Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Очистка отходящих газов химических производств в аппаратах с тюевдоожиженнои насадим 10
1.1. Перспективы применения АПН в промышленности. 10
1.2. Типы насадок, применяемых в аппаратах с псевдоожиженной насадкой 15
1.2.1. Классификация подвижных насадок 16
1.3. Гидродинамика аппаратов с псевдоожиженной
насадкой 18
1.3.1. Гидродинамические режимы АПН 18
1.3.2. Гидравлическое -сопротивление АПН 18
1.3.3. Брызгоунос в АПН 27
1.4. Способы очистки отходящих газов от соединений фтора в производстве фосфорных удобрений 30
1.5. Массопередача в аппаратах с псевдоожиженной насадкой 36
1.5.1. Факторы, влияющие на скорость массопереда-чи при абсорбции в АПН хорошо растворимых газов 36
1.5.2. К расчету массообменных показателей аппаратов с псевдоожиженной насадкой 39
1.6. Краткие выводы и постановка задачи 43
Глава 2. Экспериментальные установки, методы исследования и обработки результатов 46
2.1. Описание и характеристика экспериментальных установок 46
2.1.1. Характеристика опорно-распределительных решеток 53
2.1.2. Характеристика подвижных насадок 56
2.3. Методика исследования 58
2.3.1. Исследование гидродинамики 58
2.3.2. Исследование массообмена в газовой фазе и аналитический контроль 60
2.4. Обработка экспериментальных данных 63
2.4.1. Гидродинамика 63
2.4.2. Массообмен 64
Глава 3. Исследование вдроджамйки аппарата с лопастной и дисковой насадками 65
3.1. Гидравлическое сопротивление и режимы работы АПН 65
3.2. Степень расширения псевдоожикеиного слоя 77
3.3. Брызгоунос 80
Глава 4. Исследование мссопвдцачй при абсорбции хорошо растворимых газов в аппарате с псевдоожженной дисковой и конической лопастной насадками 87
4.1. Массопередача при абсорбции аммиака 87
4.2. Очистка отходящих газов от фтористых соединений производства простого суперфосфата 97
4.2.1. Физико-химические основы процесса очистки отходящих газов производства простого суперфосфата 97
4.2.2. Результаты исследований санитарной очистки отходящих газов в АПН при производстве простого суперфосфата на заводских газах 99
Глава 5. Математическое моделирование и оптимизация процесса абсорбции хорошо растворимых газов в аппарате с псевдоожиженнои насадкой 110
5.1. Постановка задачи 110
5.2. Разработка обобщенного параметра оптимизации 111
5.3. Математическое моделирование процесса абсорбции хорошо растворимого газа в аппарате с псевдоожиженным слоем насадки 122
5.3.1. Оценка ошибки воспроизводимости 122
5.3.2. Выбор вида математической модели 124
5.3.3. Разработка математической модели 126
Выводы 137
Литература 139
- Типы насадок, применяемых в аппаратах с псевдоожиженной насадкой
- Исследование массообмена в газовой фазе и аналитический контроль
- Очистка отходящих газов от фтористых соединений производства простого суперфосфата
- Математическое моделирование процесса абсорбции хорошо растворимого газа в аппарате с псевдоожиженным слоем насадки
Введение к работе
Основными направлениями экономического и социального развития народного хозяйства СССР на І98І-І985гг. и на период до 1990г., принятыми ХХУІ съездом КПСС, а также планом на И пятилетку, предусматривается довести в 1985г. производство минеральных удобрений до 36 млн. т в пересчете на 100% содержанке питательных веществ / І /. В указанных документах уделяется особое внимание проблеме охраны окружающей среды, разработке технологических способов абсорбции, усовершенствованию схем очистки аппаратов, позволяющих сократить объем вредных выбросов в атмосферу с использованием вторичных продуктов химических производств.
При обработке отходящих газов производств фосфорных удобрений в зависимости от ступени абсорбции применяют механические и форсуночные скруббера, а в качестве абсорбентов - воду и, в некоторых случаях, щелочные растворы различных концентраций.
В последние годы в СССР и зарубежом стали применять аппараты с псевдоожиженной насадкой (АПН), которые хорошо зарекомендовали себя при работе на системах, осложненных взвесями, твердыми осадками и гелеобразованием / 51 /. Эти аппараты производительнее пенных и аппаратов со стационарной насадкой и работают в широком диапазоне изменения нагрузок по газу (0,5-5-8,0 м/с) и жидкости (5-5-100 мД/г»ч). Наличие подвижной насадки способствует интенсивному росту межфазной поверхности, более равномерному распределению по сечению аппарата газа и жидкости.
Метод абсорбции отходящих газов от фтористых соединений различными химическими абсорбентами до сих пор не нашел широкого применения в промышленности, во-первых, из-за образования взвесей и осадков, забивающих абсорбционную аппаратуру, а во-
вторых, из-за отсутствия корректных рекомендаций для эффективного проведения этого процесса.
Б настоящее время в качестве подвижных насадок применяют шары и кольца. Стремление устранить ряд недостатков, присущие указанным насадкам, и увеличить интенсивность массообменных . процессов привело к разработке подвижных насадок других форм. Однако, их широкое распространение в промышленности тормозится из-за недостаточного количества экспериментальных данных.
Целью настоящей работы является повышение эффективности, упрощение технологической схемы и усовершенствование аппаратурного оформления процесса абсорбции отходящих газов суперфосфатного производства. Влияние различных технологических факторов на процесс абсорбции фтористых газов изучали на полупромышленной установке, смонтированной в цехе простого суперфосфата Одесского суперфосфатного завода с использованием в качестве сорбентов воды, водных растворов кремнефторис-товодородной кислоты, соды и известкового молока. Изучены гидродинамические и массообменные характеристики новых: подвижных насадок.
диссертационная работа выполнена по программе работ на 1978-1985 гг. по проблеме "Охрана окружающей среды".согласно приказу Минвуза УССР № II0-07/2II от 6.05.1978 г. и . . координированному плану Минвуза СССР № 5.21 и 5.22 от 3.01.83г по проблеме "Охрана окружающей среды" (по Госбюджету № 353 в НИСе ОПИ). Работа связана с хоздоговорной темой кафедры ТНВ 821-10 (госрегистрационный № ).
На основе вышеприведенного автор защищает следующие положения:
Рекомендации для эффективного проведения технологического процесса очистки отходящих газов суперфосфатного производства от соединений фтора с применением в качестве абсорбентов воды, изместкового молока и водных растворов соды в аппарате с псевдоожиженной насадкой нового типа;
Упрощенную замкнутую технологическую схему абсорбции фтористых газов, обеспечивающую высокую степень очистки со сниженными промышленными отходами;
Применение новой подвижной насадки, способной эффективно работать на системах, осложненных взвесями и гелеобра-зованием;
Расчетные уравнения для определения основных гидродинамических и массообменных параметров газообчистки в АПН;
Определение оптимальных значений технологических параметров процесса абсорбции хорошо растворимых газов в аппарате с псевдоожиженной насадкой.
Г.ШША І. ОЧИСТКА ОТХОДЯЩИХ ГАЗОВ ХШНЕСКИХ ПРОИЕВОДСТВ В АППАРАТАХ С ПСЕВДООШШННОЙ НАСАДКОЙ (Литературный обзор)
I.I. Перспективы применения АПН в промышленности
В настоящее время в СССР и за рубежом имеется положительный опыт эксплуатации АШ в процессах тепло-массообмена и пылеулавливания. Первые сообщения о применении АПН в промышленном масштабе относятся к концу 50-х и началу 60-х годов. В работах /2*10/ подчеркивается, что АПН особенно эффективны для проведения абсорбционных процессов, сопровождающихся выделением твердой фазы, а также для мокрой очистки сильно запыленных газов. АШ не забивается осадками даже при наличии в газе смолистых веществ, в нем хорошо улавливаются субмикронные частицы пыли и тумана.
Авторы работы /II/ вели сравнительный анализ АШ о обычными насадочными абсорбентами, в результате чего выделяют следующие преимущества АШ: высокая эффективность массообмена (благодаря интенсивному движению насадки); повышенные скорости газа и плотности орошения; относительно : не высокая чувствительность к изменению нагрузок по газу и жидкости; незабиваемость насадки твердыми взвесями; незначительная изнашиваемость насадки и т.д.
Одной из отраслей промышленности, где АШ впервые были применены, является очистка отходящих газов алюминиевого производства /2,3,4,9,12/. По данным Э.Я.Тарата и сотр./13/ отсасываемая из электролизерных ванн газовоздушная смесь содержит: 0,02 *0,5 г/м3 фтористого водорода, 0,02 * 0,3 г/м3 сернистого ангидрида и 0,2 т 0,5 г/м3 многокомпонентной полидисперсной; пыли и смолистых веществ.
Сообщается /4/ о разработке и применении канадской фирмой
/ftwmifta Со/пёсет/ of Gz?z
В более поздних работах /3,8/ приводятся данные о приме-нении модельного АШ сечением 0,2 м и высотой 1,6 м, степень улавливания фтористого водорода из электролизеров составляла ~95 %, а пыли улавливалось до 99 % /З/. В этой же работе сообщается, что в 1961 году было начато сооружение 12-ти АШ диаметром 5,5 м, /^ = 0,3 м и двух диаметром 3,05 м, общей производительностью по газу 34*10 м3А»
Во второй половине 60-х годов аппараты с псевдоожиженной насадкой получили широкое распространение в различных дромыш-ленно развитых странах. Фирмой W/scc^sm fecovic Рсю>еъ Co77bfca#nf (США) был испытан АПН для очистки топочных газов от SO и зольной пыли /14/. В качестве насадки использованы полые полипропиленовые шары диаметром 38 мм.
АШ нашли широкое применение и в других отраслях промышленности (металлургия, производства серной и экстракционной фосфорной кислот, целлюлозно-бумажном производстве и т.д.) Японии, Италии, Франции, ФРГ и др. /15,16,17/. Японская фирма /18/ применила односекционный АШ диаметром 2,05 м и производительностью 52000 м3/ч для очистки отходящих газов от фтористых соединений (концентрация Sj/Zp на входе 0,1 г/м3, ~ = 50 С) производства экстракционной фосфорной кислоты. Степень абсорбции превышает 90 %. Гидравлическое сопротивление аппарата 900 Па.
В СССР приоритет в развитии исследований АШ принадлежит
12 Н.И.Гельперину и его школе /19-г38/. Им определено преимущественное направление и указана перспективность использования АПН в системах очистки отходящих газов химических производств, ректификации и пылеулавливания.
В табл.1.1 представлен ряд АПН, испытанных в лабораторных, полупромышленных и промышленных условиях на различных системах. Аппараты отличались производительностью, конструкцией опорно-распределительных решеток, насадок, брызгоулови-телей, способом подвода реагентов и т.д.
Из приведенных в табл.1.1 данных следует, что на практике были применены АПН различных конструкций и размнроь, как в лабораторных, так и в промышленных условиях. Указанные аппараты работали в абсорбционных и лылегазоочистных системах. В качестве абсорбентов были использованы самые разнообразные компоненты. Об эффективности рассматриваемых аппаратов можно судить по степени абсорбции, которая в зависимости от свойств абсорбируемого-абсорбирующего компонентов, скорости газа, плотности орошения, числа рабочих секций (числа слоев насадки) и др., принимают значения от 80 до 99'%. При этом общее гидравлическое сопротивление составляет 700 * 900 Па для одно- и 1500 т 4000 Па для двух- и трехсекционных аппаратов.
Данные табл.1.1 также указывают на возможность работы АПН в широком интервале изменения нагрузок по газу,и жидкости: скорость газа и плотности орошения варьировали в диапазонах 1,0 * 5,5 м/с и 5,0 * 90 м3/м .ч соответственно.
За последнее десятилетие аппараты с псевдоожиженной насадкой получили широкое распространение в промышленном масштабе. В СССР имеется положительный опыт по их эксплуатации на следующих химических предприятиях:
Таблица I.I
Результаты испытаний аппаратов с псевдоожиженной насадкой
Диаметр аппарата
/40/
Система
/40/ /41/ /40/
/42/ /43/
/4V
/40/
Порошок гипса - вода /39/ Фосфорит (2 * 15 мкм) - вода /40/
2//^+S//^ -//? 2///~+ S^-/S% ASj/r 2//^+ vSV'/J - /&% Ca>(o//)^ //f - //а2со3
л//
^ - вода ^-/2%'/SO+
тэлтто
Скорость газа и/»
м/с
!Чис-,ло сек-!ций
Гидравлическое сопротивление
,/,м"/м?ч
ал, л?
Плотность!Сте-орошения ,пень " " 'погло-!щения
1?> %
! 3
Продолжение табл.I.I
! 3 !
99,9
На Джамбульском суперфосфатном заводе для очистки отходящих газов производства экстракционной фосфорной кислоты цеха аммофоса применяли два двухсекционных аппарата диаметром 1,6 м и высотой 7,0 м и 6,0 м соответственно.
На Актюбинском химзаводе для очистки отходящих газов, производства суперфосфата применяли двухсекционный аптрат диаметром 1,9 м, высотой 5,0 м.
На Чимкентское ПО "Фосфор" для очистки отходящих газов, выделяющихся из фосфорных печей и узлов слива и грануляции шлака - 3 двухсекционные - аппарата диаметром 0,2; 0,5; 2,0 м, высотой 2,1; 5,6 и 12,2 м соответственно.
На Днепровском алюминиевом заводе для улавливания пыли из электролизеров алюминиевого производства.
На Куйбышевском заводе СК успешно прошел испытание промышленный аппарат диаметром 0,6 м при разделении изобутан-изобутиленовой фракции под давлением.
Точных данных о числе работающих в настоящее время АПН нет. По сведениям /51/ только в процессах очистки отходящих газов различных отраслях промышленности находятся в эксплуатации свыше тысячи установок АПН.
1.2. Типы насадок, применяемых в аппаратах с псевдоожиженной насадкой
В настоящее время в качестве подвижных насадок применяют главным образом шарообразные и, частично, кольцевые элементы. Однако с целью дальнейшей интенсификации массообменных процессов ведутся разработки и исследования новых типов подвижных насадок. Псевдоожиженная насадка должна обладать малой плотностью, износокоррозионностойкостью, надежно работать в загрязненных твердыми взвесями и запыленных системах, а также при
высоких температурах и в агрессивных средах. Это определило многообразие материалов, применяемых для изготовления насадки: полиэтилен /52,53,54/, полипропилен /52,53/, вспененный полиэтилен /52/, полистирол /19/, фторпласт /21/, оргстекло /19/, синтетические смолы /55/, резина /54/» нержавеющие стали /56/, алюминий /57/, керамика /58/ и т.д.
1,2.1. Классификация подвижных насадок
Авторы работ /51,13/ . разделяют подвижные насадки на следующие группы: I. сферические, 2. кольцевые (цилиндрические) и 3. насадки других типов.
В последнее время были разработаны и проведены успешные испытания конических лопастных насадок /59*63/.
Шаровые, кольцевые и конические насадки могут быть полыми или с внутренними элементами, сплошными или из пористых материалов; рифленными или с гладкой поверхностью, с лопастями на наружной поверхности в виде спирали и т.д.
К другим типам подвижных насадок можно отнести дисковые элементы (в виде скрепленных дисков и полудисков), каплевидные, чашечные, пирамидные, кубики и т.д. Из сферических насадок наибольшее распространение получили полые /64/ и из пористых материалов /65/, которые рекомендуют применять в процессах, протекающих под давлением или вакуумом /Ы/. Недостаток полых сферических насадок состоит в том, что тонкие стенки быстро изнашиваются в работе, заполняются жидкостью или твердыми взвесями. Сплошные шаровые насадки могут иметь поверхность гладкую /54/, перфорированную сквозными отверстиями и каналами /66/, оснащенную выступами, шипами /67/, лопастями /68/ ж другими элементами. Основным недостатком сплошных сферических насадок является их большая плотность.
Для более эффективного использования кинетической энергии вибрации, возникающей при соударении элементов насадки между собой, предложено шаровую насадку выполнять из изогнутой ленты переменного сечения, образующей двойную спираль /69/, или из двух полусфер, соединенных между собой упругой металлической вставкой /70/. Потребность в металлах удорожает производство таких насадок, затрудняет эксплуатацию в агрессивных средах.
Кольцевые насадки начали применяться сравнительно недавно, показали большую эффективность, просты в технологии изготовления, не забиваются твердыми взвесями. Однако при определенных условиях, их псевдоожижение сопровождается нежелательным эффектом "колодцеобразования11 /71,72/.
Наиболее простыми по конструкции и изготовлению являются полые кольца с гладкой поверхностью. Для увеличения поверхности контакта фаз, кольцевые насадки выполняют также с лопастями на наружной поверхности и различными перегородками с внутренней стороны /73/. Для увеличения износостойкости кольцевой насадки, внутреннее пространство заполняют пористой массой.
Предложена /74/ насадка в виде замкнутого полого здилинд-ра, помещенного в перфорированную оболочку, что позволяет увеличить поверхность контакта фаз. Для увеличения скорости обновления поверхности контакта и турбулизации потоков, н полый цилиндр помещают упругий элемент любой формы А5/.
Конические подвижные насадки изготовляют в форме усеченного конуса оснащенного различными устройствами, придающими подвижность элементу.
При разработке конических лопастных насадок исходят из основного принципа равенства площадей фронтальной и горизонтальной проекции насадки, что обеспечивает устойчивое исевдо-
ожижение. Показано, что площадь фронтальных проекций не зависит от угла поворота насадки при числе лопастей равном трем и определили выбор конической насадки с тремя лопастями /59/. Проводятся /76,77,78/ дальнейшие исследования гидродинамических, массообменных характеристик подвижных насадок различных геометрических конструкций.
Несмотря на ряд недостатков, присущих шаровым насадкам, их широкое применение в промышленности, с одной стороны, объясняется тем, что их массовый выпуск налажен, а с другой -отсутствием в литературе достаточного количества расчетных данных для несферических насадок. Поэтому разработка и исследование новых видов подвижных насадок является актуальной задачей.
1.3. Гидродинамика аппаратов с псевдоожиженной
насадкой
Эффективность работы массообменных аппаратов, в том числе АПН, определяется главным образом гидродинамической обстановкой. Исследование структуры и свойств трехфазной системы (газ-жидкость - инертная насадка) является важным фактором для установления основных закономерностей работы АПН, перехода от лабораторных моделей к промышленным объектам.
Основные гидродинамические характеристики и закономерности работы этих аппаратов изложены в работах /51,13,64), где указывается на необходимость систематизации и обобщения полученных различными авторами результатов для их практического использования.
I.3.I. Гидродинамические режимы АПН
При анализе гидродинамики АПН в отдельных работах /2,53/
рассматривают только один режим как оптимальный для проведения массообменных процессов, - это режим развитого псевдоожижения.
Авторы работ /52,79/ выделяют два основных режима: начала псевдоожижения и развитого псевдоожижения. В других работах /19,23/ отмечается также промежуточное псевдоожижеиие. О.С.Балабеков, Э.Я.Тарат /80/ считают необходимым рассматривать: I) стационарное состояние насадки; 2) начало псевдоожижения; 3) переходное (промежуточное псевдоожижение; 4) развитое псевдоожижение и 5) захлебывание. На гидродинамику АПН влияют конструктивные особенности аппарата: свободное сечение опорной решетки, вид насадки, а также соотношения V>AC/vr. ,'
Согласно /43/ в аппаратах диаметром 0,4 * 0,5 м режим переходного псевдоожижения не наблюдается, и, по данным /'71,72, 81/ в режиме начала псевдоожижения кольцевая насадка выстраивается вдоль стенок, образуя плотное кольцо по периметру аппарата (колодцеобразование), что зависит от / и / .
Скорость начала псевдоожижения орошаемой насадки. При определении скорости газа в точке перехода насадки от стационарного состояния к режиму начала псевдоожижения ( W^) обычно исходят из первого перегиба на кривой А/0=у(\л/) /54,80/, а в некоторых случаях - из второго /82/, в чем имеется существенное различие, порой противоречивое, относительно количества и качества факторов, влияющих на скорость начала псевдоожижения, что приводит к значительным расхождениям в значениях ]/\/ по данным разных работ.
Влияние плотности орошения на гидродинамику АШ для шаровой и несферической насадки определено однозначно: с увзличени-ем L критическая скорость газа, соответствующая перехода от
одного режима к другому, смещается к более низким скоростям газа. Установлено /54/» что с уменьшением /? и Сс^ снижается скорость начала псевдоожижения, которая незначительно растет с увеличением у^ и не зависит от статической высоты насадки
В работе /51/ рекомендуется ti/^ представить как функцию ряда факторов І^^/Щу^УС^^) » где ^о ~ СК0Рсть начала псевдоожижения неорршаемой насадки. Такая зависимость обобщена уравнением
К^^^ ««
где cz = 0,9; /I = 37,5 /53/, а согласно /83/ ^ =20,5; CZ = 0,9.
Предложено /84/ для расчета скорости начала псевдоожижение уравнения вида
^СягЩеф^сгагзг.) (1.2)
Влияние доли свободного сечения опорных решеток на учтено в уравнении /85/
\ЛЬ»~ЩеХ/?{С1<М2/-**1). (1.3)
Авторы работы /14/ предлагают зависимость, учитывающую влияние не только jf , но и //с/77 на /v^
где <* - доля живого сечения опорной распределительной решетки, занятой жидкостью.
Исходя из условий потери давления в слое за счет вязкостного и вихревого трения в момент начала псевдоожижения, совместным решением преобразованной зависимости Эргана /85/ и уравнения перепада давления в псевдоожиженном слое с учетом си-
лы Архимеда, получено /87/ уравнение
Кп-ябу^.-Ы'-] ^(h& ** ' (1-5)
где Ж = -ту—-ж v. . Здесь показано, что с увеличением высоты удерживаемой жидкости W/,n снижается.
Для расчета И^ кольцевой насадки размером 18x9x2 мм /?, е 1070 кг/м3 при у =0,29 м /м предложена /88/ формула
^~**?/-в~ (1.6)
Для кольцевой насадки с лопастями /4^ определяют /89/ по формуле:
v.-d-.(tf M4zeWf(-%?-Xjf], (1.7)
*» **4И-Й
0/7,
С \Д,п/ J
где: Cf77Zt п, р, Q,Ф - экспериментальные постоянные. Для определения щ, насадок любой формы предложено /81/ уравне-
ние:
где: /С^ - фактор формы, чем он ближе к единице (к шаровой форме) тем выше И/^ і cfjjtf - эквивалентный диаметр щелей опорной решетки, щ //* - стандартный статический слой насад-ки, равный 0,4 м; /ж - стандартная плотность орошения -40000 кг/м3.ч. К<р был определен для рифленных цилиндров и минообразной насадки.
Скорость начала развитого псевдоожижения орошаемой насадки. На графике лР~-/(\л/) скорость начала режима развитого псевдоожижения И/ определяется /54/ вторым перегибом.
к/ч
из уравнения:
Согласно /23/ для систем воздух - вода значение \Л/#р/г/опреде-
ляется соотношением
W„
'*&- <6-/&^еф\-/2р^
(1.9)
Было также предложено /80/ уравнение вида
w-
*t"J
W*
'/sp/r
«А =г>Г(4 fVk6-
/ J**
Л/..
(І.ІШ)
где: Яа - удельная поверхность насадки отеоеннаяі к ста-тическому объему, м .
Приведенные уравнения для определения W^ и W„p/Z/ отаосятся в основном к шарообразным насадкам. Для несферических элементов в литературе приводится мало данных.
Скорость начала захлебывания. Начало захлебывания АПН является верхним пределом работы аппарата и важной гидродинамической характеристикой. Захлебывание сопровождается интенсивным брызгоуносом, прилепанием насадочных элементов к ограничительной решетке, резким изменением гидравлического сопротивления.
В работе /80/ скорость начала захлебывания W^x f как предельно допустимая скорость, определяется по уравнению:
W =W
//с-Уду-С^Ж*»- Ж*
(I.II)
Согласно работе /90/ скорость захлебывания определяется по критериальному уравнению
6S/
u/JM ^, ^.ГЛ У і/і' \#-**
(I.I2)
^JjA
G'J Л\
где О - расход газового потока, кг/ч; Z - плотность орошения, кг/м.ч.
23 1.3.2. Гидравлическое сопротивление АПН
Работы, посвященные исследованию гидродинамики, в зависимости от выбранной математической модели для расчета общего гидравлического сопротивления 4 Р АШ, разделены /51/ на три группы.
I. АПН рассматривается как провальная тарелка с трехфазным слоем. Сторонники /23,59,71,80,91,92,93/ такой модели обосновывают свои выводы на графическом сравнении зависимости гидравлического сопротивления от скорости газа для провальных тарелок в режимах барботажа, пенообразования и волнообразования с такой же зависимостью для АПН в режимах стационар-ного состояния насадки, переходного и развитого псевдоожижения. Для определения гидравлического сопротивления орошаемых провальных тарелок Ар обычно используют известные методы /94,95/. В частности, в литературе /23,51,64/ рекомендуется формула Ю.К.Молоканова /7,15/
где <* - коэффициент местного сопротивления тарелки, приня-тый /51/ равным 1,3 * 1,9 для тарелок с круглыми отверстиями, а для других случаев определяется по методике И.Е.Идель-чика /96/; Wa^- скорость газа в отверстиях тарелки, м/с;
ПҐ - доля отверстий, занятая жидкостью; А/? - гидравлическое сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения величиной которого, как правило, можно пренебречь.
Доя расчета гидравлического сопротивления трехфазного слоя г//7к сопротивлению провальной тарелки добавляют /23, 53/ сопротивление, обусловленное весом насадки на I иг площа-
ди опорной решетки {ЛД, ) и сопротивление слоя жидкости, удерживаемой насадкоиС Ар ). В этом случае гидравлическое сопротивление статического слоя жидкости условно разделено на две части: сопротивление за счет жидкости, которая удерживалась бы на тарелке без насадки {Аржт) и сопротивление, за счет жидкости, удерживаемой насадкой ( Afi^^ ). Тогда гидравлическое сопротивление орошаемой провальной тарелки с псевдоожиженным слоем насадки, определяется по уравнению:
Л^-лЯт.*лЛ* */>щ*> +*#*,* (1-14)
где д^в*=^-а)Л//ст , (1.Иа)
&„ - вес насадки, Hi ^ - поперечное сечение опорной решетки, м ; о - ускорение силы тяжести, м/с .
Величина АРЖ// зависит от ряда факторов ( / , /4^,
д/ , р и др.) и определяется по формулам, опубликованным в литературе /22,23,25,53,59,97/. В работе /51/ дана сводка наиболее известных формул для определения^/? , в соответ-ствующем диапазоне их пригодности. В частности, в работе /97/ предложена следующая формула
где Оа - массовая скорость газа в точке начала псевдоожижения неорошаемой насадки, кг/мтч. В работе /23/ предложена формула
Ар = 73-/0^1^// а/ р ГІ.І6)
Авторы /89/ А/7 определяли для цилиндрической лопастной и кольцевой насадок путем обработки опытов в критериальной фор-
ме по уравнению:
ГДЄ ^жм 0*W'~ критерий Э2леРа? ^, ^^^к-" кРитеРии Рейнольдса для газа и жидкости соответственно; 0?9# - эквивалентный диаметр насадки, м; & , і , ;>- , ZZ » - »
d? , <Г" - постоянные, зависящие от вида насадки и/.
По мнению авторов работ /51,64/ предпосылки, на основании которых предложена рассматриваемая модель, недостаточно убедительны, так как структура газожидкостного слоя в АШ существенно отличается от структуры газожидкостного слоя на провальных тарелках: в псевдоожиженнои насадке дисперсной фазой является жидкость, а на последних - газ.
Главными недостатками рассмотренных уравнений являются их громоздкость, большая погрешность и трудность при определении значений АО и АО . У #т Уж,//
2. Аппараты с псевдоожиженным слоем насадки относят к насадочным колоннам с учетом влияния псевдоожиженнои насадки. Общий вид уравнения представлен /51/ в форме:
А~ /+/(Ц,/Ь*./..-), (I.I8)
^Гсух
где Дрс - сопротивление неорошаемого аппарата определяется как сумма сопротивлений сухой опорной решетки ( Ар ) и Л А,
Авторы /42/, на основе экспериментальных данных, полученных в аппаратах диаметром 0,2 * 1,0 м, предложили уравнзние:
^?e /^/5/^. , (1.20)
Д'сух
Исследования /83/, проведенные в АПН диаметром 0,2 м с шаровой насадкой с/ж = 35 мм и /7^ = 214 кг/м3, показали, что АР можно рассчитать по формуле:
^kfL /-/ ОЯЯ?/ ^/^ "** , (I.2I)
АР С/7Г
С целью учета влияния формы насадочного тела на гадро-динамику АПН авторы /81/ связывают, наряду с другими факторами, АР с коэффициентом формы /^2, . На основе экспериментальных данных, полученных в АШ -^ = 0,8 м с опорными решетка-ми у = 0,37; 0,517; 0,607 м /м , оснащенными рифленными кольцами, минообразной и шаровой насадками, предложено уравнение
а'^'G' \a^
Ш(А.
p-J , (1.22)
ґ^г4іГШТ
сух V*-' ^''off'
гДе GL и Gn~ Удельный расход жидкости и газа, кгДг.ч соот-ветственно; //* - 0,4 м стандартная статическая высота слоя насадки; /, = 40000 кг/м .ч - стандартная плотность орошения.
3. Общее гидравлическое сопротивление АПН определяется как зависимость от ряда факторов, влияющих на процесс, по эмпирическим уравнениям вида:
где ,4 - коэффициент пропорциональности.
Для кольцевой насадки размером 30x30x3 мм и 0 =37 кг/м3
предложено /48,98/ уравнение
Для кубической насадки предложена /77/ формула
A P= 20^^^10^^/~</7, (1.25)
Авторы /51/ считают уравнения типа (1.24) и (1.25) малообоснованными, т.к. величина А/?ух не зависит от L и ее зависимость от 1л/ и/^ выражается уравнением (I.I8), которое не может быть преобразовано к виду (1.23).
В.М.Рамм и А.А.Заменян /51,64/ предлагают определить АПН по следующей модели:
^-^^^4/^-^/(4^../) (1-26)
На основе экспериментов в аппаратах сечением 0,34x0,34 и диаметрами 0,5 и 1,0 м, получено /93/ уравнение:
Такой же подход применили авторы работы /52/ при определении ЛР Для кольцевой размером 18x9x12 мм, /J = 1080 кг/м3 и шаровой &Q = 10; 21,4; 37 мм и у? «= 105 * 800 кг/я3 насадок в АНН 2)а/? = 0,178 м. Получено уравнение
А Р- А%+ /52 и/С"(&$", (1.28)
где 771 - коэффициент, зависящий от /L .
Анализ литературных данных показал, что большинство предложенных уравнений получено для шаровых насадок и только в отдельных случаях - для кольцевых. Уравнений для других видов насадок практически отсутствуют.
1.3.3. Брызгоунос в АПН
Изучению брызгоуноса в АПН уделяли внимание многие исследователи /32,34,6,93,95,97,99,100,101/, однако, имеющиеся сведения относятся к узкому интервалу изменений диапазона тех-
28 нологических и конструктивных параметров аппарата, поэтому носят частный, а зачастую, противоречивый характер. В работе /51/ отмечается, что учет влияния различных факторов на брыз-гоунос является трудной задачей. В.М.Рамм /64/ подчеркивает скудность и ненадежность литературных данных по данному вопросу.
Брызгоунос в рассматриваемых аппаратах принято выражать как количество уносимой жидкости в кг на I кг газа, или в долях от расхода орошающей жидкости кг/кг или %. Первый способ связан с производительностью аппарата по газу, а второ:! - по жидкости.
Экспериментально Q. определяют механически /32,95,100, 101/ или косвенным методом /2,47/. При косвенном методе определяют межтарельчатый унос, а при механическом - с верхней тарелки (т.е. унос из аппарата).
Анализ литературы показывает, что основным фактором, влияющим на <0 является IV , увеличение которой приводит к росту последнего. Зависимость <2 =-r ( Vs/ ) имеет степенную форму, однако значение показателя степени при IA/ в различных работах изменяется в широком диапазоне. Так, в работе /90/ показатель степени при W равен 9, в /100/ - 2,5, в /9?/ -- 1,35.
Относительно влияния / и на величину <3 нет единого мнения. Согласно /32/, с увеличением Z брызгоунос увеличивается, по данным /100/ С2 не зависит от Z , а по сведениям /93,95і/ с увеличением L-<2 снижается.
Влияние ^на брызгоунос различными исследователями также рассматривается по разному. Так, в работах /32,90/ выявлено, что с увеличением X брызгоунос уменьшается, а в /34,100/ найдено противоположное, т.е. с увеличением v^ брызгоунос
возрастает.
Несмотря на то, что во многих работах /13,19,51,64,95,98/ отмечается сепарирующее воздействие псевдоожиженного слоя насадки, большинство предложенных уравнений для расчета^ не учитывают высоту статического слоя насадки. Это объясняется тем, что/^ влияет на<^? неоднозначно. По мнению /99/ увеличение /^ , с одной стороны ведет к росту суммарной кинетической энергии слоя, а с другой - возрастает задержка жидкости в слое; кроме того, слой насадки обладает сепарирующими свойствами.
Эксперименты, проводимые при -^ = 0,3 4- 0,6 м /м2, / = = 7,5 * 54 м3/м?ч и /^ = 35 * 105 мм, были обобщены /89/ с точностью до 20 % уравнением:
a-^/O-^ls/^y*'* , (1.29)
Авторы работы /99/ при статической обработке экспериментальных данных получили формулу
а~47Г-/0^*№/:<"#*У** , (1.30)
В опытах варьировали 4^ от 0,1 до 0,3 м,у^ - от 0,3 до 0,5 м2/м2, Д/ - от 1,5 до 4 м/с и /L, - от 10 до 60 м3/м%ь На основе опытов, полученных в АПН диаметром 0,1 м при /^ =0-0,16 ми /У =3*5,2 м/с предложено /93/ уравнение
где /f = 0,39 - 0,013L ; 3 = 1,5 //^ - 0,25.
Авторами работы /81/ установлено, что & (кг/м.ч) возрастает с увеличением Z 9 W t уменьшением высоты сепарацион-ного пространства и приближением формы насадки к шаровой, а
снижается с увеличением /т^ В этой работе для расчета брыз-гоуноса предлагается уравнение
где ґС——~г7~ - аналог критерия Фруда (в качестве характер-
ного линейного размера использована высота сепарационной зоны /SCJf ); //с*^ = 0,4 м - стандартная статическая высота слоя насадки; Z* = 40000 кг/м .ч - стандартная плотность орошения; С?ж , &г - удельный расход жидкости и газа, кг/м .ч, соответственно.
Расхождения и противоречия в результатах исследования уноса АПН частично можно объяснить вышеуказанными причинами, а также отсутствием единого метода экспериментального определения и способа выражения брызгоуноса.
1.4. Способы очистки отходящих газов от соединений фтора при производстве фосфорных удобрений
В настоящее время одним из основных способов получения фосфорных удобрений является обработка природных фосфатов серной кислотой /102/. При разложении фторапапита ^cZj-^Ц^в газовую фазу выделяется соединение фтора в виде ///", S//"t , сме-си этих компонентов.
Общее содержание фтора в фосфатном сырье зависит от месторождения и в среднем составляет ~- 3 % /103/, из которых около 40 % удаляются с отходящими газами, а — 60 % содержится в готовом суперфосфате в виде малорастворимых гексафторсиликатов.
При производстве простого суперфосфата фтор, содержащийся в фосфатном сырье удаляется с отходящими газами в виде Sr/Z , количество которого зависит от состава фосфатного сырья и уело-
вий технологического процесса. Содержание «S//^ в газах (в пересчете на /7) составляет 15 * 30 г/м3/Ю4/.
При производстве двойного суперфосфата поточным методом большее количество фтора (около 60 % содержащегося в фторапа-тите) выделяется в газовую фазу в ъщ& JF/Z^^S/'/^ . Концентрация фтора после распылительной сушилки составляет 2 * 4 г/м? а после барабанной - I f 2 г/м3. В значительно меньшем количестве фтор выделяется при производстве двойного суперфосфата камерным способом.
При производстве сложных удобрений, согласно данним /103/ основное количество фтора переходит в газовую фазу на стадии получения экстракционной фосфорной кислоты, а на остальных стадиях незначительно.
Значительная часть фтора (97 %), содержащегося в фосфате, выделяется в газовую фазу при получении обесфторенных фосфатов. Фтор находится в газах в виде ///^, содержание которого составляет ~~ 5 г/м3 /105/.
Быстрый рост производства фосфорных удобрений обуславливает увеличение количества фтористых соединений удаляемых с отходящими газами. Улавливание фтористых газов представляет большой интерес как из эконошческих соображений, так и с целью обеспечения санитарно-гигиенических норм.
Показано /103/, что наиболее выгодным способом получения товарных фторсодержащих продуктов является переработка отходящих газов производства фосфорных удобрений: простого суперфосфата, упаривания фосфорной кислоты, экстракционной фосфорной кислоты, двойного суперфосфата поточным способом и т.д. Однако, современное состояние техники не позволяет достигать большой степени извлечения фтора из фосфата. Кроме того, долаая утилизация уловленного фтора обычными методами затруднена из-
32 за наличия в газах различных примесей (аэрозолей, пшш и т.дД По литературным данным в настоящее время утилизируется всего ~25 % фтора, содержащегося в фосфатном сырье.
Уделяется большое внимание кинетике абсорбции фтористых газов, изучению факторов, влияющих на скорости абсорбс;ии и др. Однако исследованию процесса улавливания фтористых: соединений из разбавленных промышленных газов (санитарная счистка) посвящено мало работ. Это, с одной стороны, можно объяснить тем, что абсорбция S/'/ и его смеси с /У/7" связана с выделением твердых взвесей, забивающих абсорбционную аппаратуру, а с другой - весьма низкими санитарными нормами по содержанию /-~ в выхлопных газах.
Фтористый водород и четырехфтористый кремний являются хорошо растворимыми газами в воде и в некоторых растворах. Поэтому промышленную абсорбцию этих газов, в основном осуществляют водой и слабыми растворами &2^*^- ' Днако практика показывает, что водная абсорбция не всегда обеспечивает предельно-допустимых концентраций фтора в выхлопных газах.
В последние годы, с целью увеличения эффективности абсорбции фтористых газов, предложено использовать в качестве абсорбентов растворы соды, известковое молоко, аммиачную воду, растворы сульфата калия и др.
Установлено /106/, что при абсорбции промышленных фтористых газов состава 2///^-/-^//^ и концентрации фтора О = 0,2 4- 0,4 г/м3 различными щелочными растворами, в частности известковым молоком, можно увеличить общую степень поглощения фтора до 98 % против 90 % при поглощении водой. Также показано, что с уменьшением концентрации фтора в газе до С? < I г/м3 степень поглощения существенно снижается.
Применение содовых растворов концентрации 0,90 -і- 3,5 %
MtCQ согласно /107/ позволило повысить степень абсорбции с 81 до 94,5 %, Авторы данной работы указывают, что лучших результатов можно достичь при использовании в качестве поглотителя известкового молока концентрации до 0,5 %Са& .
Исследование процесса абсорбции фтористых газов производства нитроамофоски показало /108/, что при использовании известкового молока концентрации 1-2% <ЗяО , эффективность поглощения увеличивается в 1,4 * 2,0 раза по сравнению с водной абсорбцией.
По данным /109/ уменьшение температуры с 65 до 22 при абсорбции эквимолекулярной смеси 2//&Збъ<щ& число единиц переноса снижается, а при поглощении известковым молоком - остается практически постоянным^ (концентрация газа составляла 0,27 4- 0,45 t/m3J.
Эффективность улавливания фтористых газов и утилизации образующихся продуктов зависит от состава сорбента и абсорбируемого газа. Так, при улавливании ///~ содовым раствором относительно большой концентрации (2f3 % Мх^С^ ) образуется осадок фтористого натрия, забивающий абсорбционную аппаратуру /НО/.
В промышленности нашел применение карбонатно-аммоиийный способ улавливания и переработіш фтористых газов /III/.. Метод предусматривает абсорбцию фтористых газов оборотным раствором, содержащим 4,2 %Mz/r и до 3 %(л/^)аС^ . При взаимодействии //f с карбонатом аммония образуется фтористый аммоний, хорошо растворяющийся в воде
2^(Щ%Щ~2^^^0-><-С^ , (і.зз)
Четырехфтористый кремний из газовой фазы реагирует с N
SJ/^^2Ab:r=-Mz2S//:- , (1.34)
Гексафторсшщкат натрия устойчив только в кислой среде, а в щелочной среде, которую создает карбонат аммония, он разлагается с выделением в осадок двуокиси кремния
Ма^фёф^сг*, — 2A/aF+ '02+ca? , (і. 35)
а фториды натрия и аммония переходят в раствор, который после удаления примесей обрабатывают кальцинированной содой
2ЩГ+^а2С#3~2АЬГ^(А/^)2С03 , (1.36)
Образующийся фтористый натрий после донасыщения раствора выпадает в осадок, который сушат для получения товарной соли.
Для абсорбции //f также применяют раствор поташа, насыщенный натрием /112/ (карбонатно-калийный метод)
2///r^Ar/OOj^2Ar/r^//^^C^?z , (1.37)
К полученному раствору добавляют соду, реакция идет с образованием фтористого натрия (товарный продукт) и карбоната калия, который возвращается на абсорбцию
2АГГ+ Ма2С03 = 2М*Г+А:гС0у , (1.38)
Наряду с вышеприведенными методами поглощения фтористых газов, большой интерес представляют твердые сорбенты, основное преимущество которых состоит в возможности ликвидировать потребность воды. При извлечении фтористого водорода применяют фториды, окислы, гидроокиси, карбонаты, хлориды и др. неорганические соединения металлов /103,109/. Для улавливания -S/^5 рекомендуют фториды щелочных и щелочноземельных металлов. Основной недостаток применения твердых абсорбентов
заключается в трудности регенерации абсорбента и небольшой производительности установок.
Физико-химические свойства твердых абсорбентов в достаточно полной мере рассматриваются в работе /103/. Приведем один из наиболее дерспективных способов извлечения ///~ъ утЕжзаци-ей образующихся продуктов: фторалюминиевый /113,114/. Ери взаимодействии ///^~ с Л/^ образуется фторалюминиевая кислота
мАГ+М/ь-//^!^ , а.39)
где 77Z> - модуль, равный 0 * 20 .
Из разбавленных газов, по реакции (/<#) получают кислоту, содержащую 3 * 7 $ фтора при 77Z> = 1,7. Кислоту выводят из абсорбера и разделяют на две части. Одну из них нейтрализуют при нагреве до 90 С гидроокисью алюминия и образовавшийся раствор фтористого алюминия возвращают на абсорбцию ///~;
/t{/~/7///~+ a,S7M(o//J3 - /,S7M/$+ /,7///2Я, (I - 40)
Вторую часть раствора перерабатывают на криолит, обрабатывая содой
Осадок криолита отстаивают, сушат, прокаливают для получения готового продукта.
Известны и другие варианты переработки фтористых газов в криолит.
В наших исследованиях для поглощения соединения фтора из отходящих газов санитарной установки использовали в качестве абсорбентов воду, растворы соды и известкового молока. Полученные результаты приведенные в гл.4.
36 1.5. массопередача в аппаратах с псевдоожиженной
насадкой
I.5.I. Факторы, влияющие на скорость массопередачи при абсорбции в АПН хорошо растворимых газов
Массопередача, лимитируемой сопротивлением газовой фазы в АПН, уделяли внимание многие исследователи. Сравнительный анализ эффективности массообмена в аппаратах с провальными тарелками и с псевдоожиженной насадкой показал /115/, что ІШН эффективнее в 1,5 -г 2,0 раза. Показано /8/, что коэффициент скорости абсорбции /1^. водой в АПН в 3 4- 5 раз выше, чем для аппарата со стационарной насадкой. По данным /116/ значения /^ , полученные в АПН при абсорбции аммиака водой в 2 * 3 ра-за выше, чем в аппаратах с ситчатыми переливными тарелками.
В результате обобщения многочисленных работ, авторы /13, 51/ показывают, что коэффициент массопередачи при абсорбции хорошо растворимых газов возрастает с увеличением скорости газа, плотности орошения, статической высоты слоя насадки и с уменьшением свободного сечения опорно-распределительных решеток. Однако, как отмечается в работе /51/ показатели степени при W t Z , /^ яу~\ полученные различными исследователями, существенно различаются. Так показатель степени при: W меняется в интервале 1,07 * 1,85 ; при А - 0,15 4- 0,3; при /^ - 0,27 4- 0,67 и при f - (-0,46 4- -0,82). Такое расхождение авторы /51/ объясняют различными способами определения
движущей силы и вычисления коэффициентов массоотдачи по опытным значениям коэффициентов массопередачи, а также, неучтенными концевыми эффектами. Отметим, что, кроме указанных причин, большую роль играет характеристика насадки ( /? , с/ , S и др.), что определенным образом влияет и на показатель степени
при W
На прямолинейность зависимости коэффициента абсорбции Ллл} от скорости газа в диапазоне W - I * 5 м/с указано в работе /III/; в аппарате -^ = 0,35 м с шаровой насадкой с/ш = 0,038 м, f/cm = 0,3 щ f = 0,41 м2/м2 и /. = 10 -- 20 м3/м *ч степень поглощения составила ^ = 85 - 88 #; показано, что при ^ ,> 20 м3/м .ч, влияние этого параметра на степень абсорбции не существенно, а при ЬлЬ м3/м .ч ^' резко падает за счет проскока газа.
Результаты полупромышленных испытаний AHH_Z^ = 0,2 и 0,8 с шаровой насадкой в условиях очистки отходящих газов от фтористых соединений показали /117/, что основное влияние на процесс оказывает скорость газа.
При исследовании хемосорбции HF содовым раствором в АШ Da/f = 0,18 м с шаровой насадкой выявлено /27/, что число единиц переноса Ц)Г растет с увеличением скорости газа до 4 м/с, а затем падает за счет роста брызгоуноса и продольного перемешивания жидкости. С увеличением f/c от 0,025 до 0,12 м Non возрастает, после чего его значения остаются практически постоянными, что авторы объясняют ухудшением условий сепаргщии газа и жидкости вследствие увеличения /^
Как показано /118/, при испытании АШ 2>ап = 1,9 м в промышленной системе очистки отходящих газов суперфосфатного производства от соединений фтора - максимальное значение: А/ог достигнуто при Ь = 23,8 м3/м .ч, Нст = 0,25 м.
Коэффициент массопередачи (отнесенный к статическому объему слоя насадки) Krv , ч согласно /42/, в условиях абсорбции HF алюминиевого производства, растет с увеличением ско-рости газа от I до 6 м/с ( /(„^ -»- W' ) и снижается с увеличением /~/спп .
Сведения в литературе о влиянии плотности насадки противоречивы. По данным /119/ > не влияет на эффективность абсорбции, но при ее увеличении возрастает А/> аппарата. На этом основании рекомендуется применять шаровую насадку небольшой плотности ( j0 - 150 * 200 кг/м3). Не выявлено влияния /О и в работе /45/, в которой применялась шаровая насадка <з,= 0,009 и 0,029 м и с /7 = 500 и ПО кг/м3 соответственно. В более поздних работах /40,41/ обнаружено существование максимума в зависимости коэффициента массопередачи от плотности шаров. Так, авторы /41/ рекомендуют применять шары с /? = в 500 - 600 кг/м , а в работе /40/ оптимальная плотность составляет 650 кг/м3.
Практически не изучен вопрос о влиянии размеров и форм элементов насадки на эффективность работы АПН. Показано /51/» что чем меньше размеры насадки (шары и кольца), тем больше поверхность контакта взаимодействующих фаз, поэтому предпочтительнее мелкие элементы. Однако с уменьшением диаметра шара пик давления в точке начала псевдоожижения возрастает, который при ^^ 0,006 м достигает 2000/ . По данным /80/ при работе с шаровой насадкой и^ = 0,016 м и 0 = 800 кг/м5' начало псевдоожижения сопровождается захлебыванием. Таким образом, при выборе размеров насадки необходимо учитывать и их елот-ность, в противном случае это может привести к нарушению нормальной работы АПН. В качестве оптимальных рекомендуются /40, 41/ шары аш в 0,03 - 0,04 м. Для учета влияния основных характеристик насадки предложено /41/ использовать величину удельного давления статического слоя:
Ъ-Л*"«*('-*о)?, (1-42>
Влияние формы подвижных насадок на массопередачу в настоящее время изучено мало. Анализ литературных данных показал, что основное внимание исследователи уделяли изучению шаровых насадок и, в частности, кольцевых. Показано /120/, что кольца в 1,14 раза эффективнее шаровых.
Авторы работ /77,121/ изучали маооообменные характеристики насадок шаровой, кольцевой, пирамидальной и кубической форм; согласно заключению авторов, насадка в форме кубиков эффективнее других. Нами исследованы шаровая, кольцевая, коническая лопастная и дисковая насадки /122,123,124/, наиболее эффективной из которых является последняя.
Диаметр АІШ по данным /2,13,25,51;99/ не оказывает заметного влияния на его массообменные характеристики, поэтому решение задачи масштабного перехода сводится к равномерному распределению взаимодействующих фаз по поперечному сечению аппарата.
1.5.2. К расчету массообменных показателей аппаратов с псевдоожиженной насадкой
В большинстве работ /26,41,90,97,125/ при определении средней движущей силы (лу ) и общего числа единиц переноса (/^. ) исходят из модели, приближающейся к идеальному вытеснению по газу и к полному перемешиванию по жидкости на каждой ступени.
Интенсивность работы АПН оценивается коэффициентами мас-сопередачи или числом единиц переноса. Коэффициенты массопере-дачи в практических расчетах относят к единице площади опорно-распределительной решетки /Cs , м/ч (поверхностный) иле; к единице статического объема слоя /( , I/ч (объемный). Сеязь между этими коэффициентами определяется /51/ по формуле:
Зависимость числа единиц переноса, отнесенного к концентрации газа Л/ог или жидкости A/ffM: от соответствующих коэффициентов массопередачи (в газовой или жидкой фазах), выражается соотношениями:
А/ — ^^ — */-Г^*я* (г ио\
V 3*4?0W JSOOW ' к J
Кг --^ = ^ > (1.44)
Механизм массопередачи в АПН представляет собой сложную функцию и в настоящее время нет единого подхода в его описании.
В работе /51/ выделяют три модели:
I) Поверхность контакта фаз рассматривается как сумма поверхностей барботажного слоя провальной тарелки(без насадки) и геометрической поверхности насадки. При этом общее число единиц переноса находят по формуле:
А/ ~А/ +АЛ/Г , (1.45)
or аг '
где Л/ог - число единиц переноса в отсутствии насадки;
АЛ/Г - приращение числа единиц переноса при введений насадки. Последняя величина определяется согласно /51/.
Для системы /Ц/ -/& общее число единиц переноса предложено определять /46/ по уравнению:
Кг-ЖОж/ъУ*. «-46>
где СУЖ - удельная масса удерживаемой жидкости на тарелке с насадкой, кг/м ; СР. - масса жидкости, удерживаемой на про-
вальной тарелке без насадки, кгДг. Уравнение рекомендовано для шаровой насадки у'-*- 0,39 м2/м , ^с/7г>= 0,018 - ОД м, у? = 800 * 900 кг/м3 при / = 10 * 108 м3/м?ч, И/ = = 2,26 4-4,5 м/с.
2) Энергетическая модель /98,126/, согласно которой интенсивность двухфазного слоя (газ - жидкость) на контактном устройстве увеличивается с возрастанием соотношения J?/p , где 6^. - кинетическая энергия слоя; JJ - потенциальная энергия слоя жидкости. Процесс переноса вещества согласно этой модели представляется функцией:
(1.47)
« -Аъшд-*х>
где /^ и /Z - коэффициенты, учитывающие влияние вязкости и поверхностного натяжения; /( - удельный расход кинетической энергии.
В соответствии с этой моделью, для интенсификации массо-отдачи необходимо увеличить КЦД использования мощности газового потока Д/?/// ив. создание газожидкостного слоя, что, в частности, достигается увеличением скорости обновления поверхности контакта фаз.
3) Механизм переноса вещества описывается при помощи эмпирических уравнений, позволяющих определить коэффициенты абсорбции в зависимости от гидродинамических и конструктивных параметров АІШ. В данном случае результаты обобщаются уравнениями вида:
В работах /41,42,49,127,125,128/ экспериментальный материал по абсорбции аммиака и фтористых соединений обобщен согласно
C<;w> j Я=. J. I1., lit:.',:,t.
третьей модели. Уравнения в соответствии с исследованной системой и типом насадки, разнятся значениями коэффициентов. Поэтому для удобства анализа эти результаты сведены в таблицу
1.4.
Таблица 1.4
Результаты обобщения экспериментальных данных для определения
Система, лит. ! источник ,
t 77Z/ f 7Z/ | jO \ф \?" хнасадки
А///3 -вода/49/ 9000
то же 6000
Л///3 -вода/127/ 176
то же 151
////3 -вода/128/ 3980 /^Чде^Г/^/41/ /ЗМе'^ґ //Г -вода/41/ /We'"* ///^(1 - 14 %) //2S/f~ /128/ 4380 //f-Mzf&j/bZ/ 4600 /^/"-^^/41/ //Sfc-W //^ -вода/41/ /зМе-Ф /~- 1,5 %
Ca(o//Jz /41/ /0&?е-''*ґ ///^водой(9-І2^)
/I2S/ ///^S/fi- водой; У270Є'
І, 5(/125/
1,1 0,15 0,25 - - шары
1,1 0,15 0,25 - - шары
1,62 0,25 - -- кольца
0,38 0,2 - кольца
1,53 0,234 0,583 - - шары
1,1 0,15 0,43 -0,3 - шары
1.1 0,15 0,43 -0,3 -
1,53 0,234 0,583 - - шары
1.2 0,4 0,46 - -
1,1 0,15 0,43 -0,-3 - шары
1,1 0,15 0,43 -0,3 - шары
1,1 0,15 0,43 -0,3 - шары
1,1 0,13 0,43 -0,3 0,3 шары
1,1 0,13 0,43 -0,3 0,3 шары
./
43 Для расчета коэффициента массопередачи предложены /41/
уравнения, учитывающие количество удерживаемой жидкост и удельное давление насадки Р , Па :
К„ = У *''%*" , U.49)
^=/,33^1^^, (1-50)
1.6. Краткие выводы и постановка задачи Краткие выводы
Существующее газоочистное оборудование громоздко, энергоемко, трудоемко в обслуживании и не обеспечивает требуемых санитарных норм по содержанию фтора в выхлопных газах. Степень улавливания при санитарной очистке в производственных условиях низкая, что приводит к большим потерям фтора и загрязнению окружающей среды.
Использование в качестве сорбентов различных растворов для увеличения степени абсорбции фтористых газов является актуальной задачей. Однако это затруднено образованием взвесей и осадков, которые забивают абсорбционную аппаратуру.
Высокая эффективность аппаратов с псевдоожиженшй насадкой при улавливании отходящих фтористых газов производства фосфорных удобрений указывает на перспективность этих аппаратов как средства для дальнейшей интенсификации процессов технологической абсорбции и санитарной очистки.
Применяемая на большинстве предприятий шаровая насадка имеет недостатки, что требует разработки и исследования., как в лабораторных так и в промышленных условиях, новых эффективных насадочных элементов простой конструкции.
Несферические насадки показали большую эффективность, чем сферические, однако, их распространение тормозится из-за отсутствия достаточного количества расчетных данных и наличия отрицательного явления колодцеобразования в начальной стадии псевдоожижения.
При определении основных гидродинамических характеристик псевдоожиженных насадок, таких как скорость начала развитого псевдоожижения, гидравлическое сопротивление, брызгоунос и др. отсутствует совпадение результатов по данным работ отдельных авторов.
Задачи работы
Повышение эффективности очистки отходящих газо:а от соединений фтора суперфосфатных производств с применением в качестве сорбентов известкового молока и водных раствороз соды. Выбор оптимальных значений технологических параметров процесса абсорбции хорошо растворимых газов в аппаратах с пеевдоожижен-ной насадкой.
Разработать упрощенную замкнутую схему абсорбции фтористых газов, обеспечивающую высокую степень очистки при минимальных промышленных отходах.
Для интенсификации процесса очистки в аппарате с псев-доожиженной насадкой разработать новый тип подвижной насадки, способной эффективно работать в агрессивных средах, склонных к шламоотложению и гелеобразованию, что характерно для производства фосфорных удобрений.
Исследовать гидродинамические и массообменные характеристики новых дисковой и конической лопастной насадок. Получить основные расчетные уравнения для определения рабочих параметров аппарата.
- 45 -5. Определить оптимальные значения технологических параметров АШ при абсорбции хорошо растворимых газов.
Типы насадок, применяемых в аппаратах с псевдоожиженной насадкой
В настоящее время в качестве подвижных насадок применяют главным образом шарообразные и, частично, кольцевые элементы. Однако с целью дальнейшей интенсификации массообменных процессов ведутся разработки и исследования новых типов подвижных насадок. Псевдоожиженная насадка должна обладать малой плотностью, износокоррозионностойкостью, надежно работать в загрязненных твердыми взвесями и запыленных системах, а также при высоких температурах и в агрессивных средах. Это определило многообразие материалов, применяемых для изготовления насадки: полиэтилен /52,53,54/, полипропилен /52,53/, вспененный полиэтилен /52/, полистирол /19/, фторпласт /21/, оргстекло /19/, синтетические смолы /55/, резина /54/» нержавеющие стали /56/, алюминий /57/, керамика /58/ и т.д.
Авторы работ /51,13/ . разделяют подвижные насадки на следующие группы: I. сферические, 2. кольцевые (цилиндрические) и 3. насадки других типов. В последнее время были разработаны и проведены успешные испытания конических лопастных насадок /59 63/.
Шаровые, кольцевые и конические насадки могут быть полыми или с внутренними элементами, сплошными или из пористых материалов; рифленными или с гладкой поверхностью, с лопастями на наружной поверхности в виде спирали и т.д. К другим типам подвижных насадок можно отнести дисковые элементы (в виде скрепленных дисков и полудисков), каплевидные, чашечные, пирамидные, кубики и т.д. Из сферических насадок наибольшее распространение получили полые /64/ и из пористых материалов /65/, которые рекомендуют применять в процессах, протекающих под давлением или вакуумом /Ы/. Недостаток полых сферических насадок состоит в том, что тонкие стенки быстро изнашиваются в работе, заполняются жидкостью или твердыми взвесями. Сплошные шаровые насадки могут иметь поверхность гладкую /54/, перфорированную сквозными отверстиями и каналами /66/, оснащенную выступами, шипами /67/, лопастями /68/ ж другими элементами. Основным недостатком сплошных сферических насадок является их большая плотность.
Для более эффективного использования кинетической энергии вибрации, возникающей при соударении элементов насадки между собой, предложено шаровую насадку выполнять из изогнутой ленты переменного сечения, образующей двойную спираль /69/, или из двух полусфер, соединенных между собой упругой металлической вставкой /70/. Потребность в металлах удорожает производство таких насадок, затрудняет эксплуатацию в агрессивных средах. Кольцевые насадки начали применяться сравнительно недавно, показали большую эффективность, просты в технологии изготовления, не забиваются твердыми взвесями. Однако при определенных условиях, их псевдоожижение сопровождается нежелательным эффектом "колодцеобразования11 /71,72/.
Наиболее простыми по конструкции и изготовлению являются полые кольца с гладкой поверхностью. Для увеличения поверхности контакта фаз, кольцевые насадки выполняют также с лопастями на наружной поверхности и различными перегородками с внутренней стороны /73/. Для увеличения износостойкости кольцевой насадки, внутреннее пространство заполняют пористой массой. Предложена /74/ насадка в виде замкнутого полого здилинд-ра, помещенного в перфорированную оболочку, что позволяет увеличить поверхность контакта фаз. Для увеличения скорости обновления поверхности контакта и турбулизации потоков, н полый цилиндр помещают упругий элемент любой формы А5/. Конические подвижные насадки изготовляют в форме усеченного конуса оснащенного различными устройствами, придающими подвижность элементу.
При разработке конических лопастных насадок исходят из основного принципа равенства площадей фронтальной и горизонтальной проекции насадки, что обеспечивает устойчивое исевдо ожижение. Показано, что площадь фронтальных проекций не зависит от угла поворота насадки при числе лопастей равном трем и определили выбор конической насадки с тремя лопастями /59/. Проводятся /76,77,78/ дальнейшие исследования гидродинамических, массообменных характеристик подвижных насадок различных геометрических конструкций.
Несмотря на ряд недостатков, присущих шаровым насадкам, их широкое применение в промышленности, с одной стороны, объясняется тем, что их массовый выпуск налажен, а с другой -отсутствием в литературе достаточного количества расчетных данных для несферических насадок. Поэтому разработка и исследование новых видов подвижных насадок является актуальной задачей.
Исследование массообмена в газовой фазе и аналитический контроль
При исследовании абсорбции хорошо растворимых газов водой в АПН в качестве эталонного газа выбрали аммиак (сопротивление массопере-дачи сосредоточено в газовой фазе). Отбор газовых проб на входе и выходе из аппарата осуществляли с помощью аспиратора путем отсасывания определенного объема газовой смеси через три склянки. Дрекселя заполненные дистилвировэнной водой с 5 10 мл 0,1 л раствора серной кислоты и несколькими каплями индикатора (метилрот). Концентрацию л///, Б воздухе рассчитывали по формуле/135/ : где С - содержание А///3 , определяемое по калибровочной кривой, мг/мл; с - объем газа, приведенный к нормальным условиям; С -объем раствора, взятый для анализа, мл; 2 - объем газа, изягый для анализа мл. Относительная ошибка при определении концентрации состєвляла 1,25 на входе и 5,97 на выходе. При исследовании процесса абсорбции отходящих газов производства простого суперфосфата в качестве абсорбентов использовали воду, водные растворы гексафторкремниевой кислоты, соды и известкового молока. Отбор газовых проб производили перед и после рабочей секции АПН. Газ на анализ пропускали через четыре последовательно соединенных склянки Дрекселя, внутренняя поверхность которых, для предотвращения взаимодействия фторгазов со стеклом, была покрыта тонким слоем парафина. Отбор проб производили с помощью аспираторов. Концентрацию / в газовой фазе определяли по методика /135/ , а также с помощью фторселективного электрода /136/ . При применении фторселективного электрода, содержание в газовой и жидкой фазах рассчитывали по формулам: где - содержание фтора, определяемого по калибровочной кривой, мг-ион/мл; -объем раствора, взятый для анализа, мл; -объем колбы, в которой делается анализ; -объем газа в колбе, проведенный к нормальным условиям.
Относительная ошибка при определении фтора в газовой и аидкой фазах на входе и выходе из аппарата составила 1,7 и 7,1 соответственно. Надежность результатов анализа проверяли по материальному балансу. При небалансе более. 1( - опыт повторяли. Эффективность абсорбции л//У3 и Sz/ характеризовали степенью абсорбции г? ,$&, а интенсивность - коэффициентом массопередачи /С ,м/ч: где &„ ; J - начальная и конечная концентрации газа, г/м3; л/ - количество поглощаемого газа, кг; Я - время, ч; Д&суо " средняя движущая сила, г/м3. Движущую силу процесса определяли по модели идеального вытеснения по газу и полного перемешивания по жидкости: где jy - равновесная концентрация газа. Учитывая, что для исследованных систем ё/ незначительна, ею мозк б) Скорость начала разхитого псевдоожижения. Уравнения для рас чета скорости начала развитого псевдооаиаения получили используя экспериментальные данные по гидравлическому сопротивлению, обрабо танные в координатах AP flw)
По этим же данным получили урав нения для расчета гидравлического сопротивления, соответствующего скорости начала псевдоожижения. Для этого предварительно графоана-. литическим методом определяли значения W„prt , которые затем обра батывали в координатах Щ - ( L и {/ст ). Таким образом, полу ченное уравнение учитывает все основные факторы, влияющие на гид родинамику процесса. в) Брызгоунос и степень расширения слоя. Экспериментальные дан ные по брызгоуносу У и степени расширения слоя А2 обработаны в координатах ф, &=J(W../,„ f) Статистическим методом обработки данных получены уравнения для расчета & и & : Коэффициенты маесопередачи аммиака и четырехфтористого кремния обрабатывали в координатах e/(V //) Экспериментальные данные по абсорбции/V и Sif водой и водными растворами/ б/ /gT, Л/а2с&3 и 0/(0//)2 обобщены уравнением вида: в котором коэффициент А зависит от типа насадки и природы сорбируемого газа и сорбента» Гидродинамические режимы АПН изучали при работе с опорно-распределительными решетками различных конструкций: а) обычные - с перфорациями расположенными по шестиграннику и б) специальные - с переменным шагом перфорации (см.табл.2.2). При этом изменяли; скорость газа 1л/ , плотность орошения/, и высоту статического слоя насад-Kil/ W РезУльтаты графической обработки экспериментальных данных в координатах Л/ / у при различных Z и // показали, что на гидродинамическую обстановку АПН существенное влияние оказывают конструктивные особенности опорно-распределительных решеток и наса-дочных тел. При работе с конической лопастной и дисковой насадками на обычных решетках, с увеличением Z, и уменьшением растет диапазон скоростей газа в котором проявляются возможные гидродинамические режимы работы АПН (стационарное состояние насадки, начало псевдоожижения, промежуточное псевдоожижение, развитое псевдоожинение и захлебывание), которые наблюдали Э.Я.Тарат и О.С.Балабеков /ьо / исследовавшие шаровую насадку. Установленно, что характер и количество гидродинамических режимов работы АПН существенно зависят от у ж jL . Так при псевдоожижении конической лопастной насадки (рис.3.1) на опорных решетках с 0,20 м2/м2 различаются только три гидродинамических режима: стационарного состояния насадки О; развитого псевдоожижения { 2ycZ//f) и захлебывания насадки ( 2 )« Точки перелома, лежащие на пунктирной кривой cc/cz/ характери-зуют начало развитого псевдоожижения, а участки кривых до этих точек - стационарное состояние насадки.
Очистка отходящих газов от фтористых соединений производства простого суперфосфата
При производстве простого суперфосфата фосфорсодержащее сырье -фторапатит разлагают серной кислотой» Процесс разложения протекает в две стадии /ЮЗ/ , на первой из которых 10% апатита взаимо действует с серной кислотой, образуя фосфорную кислоту по уравнению :
Оставшийся апатит разлагается фосфорной кислотой с образованием монокалъцийфосфата по реакции Образующаяся пульпа поступает в суперфосфатную камеру на созревание.
Завершается разложение апатита на складе, где в течении 6 25 дней продукт дозревает. На всех стадиях производства суперфосфата, включая процесс дозревания и грануляции, в газовую фазу выделяются фтористые соединения, количество и состав которых завизит от качества исходного сырья и норм технологического процесса.
Фтористый водород, выделяющийся при разложении фторапатита, непосредственно реагирует с двуокисью кремния, содержащейся в сырье, в результате чего образуется четырехфтористый кремний, и кремнефтористоводородная и кремневая кислоты /102,103/
Таким образом в отходящих газах производства простого суперфосфата фтор содержится в виде четырехфтористого кремния, основное количество которого 80% выделяется на первой стадии разложения фтораппатита при концентрации в газах 15 30 г/м3. Кремнефтористоводородная кислота, образованная по реакции (4.5), остается в фосфорной кислоте.
Промышленную абсорбции четырехфтористого кремния проводят в две-три ступени. На первой ступени особенно эффективно, с точки зрения утилизации, образующейся кремнефторисюводородной кислоты осуществлять водную абсорбцию. В основе водной абсорбции лежит уравнение (4.5), состоящее из следующих реакций /ІОЗ/ :
Исследование абсорбции фтористых газов в аппарате с подшшной насадкой (дисковой) вели в полупромышленной установке ІЙ 3, описанной в гл.2 (см.рис.2.6). Изучали физическую абсорбцию SLF4 ЕОДОЙ, а также хемосорбцию при использовании в качестве сорбентов известное молоко и водные растворы соды. В исследовании изменяли параметры технологического процесса в следующих пределах:
С целью выявления влияния температуры и концентрации поступающих на абсорбцию фтористых газов и орошающей жидкости на степень извлечения фтора и коэффициент массопередачи, опыты разделили на пять серий, в каждой из которых концентрацию фтора в газах изменяли в следующих пределах: 0,1 0,4; 0,5+0,7; 0,8 1,0; 2 3 и 4 U г/м3.
Кроме водной абсорбции во всех пяти сериях осуществляли и щелочную. В качестве щелочных абсорбентов применяли известковое молоко концентрации СО (ОН/2 Равнй ОД 2,0% вес, а также водные растворы соды концентрации /v COj - 0,1 2,0 вес.
Для получения газов необходимой концентрации фтора на входе в аппарат, промышленный газ (выходящий из смесителя), разбавляли воздухом, что позволяло гакне снизить температуру входных газов до 20С. При разбавлении фтористых газов, концентрации фтора 15 18 г/м3 и при температуре 60-б5С до концентрации 0,5г/м3 и температуре 30С, наблюдали конденсацию паров воды в газоходе, что приводило к образованию кремнегелия в газоходе.
Практика показывает, что двухступенчатая водная абсорбция фтористых газов, существующая на различных суперфосфатных зазодах, где на первой ступени в качестве абсорберов используют механические скрубберы или скрубберы Вентури, а на второй -полые форсуночные башни обеспечивают сравнительно высокие степени извлечения фтора ( Оа ЭЪ%). Однако содержание фтора в ЕЫХЛОПНЫХ газах во много раз превышает установленные нормы. Поэтому применение эффективных абсорберов на системах санитарной очистки является необходимым условием для достижения предельно-допустимых концентраций.Такая задача в значительной мере осложнена малой движущей союй процесса, обусловленной относительно низкой концентрацией фтсра (0,3 0,5 г/м ) в выходящих газах после технологической абсорбции.
Результаты наших исследований, полученных непосредственно в промышленных условиях показали, что эффективность абсорбции SLF4 водой при начальной концентрации фтора в газе 0,5 г/м3 степень поглащения составляет 70 + 1% (рис«А. 10). Степень абсорбции растет с увеличением исходной концентрации фтора CF в газе до 0,5 г/и3, при 0,5 CF 2 г/ы35 # растет умеренно, а при CF 2 г/м3 степень поглощения практически не зависит от начальной концентрации фтора в газе. Аналогичная зависимость наблюдается и для коэффициента ыассопередачи (рис «4.II), который резко растет с увеличением CF примерно до 4 г/м3, а при более высоких концентрациях фтора в газе Krs практически не изменяется. Таким образом, для интенсификации санитарной очистки фтористых
Математическое моделирование процесса абсорбции хорошо растворимого газа в аппарате с псевдоожиженным слоем насадки
Ошибка воспроизводимости результатов на экспериментальной установке В 2 оценивали по параллельным опытам, выполненным при значениях параметров процесса абсорбции, соответствующих нулевому (среднему) значению их, т.е. соответствующих середине интервала варьирования факторов, включенных в математическое моделирование. Условия и результаты опытов приведены в табл.5.6.
Значение обобщенного показателя, характеризующего качество процесса абсорбции, BQ определяли в соответствии с разработками, приведенными в раздеде 5.2. Здесь Xi - кодированные значения факторов 3 (раздел 5.1). Формулы кодирования приведены далее.
Для определения коэффициентов в этих моделях исподоьзовали многофакторное планирование эксперимента, поскольку такой подход является одним из наиболее эффективных эмпирических методов построения математических моделей. проводили полный факторный эксперимент, число опытов при этом N = /77 , где /77 - число уровней, на которых варьируется каждый из факторов, /7 - число факторов, включенных в рассмотрение. В нашем случае /77 = 2, /7=4, следовательно, N = 24 = = 16 опытов. Кодирование факторов выполняли по следующем формуле: Матрица планирования, условия и результаты опытов приведены в табл.5.8. В каждом опыте определяли значения четырех показателей абсорбции: KfS , АР , V и R . Затем, в соответствии с разделом 5.2 вычисляли значение DQQ . Численные значения коэффициентов в уравнениях (5.10) (5.12) определяли по формуле: Для оценки коэффициентов в моделях 2-го порядка (5.23) использовали опыты, выполненные в соответствии с матрицей планирования центрального композиционного ротатабельного шана 2-го порядка. При этом использовали опыты, поставленные для определения воспроизводимости результатов (табл.5.6), и опыты, реализованные в соответствии с линейным планом типа 2 , поставленные для получения линейных моделей (табл.5.8). С целью обеспечения реализации матрицы центрального композиционного ротатабельного плана /144/ дополнительно к проведенным выполнили опыты в звездных точках. Матрица планирования, условия и результаты этих опытов приведены в табл.5.9. Общая матрица планирования и результаты опытов для оценки коэффициентов в уравнениях (5.23) приведены в табл. 10. Поскольку матрица использованного ротатабельного плана (табл.5.10) не ортогональна, вычисление коэффициентов уравнения (5.23) выполняли по формулам: Для реконструкции абсорбционного отделения цеха простого суперфосфата Одесского суперфосфатного завода предложено два действующих скруббера форсуночных диаметром 4 м каждый (2-я ступень технологической абсорбции) заменить на один комплексный абсорбционный аппарат диаметром 2,5 м, включающий нижнюю форсуночную (высотой 2,5 м) и верхнюю насадочную (две секции высотой 1,3 м каждая) зоны. Это позволит снизить выброс фтора с выхлопными газами с 0,10 г/м3 до 0,03 г/м3. Производительность очистной системы при высоте выхлопной трубы 40 м составляет 60 тыс м3/ч. Установка нового комплексного аппарата по предварительным оценкам, согласно действующим прейскурантом цен составляет 25 000 руб. Замена форсуночных скрубберов приводит к изменению экономических затрат на монтаж, коммуникаций, контрольно-измерительные приборы и др. Эксплуатационные затраты скрубберов и комплексного аппарата условно приняли одинаковыми. Эколого-экономический эффект равен: где 6у и С - годовая себестоимость выпускаемой продукции, приведенной к единой мощности объекта в сравниваемых вариантах; /у и А1- капитальные в сравниваемых вариантах; У и - размер годовых экономических ущербов в сравниваемых вариантах; н - нормативный коэффициент эффективности, равный 0,15. s/В.А.Зайцев. Методические указания по разделу "Охрана окружающей среды от промышленных загрязнений" МХШ им.Д.И.Менделеева. - М., 1982. Капитальные вложения определяются с учетом затрат на транспортировку - 5 %; монтаж - 25 %; коммуникаций и КИП - 20 %, Комплектующие изделия - 10 % и демонтаж - 10 % Общий выброс фтора в атмосферу при работе 8000 часов в году двух параллельно соединенных форсуночных скрубберов составляет для комплексного аппарата Величина ущерба от загрязнения атмосферы определяется по формуле: где оС - коэффициент, учитывающий расположение источника загрязнителя ( oQ = 0,1 4- 3,0); j5 - коэффициент, учитывающий приведенную высоту выброса (при высоте выхлопной трубы 40 м, jS равен 1,3; У - удельный ущерб выброса одной тонны загрязнителя в атмосферу (для фтористых соединений согласно многолетним статистическим данным принимается У - 1100 руб/т; /% - масса выброса вредного компонента в атмосферу, т/год
