условиях интенсивного перемешивания фаз, что позволяет на основе уравнения (3.16) записать
Анализ экспериментальных данных приведённых в таблице 8 (см. приложение), показывает, что общая эффективность массообмена в прямоточно-вихревом контактном устройстве с тангенциально-пластинчатым завихрителем определяется в основном эффективностью тангенциально-пластинчатого за-вихрителя, результаты которого на порядок превышают значения эффективности зоны сепарации.
Зная эффективность отдельных стадий, можно рассчитать общую эффективность контактного устройства. На стадии обобщения экспериментальных результатов предпочтительно использовать эффективность Хаузена, поскольку величина в меньшей степени зависит от наклона равновесной линии. Поэтому для вывода расчётных уравнений воспользуемся выражением эффективности массопереноса по Хаузену. Тогда значение равновесной концентрации у для всех стадий процесса остаётся постоянным, рис.3.3.
В работе [77] получено, что при наличии двух последовательных зон эффективность массопередачи определяется уравнением
Однако необходимо учесть, что расчёты эффективностей массопередачи в основном представлены в интерпретации Мерфри. Поэтому, установим связь между выражениями эффективности массопередачи в интерпретации Мерфри и Хаузена через следующие соотношения [165]:
Используя уравнение (3.68) с учётом (3.69) можно определить эффективность массопередачи прямоточно-вихревого контактного устройства с тангенциально-пластинчатым завихрителем.Xn Xj1. Проведён анализ моделей, позволяющих оценить структуру распределения двухфазного потока в полости тангенциально-пластинчатого завихрителя.2. Разработана методика расчёта эффективности массопереноса в прямоточно-вихревых контактных устройствах.3. Получено, что эффективность массопереноса в прямоточно-вихревых контактных устройствах можно рассчитывать по эффективности тангенциально-пластинчатого завихрителя, значения которого на порядок превышают результаты эффективности зоны сепарации. 4. Установлена связь между выражениями эффективности массопереноса в ин-терпертации Мерфри и Хаузена.
Основным технологическим показателем колонных аппаратов является эффективность контактных ступеней, которая зависит от следующих факторов:1. от эффективности каждого контактного элемента;2. от закономерностей движения жидкости по контактной ступени.Степень влияния первого фактора рассмотрено в предыдущей главе. Второй фактор включает явление перемешивания жидкости на контактной ступени, гидродинамической неравномерности на ней, рециркуляции жидкости через массообменные элементы.Эффективность массопереноса контактной ступени по Мерфри часто определяют по соотношениям:
Расчёт эффективности многоэлементных контактных ступеней с общими перетоками по диффузионной модели
Поток свежей жидкости, поступающей на контактную ступень с концентрацией Хоср, движется вдоль тарелки со среднерасходной скоростью U, рис.4.5. За продольное направление жидкости принимается направление перемещения основного потока, от перетока подачи жидкости на ступень до перетока выхода жидкости со ступени. По мере продвижения потока по тарелке происходит циркуляция жидкости через массообменные элементы. Проходя через массообменные устройства, жидкость контактирует с паровой фазой и возвращается в слой жидкости на тарелке с концентрацией хк.
Таким образом, перемешивание жидкости в продольном направлении вызвано турбулентным перемешиванием непосредственно в слое жидкости и распределением жидкости истекающей из контактных элементов. Перемешивание жидкости по толщине слоя обусловлено конвекцией жидкости от поверхности слоя жидкости на тарелке к входным патрубкам контактных элементов с эффективной скоростью V.
Уравнение диффузионной модели для рассмотренного случая записывается в видегде p{i) -функция распределения концентрации примеси в жидкости в продольном направлении; f(j) -нормированная функция распределения концентрации примеси в жид V \/Ш = h V о кости в поперечном направлении В этом случае краевая задача разбивается на две задачи Упрощая данное выражение, путём деления на ер f, можно получить Для функции ер{х) можно получить Граничные условия (4.34) Решим полученную систему уравнений. Определитель системы записывается в виде
Исследование поля концентраций компонента в жидкости показало (рис.4.6-4.7) что с увеличением перемешивания жидкости, как по длине, так и по толщине слоя, концентрация компонента в жидкости увеличивается.
Расчёты эффективности массопереноса по уравнениям (4.55), (4.56) показали, что с увеличением перемешивания жидкости по длине слоя эффективность контактной ступени уменьшается (рис.4.8). Эффективность контактной ступени можно повысить путём увеличения циркуляции жидкости на ступени. Для увеличения эффективности необходимо увеличить пропускную способность контактных устройств по жидкости и препятствовать конструктивными мерами смешению исходной и отсепарированной жидкостей.
Путём сравнения расчётных значений эффективности, полученных по уравнениям (4.55), (4.56), со значениями эффективности в предельных случаях, было установлено, что в диапазоне Ре 0,5 и Pet 15 эффективность контактной ступени, с погрешностью 0,4%, можно рассчитывать по соотношениям
Проведен расчёт эффективности массопереноса прямоточно-вихревой контактной ступени по предложенной математической модели с использованием экспериментальных данных, представленных в работе [173]. Проверка расчётных значений и экспериментальных, подтвердила возможность применения предложенной модели для расчёта эффективности массопереноса.1. Проведён анализ математических моделей, используемых для расчёта эффективности массопереноса прямоточно-вихревых контактных ступеней, на основе которого выбрана диффузионная модель.2. На основе диффузионной модели разработана математическая модель для расчёта эффективности массопереноса прямоточно-вихревых контактных ступеней с учётом рециркуляции жидкости на ступени и частичного перемешивания жидкости в потоке.3. Проведена проверка адекватности предложенной математической модели с результатами экспериментальных данных. Установлено, что расхождение расчётных и экспериментальных данных не превышает 15%. смесь. В процессе ректификации спирта происходит образование новых компонентов. В некоторых литературных источниках данные компоненты именуются примесями. В состав примесей входят альдегиды, эфиры, спирты, кислоты, амины и др. Основные химические характеристики спиртовой смеси представлены в таблице 9 (приложение). Из таблицы видно, что свойства компонентов смеси практически одинаковы, так как каждый из них содержит атомы водорода в гидроксильной группе и гидрокислы, в связи с чем возникают трудности в выявлении того или иного компонента смеси. Для упрощения задачи часто рассматривают спиртовую смесь, как бинарную, состоящую из двух компонентов, а именно из этилового спирта и воды.
Принципиальная схема колонны ректификованного спирта представлена на рис. 5.1. Исходная смесь в нагретом состоянии поступает на разделение в колонну ректификованного спирта на тарелку питания, где состав жидкости равен составу исходной смеси xF. Стекая вниз по колонне, жидкость взаимодействует с поднимающимся вверх паром, образующимся при кипении кубовой жидкости в кипятильнике. Начальный состав пара равен составу кубового остатка Ху,. Пар, продвигаясь вверх по колонне, контактирует с жидкостью. В результате массообмена с жидкостью пар обогащается легколетучим компонентом. Спирт ректификат составом х отбирают с четвёртой -шестой тарелок, считая с верху.
