Численное исследование процесса очистки промышленных газовых выбросов в многоступенчатых аппаратах вихревого типа

А. Н. Николаев, О. В. Козулина, А. А. Овчинников,

Р. Р. Фатыхов

ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОЧИСТКИ ПРОМЫШЛЕННЫХ

ГАЗОВЫХ ВЫБРОСОВ В МНОГОСТУПЕНЧАТЫХ АППАРАТАХ

ВИХРЕВОГО ТИПА

Ключевые слова: промышленные газовые выбросы, математическая модель, массообмен, вихревой аппарат, численное исследование процессов очистки.

Отмечены преимущества многоступенчатых аппаратов вихревого типа при очистке больших объемов промышленных газовых выбросов. Разработана математическая модель массообмена в контактном элементе вихревого аппарата при химической абсорбции газообразных примесей. В результате численных исследований выявлено влияние режимных параметров на эффективности очистки газа от диоксида углерода водным раствором моноэтано-ламина и от диоксида серы водным раствором извести.

Keys words: industrial gas emissions, mathematical simulation, mass transfer, devices of vertical, numerical research of process of cliring.

Advantages of multistage devices of vortical type are noted at clearing of great volumes of industrial gas emissions. The mathematical simulation mass transfer in a contact element of the vortical device is developed at chemical absorption of gaseous impurity. As a result of numerical researches influence of regime parametres on efficiency of clearing of gas from dioxide carbon by a water solution mono-etharolamine is revealed and from dioxide sulfurs a water solution to exhaust.

Рост объемов промышленного производства послужил причиной увеличения объемов выбросов в окружающую среду, а разработка большого количества новых технологических процессов привела к увеличению числа токсичных веществ, поступающих в атмосферу. В настоящее время выбросы промышленных предприятий, энергетических систем, транспорта в атмосферу, как в России, так и за рубежом, достигли таких размеров, что в ряде регионов уровни загрязнений значительно превышают допустимые санитарные нормы. Причины сложившегося положения многообразны, но основная состоит в том, что очистке промышленных газовых выбросов длительное время не только не уделялось должного внимания, но и само отношение было порочным и предполагало способность окружающей среды к неограниченному самоочищению. Вместе с тем, установки очистки промышленных газовых выбросов требуют больших капитальных и эксплуатационных затрат.

Задача очистки газовых выбросов промышленных предприятий существенно осложняется тем, что их объемы составляют десятки, а иногда и сотни, тысяч м3/час, что делает затруднительным применение традиционного очистного оборудования. Большинство аппаратов, использующихся в настоящее время для очистки газов от газообразных, жидких и твердых примесей, характеризуются низкой пропускной способностью, обусловленной небольшими предельно допустимыми скоростями газа в аппаратах. Это служит причиной

того, что аппараты с высокой производительностью имеют большие габаритные размеры (например, диаметр абсорбционных колонн может достигать 10 - 12 м), а затраты на их изготовление, монтаж и транспортировку непомерно велики.

Все это делает весьма перспективным применение для очистки больших объемов газовых выбросов аппаратов вихревого типа. Использование в вихревых аппаратах центробежной сепарации снимает ограничение на предельно допустимую скорость газа и позволяет проводить процессы при среднерасходных скоростях газа, достигающих 20 - 40 м/с. Высокая пропускная способность вихревых аппаратов обуславливает их малые габаритные размеры. Кроме того, к достоинствам этих аппаратов можно отнести низкую металлоемкость, сравнительно небольшие удельные энергетические затраты, устойчивость работы в широком диапазоне нагрузок по жидкости и газу, простоту изготовления.

Несмотря на то, что принципы конструирования аппаратов вихревого типа разработаны достаточно давно [1,2], широкое использование их в промышленности сдерживается отсутствием надежных и обоснованных методов расчета эффективности протекающих в них процессов очистки газа. В связи с этим целью настоящей работы являлось создание математической модели и численное исследование процессов очистки газовых выбросов от различных газообразных загрязнителей в аппаратах вихревого типа.

Многоступенчатые вихревые аппараты представляют собой тепломассообменную колонну с контактными ступенями. Контактная ступень многоэлементных аппаратов выполняется в виде тарелки с закрепленными на ней прямоточно-вихревыми элементами одинакового размера. Внутри каждого элемента осуществляется прямоточное взаимодействие фаз, тогда как в целом по колонне движение фаз происходит в режиме противотока.

Анализ вариантов конструктивного оформления таких аппаратов [1] выявил предпочтительность применения в многоступенчатых аппаратах контактных элементов с тангенциально-лопаточными завихрителями газа (рис.1).

Рис. 1 - Прямоточно-вихревой контактный элемент

Поток газа, поступающий снизу в контактные устройства, приобретает за счет за-вихрителя 2 вращательно-поступательное (вихревое) движение. Жидкость, подаваемая в центральную зону завихрителя по трубке 3, дробится потоком газа на капли, вовлекаемые им в совместное движение. Под действием центробежной силы капли перемещаются к лопаткам завихрителя, где образуется вращающийся капельный слой. Капли в слое многократно осаждаются на лопатки, образую жидкую пленку, которая срывается с лопаток, вновь образуя капли жидкости. При выходе из зоны завихрителя капли жидкости оседают на стенке патрубка 1, образуя пленку, которая на выходе из контактного устройства отделяется от потока газа сепарационным устройством 4.

Исследования гидроаэродинамической структуры потоков во внутренней области тангенциально-лопаточного завихрителя показали [3], что основная масса распыленной жидкости движется в непосредственной близости от лопаток, образуя вращающийся капельный слой. Концентрацию компонента в жидкой фазе в поперечном сечении этого слоя можно считать постоянной из-за интенсивного перемешивания жидкости в радиальном направлении, тогда как в осевом направлении жидкость движется без перемешивания. Благодаря тому, что толщина капельного слоя несоизмеримо мала по сравнению с высотой завихрителя, перемешиванием газа по высоте капельного слоя можно с достаточной точностью пренебречь, а по толщине капельного слоя принять идеальное смешение газа.

Выделим в капельном слое элемент с высотой dz и толщиной, равной толщине капельного слоя Ь. Тогда количество массы компонента, переносимое в единицу времени через поверхность раздела фаз в выделенном элементе

см = ^-0^0

где Wro - радиальная составляющая скорости газа у лопаток завихрителя; dSo = 2лКНСЕ,

- площадь боковой поверхности выделенного элемента; К, Н - внутренний радиус и высота контактного элемента; у н, у ь - концентрации поглощаемого компонента на входе в элемент и на внутренней границе капельного слоя, Е, = z/H - безразмерная продольная координата.

Радиальная составляющая скорости газа у лопаток завихрителя составляет

Wr0 = О^)^,

а боковая поверхность - So = 2лЯН,

где О - объемный расход газа через контактный элемент; - функция распределения

радиальной составляющей скорости газа по высоте завихрителя (при равномерном распределении ^) = 1).

Согласно уравнению массопередачи поток массы можно выразить

с1М = К,

где Ку - коэффициент массопередачи через поверхность капель; у* (х) - равновесная концентрация в газе.

Поверхность контакта фаз, сосредоточенная в выделенном элементе

СР = 6Ст/аРж ,

где Ст - суммарная масса капель, находящихся в элементе, а - средний диаметр капель, р ж - плотность жидкости. В качестве среднего диаметра капель может быть использован средний диаметр Заутера аз2 [4], определенный по результатам экспериментального исследования дисперсного состава капель в тангенциально-лопаточном завихрителе [5].

Масса находящихся в элементе капель может быть выражена как

Wz =^^,

Ст = Ьр ж Сх,

где Сх = Сz/Uz - время пребывания капель в элементе; 1_ - объемный расход жидкости. Осевую компоненту скорости капель можно представить как произведение осевой компоненты скорости газа Wz и коэффициента проскальзывания капель к1, и = k1Wz. Осевая компонента скорости газа равна

Од

4

где д(4) = | f (4)С4 - функция распределения осевой компоненты скорости газа по высоте 0

завихрителя (в случае равномерного распределения газа по высоте завихрителя д(4) = 4 ).

Исследования гидроаэродинамических закономерностей в тангенциальнолопаточном завихрителе [6] позволили получить зависимость для определения значений коэффициента к.1 в виде

1

к1 =----------------------------------------------,

1 6,6 + 8,22 • Ьт/От ^

где 1_т /От - соотношение массовых расходов жидкости и газа.

С учетом выражений (5) - (7) поверхность массообмена, сосредоточенную в элементарном объеме, можно представить как

61_Н^2С4

СР = Ок

аОЗД4)

ч

Приравняв между собой выражения (1) и (4), получим

ун- уь =

или, после несложных преобразований,

у н- уь =

2

0 6ЬНКу лК2

где В =----------у---.

к1 О а О

В случае полного перемешивания жидкости в капельном слое в радиальном направлении можно записать

После подстановки уравнения (11) в (13) результирующая формула будет иметь вид

Сх О/ ч В/д(4) гллл

— = —

С4 1_ин ;1 + ВЛ(4)д(4)’ ' '

где х - концентрация поглощаемого компонента в жидкости; т - коэффициент равновесия. Коэффициент равновесия т = т(х) в общем случае существенно зависит от концентрации жидкой фазе. В связи с этим, полученное выражение не может быть решено аналитически и решалось численно с граничными условиями

х = х н при 4 = 40 и х = х к при 4 = 1,

где 4 о - расстояние от отверстий коллектора ввода жидкости от торца завихрителя.

Концентрация газа на выходе из контактного элемента может быть определена из материального баланса

У к = У н - 0

Расчеты процесса абсорбции в контактных устройствах вихревых аппаратов проводились на примерах:

- поглощения диоксида углерода из воздуха водным раствором моноэтаноламина с концентрацией в растворе 2,5 кмоль/м3 (15% мас.);

- поглощения диоксида серы из воздуха водным раствором извести с начальной концентрацией поглощаемого компонента равной 0.

Численное решение уравнения (14) проводилось четырехшаговым методом Рунге-Кутта с граничными условиями (15).

В расчетах изменялись скорости газа на входе в контактный элемент Wвx в пределах 10 - 30 м/с, диаметр элемента Ь (0,06 - 0,1 м), соотношение высоты элемента и его диаметра И/Ь (1 - 2), соотношение массовых расходов жидкости и газа ЬтЮт (1 -2,5), давление Р (1 - 5 бар).

Расчеты проводились при температуре газа 50оС. Коэффициент крутки завихрителя составлял А = 2, а величина 4 0 принималась равной 0,1.

При расчете массопередачи в капли жидкости локальные по высоте контактного элемента коэффициенты массоотдачи со стороны газовой и жидкой фаз определялись соответственно по уравнениям Фреслинга [7] и Ньюмена [8]. Относительная скорость газа и капель в произвольном поперечном сечении капельного слоя определялась по выражению

.. _ 0

иотн _

2И(1 - к1) I Г(4),

где к2 _ 1—1581/0 - коэффициент изменения тангенциальной компоненты скорости газа в капельном слое [6].

Коэффициент ускорения массоотдачи в жидкой фазе, связанный с наличием химической реакции определялся по выражению [9]

2

1+д/1 + 4(мл/ё /к)2

к_------г-^+'у

где К - кинетический, М - стехиометрический, 9 - диффузионный параметры. Значения коэффициента равновесия определялись по данным, представленным в [9], а физические свойства жидкости и газа - по [10-12].

В результате расчетов определялись значения эффективности контактного элемента по газовой фазе

Ун - Ук У н - У* (хн )'

Некоторые результаты расчетов процесса поглощения СО2 водным раствором мо-ноэтаноламина представлены на рис. 2 и 3. При расчете поглощения СО2 степень карбонизации раствора на входе в элемент а принималась в пределах (0,1 - 0,3 кмоль/кмоль), а начальное содержание диоксида углерода в газе - ун (0,05 - 0,2 моль. доли).

ЕУ _ .

Рис. 2 - Зависимость эффективности контактного элемента при абсорбции СО2 от соотношения расходов жидкости и газа при различных степенях карбонизации раствора. Wвx = 30 м/с; d = 0,1 м; ун = 0,15 моль. дол.; Н^ =0,15; Р = 1 бар. а : 1 - 0,1; 2 -0,15; 3 - 0,2; 4 - 0,3

Рис. 3 - Зависимость эффективности контактного элемента при абсорбции СО2 от соотношения расходов жидкости и газа при различных начальных концентрациях в газе. Wвx = 30 м/с; d = 0,1 м; а = 0,15; Н^ =0,15; Р = 1 бар. ун , моль. дол.: 1 - 0,05; 2 -0,1; 3 - 0,15; 4 - 0,2

Расчеты показали, что скорость газа, и геометрические параметры вихревого контактного элемента слабо влияют на его эффективность при абсорбции диоксида углерода раствором моноэтаноламина. При изменении этих параметров в пределах указанных диапазонов изменение эффективности наблюдается в пределах 5%. Это связано с тем, что в рабочих интервалах нагрузок и в диапазоне размеров используемых вихревых элементов комплекс В (12) принимает значения, превышающие 10, что, в свою очередь, обуславливает тот факт, что отношение (В / 4)/(1 + В / 4) слабо отличается от 1.

С увеличением удельной нагрузки по жидкости эффективность элемента, выраженная через концентрацию в жидкой фазе, возрастает практически линейно (рис.2), причем большие эффективности наблюдаются при меньших значениях степени карбонизации раствора МЭА на входе в элемент. Уменьшение концентрации СО2 в газе приводит к увеличению эффективности (рис.3), а при концентрациях менее 0,1 моль/моль газа зависимость эффективности от соотношения массовых расходов жидкости и газа приобретает нелинейный характер. Во всех рассчитанных вариантах раствор МЭА насыщался до умеренных степеней карбонизации (0,4 - 0,5 кмоль СО2/кмоль МЭА).

Как показали расчеты, давление не оказывает значительного влияния на эффективность работы вихревых устройств, особенно при высоких концентрациях диоксида углерода в газовой фазе. Так, при у = 0,2 моль/моль при повышении давления в аппарате с 0,1 до

0,5 МПа эффективность увеличивается не более, чем на 15%. Это ставит под сомнение целесообразность проведения процесса при повышенном давлении.

При расчете эффективности поглощения диоксида серы в одиночном контактном вихревом элементе варьировались отношения массовых расходов жидкости и газа в интервале 1 - 8 кг/кг; начальная концентрация диоксида серы в газе от 0,1 % мол. до 0,3 % мол.; скорость газа в пределах 15 - 30 м/с.

Все расчеты проводились для контактного элемента диаметром 0,08 м. Отдельные результаты численного исследования представлены на рис. 4.

Рис. 4 - Эффективность очистки газа от диоксида серы водным раствором извести при различных соотношениях массовых расходов жидкости и газа. Wвх = 20 м/с; d = 0,08 м; ун , мол. доли: 1 - 0,001; 2 - 0,002; 3 - 0,03

Расчеты выявили нелинейный характер изменения эффективности процесса при изменении соотношения массовых расходов жидкости и газа. При увеличении указанного

соотношения свыше 8 дальнейшее увеличение нагрузок по жидкости приводит к незначительному увеличению эффективности.

Расчеты также показали слабое влияние изменения скорости на входе в контактный элемент на эффективность процесса. Так, при увеличении скорости газа с 15 до 30 м/с изменение эффективности не превышает 1 %.

Работа выполнялась в рамках государственных контрактов № П560, № 02.740.11.0062, № 02.740.11.0685, № 02.740.11.0753 Федеральной целевой программы "Научные и научно-педагогические кадры инновационной России" на 2009-2013 годы.

Литература

1. Сабитов, С.С. Вихревые Массообменные аппараты / С.С. Сабитов, Н.И. Савельев, Н.А. Николаев, В.М. Закревский // Обзорн. инф. Сер. «Общеотраслевые вопросы развития химической промышленности». - М.:НИИТЭХИМ. 1981.- Вып.3. - 31 с.

2. Николаев, А.Н. Высокоэффективные вихревые аппараты для комплексной очистки больших объемов промышленных газовых выбросов / Николаев А.Н., Овчинников А.А., Николаев Н.А. // Химическая промышленность. - 1992. - № 9. - С.36-38.

3. Коротков, Ю.Ф. Исследование аэродинамических характеристик массообменных аппаратов с вихревыми контактными ступенями / Коротков Ю.Ф., Овчинников А.А., Николаев Н.А. // Изв. ВУЗов. Химия и хим. технология. - 1973. - Т.16. - № 7. - С. 1105-1108.

4. Mugele, R.A. Droplet size distribution in Sprays / Mugele R.A., Evans H.D. // Ind. and Eng. Chem. -1951. - V.43. - №6. - P.1317-1324.

5. Николаев, Н.А. Закономерности дробления жидкости на капли в вихревых контактных устройствах массообменных аппаратов / Николаев Н.А., Овчинников А.А., Малюсов В.А., Жаворонков Н.М. // Известия Вузов. Химия и хим. технология. - 1976. - Т.19. - №11. - С.1172-1176.

6. Овчинников, А.А. Исследование гидроаэродинамических закономерностей в вихревом массообменном аппарате с тангенциальными завихрителями: Дисс. ... канд. техн. наук / А.А. Овчинников. - Казань, 1973. - 156 с.

7. Frossling, N. Uber die verdunstung fallender Tropfen // Gerlands Beitr.Z. Geophys. - 1938. V.52. -P.170-216.

8. Newman, A.B. The drying of porous solids: Diffusion calculations // Trans. Amer. Inst. Chem. Engrs.

- 1931. - V.27. - №10. - P.203-220.

9. Семенова, Т.А. Очистка технологических газов / Т.А. Семенова [и др.]. - М.: Химия, 1977. - 488 с.

10. Рид, Р. Свойства газов и жидкостей / Р.Рид, Т.Л.Шервуд - Химия, 1971. - 704 с.

11. Клинов, А. В. Теплофизические свойства Ленард-Джонсовых флюидов на базе аналитического уравнения состояния / А.В. Клинов [и др.] // Вестник Казан. технол. ун-та. - 2010. - №1. - С. 22-26.

12. Клинов, А.В. Аналитическое уравнение состояния для Леннард-Джонсовых флюидов / А.В. Клинов [и др.] // Вестник Казан. технол. ун-та. - 2010. - №1. - С. 17-21.

© А. Н. Николаев - д-р. техн. наук, проф., зав. каф. оборудования пищевых производств КГТУ, opp-srv@rambler.ru; О. В. Козулина - канд. техн. наук, доцент той же кафедры; А. А. Овчинников - канд. техн. наук, доцент той же кафедры; Р. Р. Фатыхов - асп. той же кафедры.