Главная Минимаркер Железнодорожный транспорт Минимаркер Транспортная энергетика (хладотранспорт) Минимаркер Расчет скруббера

Расчет скруббера

Страница 17 из 22
Содержание лекции:
Теплообменные аппараты (теплообменники)

Тепловой расчет полого безнасадочного скруббера

Для теплового расчета полого скруббера используют уравнения изменения тепловой энергии теплоносителей и теплообмена. При расчете газожидкостного смесительного теплообменника должны быть заданы параметры теплоносителей, необходимые для составления теплового баланса, а именно:

  • расход сухого газа (воздуха), G1, кг/с;
  • энтальпия газа на входе в аппарат I1, кДж/кг сухого воздуха;
  • влагосодержание d, г/кг сухого воздуха или температура газа t1, °С;
  • начальная t2 и конечная t2 температура воды, °С.

Уравнения изменения тепловой энергии теплоносителей можно представить в виде теплового баланса:

200314_f1

или

200314_f2

где I2 – энтальпия воздуха на выходе из аппарата, кДж/кг сухого воздуха;

G2 – расход охлаждающей воды, кг/с.

В низкотемпературных газожидкостных теплообменных аппаратах потерями тепла в окружающую среду Qп можно пренебречь (или учесть коэффициентом ηп). Приращение или уменьшение массы воды вследствие происходящего тепломассообмена

W = 0,001·G1·(d1d2). (4.14)

При заданных расходах газа G1 и его параметрах из равенства (4.12) и (4.13)

200314_f3

Уравнения теплообмена:

Q = kυ·Vа·∆t·φ; (4.16)

Q = α·F·Vа·∆t·φ, (4.17)

где Vа – активный объем скруббера, м3;

F – поверхность капель в единице объема скруббера, м23;

α, kυ – коэффициенты теплообмена, отнесенные соответственно к единице поверхности капли, Вт/(м2·К) и единице объема скруббера, Вт/(м3·К);

t – температурный напор, град;

φ – коэффициент несовершенства процесса тепло- и массообмена.

Для определения F, α или kυ применительно к скрубберу без насадки необходимо выполнить следующие расчеты.

По принятой средней скорости потока w ≈ 0,8÷1,5 м/с и известном расходе газа G1 диаметр скруббера

200314_f4

При этом в инженерных расчетах пренебрегают объемом жидкости, который обычно не превышает 1–2% объема газа, находящегося в скруббере.

Необходимо с достаточной точностью оценить или рассчитать диаметр капли, который зависит от типа форсунки и давления жидкости перед нею. Размер капли, как следует из дальнейшего изложения метода расчета, существенно отражается на размерах активной части скруббера. Наиболее широкое применение для скрубберов нашли механические форсунки при давлении воды (5–10) 105 Па и более. Диаметр капли dк, м, при распыливании жидкости в механических форсунках в первом приближении рекомендуется определять по формуле

200314_f5

где σж – поверхностное натяжение, Н/м;

ρг – плотность газовой среды, кг/м3;

wc – скорость выхода струи жидкости из сопла, м/с;

ψ – коэффициент, зависящий от свойств жидкости.

Скорость капли при выходе из форсунки может быть порядка wc = 75÷150 м/с. Коэффициент ψ для воды равен 2,5 при σ = 0,073 Н/м, для глицерина ψ = 5 при σг = 0,0638 Н/м.

Диаметр капли определяется

dк ≈ 3·105/Р, (4.20)

где Р – давление жидкости перед форсункой, Па.

Производительность механической форсунки Vф, л/с,

200314_f6

где Р – давление жидкости в форсунке, Па;

ηp – коэффициент расхода (0,6–0,75);

fф – площадь сечения выходного отверстия форсунки, см2.

Зная расход воды G2 и производительность форсунки Vф, можно определить необходимое количество форсунок: nф = G2/ Vф. Потребная мощность для насоса при механическом распыливании N, кВт,

200314_f7

При центробежном распыливании диском диаметр капли

200314_f8

где n – частота вращения об/мин;

Rд – радиус диска, м;

ρж – плотность жидкости, кг/м3;

g = 9,8066 м/с2.

Мощность, затрачиваемая при центробежном распыливании, кВт,

N ≈ 2·10-4·Gж·Rд·n, (4.24)

где Gж – количество распиливаемой жидкости, кг/с.

Мощность, необходимая для продувания газа через скруббер, кВт,

200314_f9

где ∆рг – сопротивление скруббера, принимаемое по опытным данным, Н/м2;

φ1 – коэффициент запаса (1,05–1,15).

В полых теплообменниках большое значение имеет скорость витания капли жидкости. Если считать, что капля в скруббере имеет шарообразную форму, тогда физическое понятие о скорости витания описывается условием Стокса

200314_f10

Под скоростью витания капли понимают такую скорость, при которой наступает равновесие относительной силы тяжести капли и сопротивления газовой среды.

В условиях практических расчетов скорость витания рекомендуется рассчитывать по опытным критериальным соотношениям, например

200314_f11

где Fe – число Федорова для безнасадочного скруббера;

200314_f12 – число Рейнольдса при скорости витания;

ξ – коэффициент лобового сопротивления шара (~ 0,5).

Определив из равенства (4.26) скорость витания, найдем действительную скорость падения капли в потоке газа:

для противотока wд = wвитwг;

для прямотока wд = wвит + wг.

(4.27)

Если в противоточном скруббере wд мала, то следует уменьшить скорость wг путем соответствующего увеличения диаметра скруббера D, и наоборот, при wд, близкой к скорости витания wвит, следует увеличить wг.

По действительной скорости падения капли определяется время ее падения на пути в 1 м, с/м,

τ = 1/ wд. (4.28)

Плотность орошения Hв или количество воды, проходящее в единицу времени через 1 м2 поперечного сечения скруббера, м3/(м2·с) или л/(м3·с),

200314_f13

Поверхность шарообразных капель, полученная из 1 литра жидкости, fл, м2/л,

fл = 6/dк. (4.30)

Поверхность капель в 1 м3 скруббера, м23,

F = fл·Hв·τ. (4.31)

Коэффициенты теплообмена для газожидкостных смесительных теплообменников определяют по опытным критериальным зависимостям. Истинные значения коэффициентов теплоотдачи зависят от многих факторов: дисперсности распыливания жидкости, физических параметров теплоносителей, способов определения средней разности температур и других, поэтому при наличии экспериментальных данных предпочтительнее пользоваться эмпирическими зависимостями, полученными для каждого частного случая. Коэффициент теплоотдачи при тепло- и массообмене между потоком газа и каплями жидкости в условиях вынужденной конвекции при Re = 1÷220 рекомендуется рассчитывать следующим образом:

200314_f14

где Nu = αdкг; Nu0 =2 – число Нуссельта при Re = 0; Re = w0dкг;

α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2·К);

dк – диаметр капли, м;

w0 – скорость движения капли относительно газа, м/с;

ϑr – коэффициент кинематической вязкости газа при средней его температуре;

λг – коэффициент теплопроводности газа при средней температуре между пограничным слоем (поверхностью капли) и газом за пределами пограничного слоя;

Gu = (TcТм)/Тс – симплекс Гухмана, учитывающий влияние массообмена на теплообмен;

Тс, Тм – температура газа по сухому и мокрому термометру, К.

Среднюю разность температур между теплоносителями в скруббере рекомендуется рассчитывать как среднюю логарифмическую величину, так как этот метод расчета относительно простой потому, что все физические параметры теплоносителей при определении опытных зависимостей для расчета коэффициента теплоотдачи относятся, как правило, к среднелогарифмической разности температур, которую рассчитывают по формулам (2.19) и (2.20).

Определив коэффициент теплоотдачи и среднюю разность температур теплоносителей, можно рассчитать активный объем и высоту скруббера:

Va = Q/(α·F·∆t·φ); (4.33)

hа = 4Vа/(πD2). (4.34)

Остальные размеры принимают конструктивно исходя из условий надежной сепарации влажного газа и непрерывного, бесперебойного удаления воды.

Решая уравнение теплового баланса для отдельных участков активной части смесительного теплообменника, можно построить процесс изменения параметров воздуха (газа) в i-d диаграмме по высоте рабочей части скруббера, допуская, что в каждом сечении скруббера происходит процесс смешения воздуха двух состояний, а именно насыщенного, находящегося в пограничном слое капли воды, с параметрами рн и φ – 100%, температура которого принимается равной температуре жидкости (tпс = tж), и воздуха, находящегося вне зоны фазового контакта, парциальное давление пара в котором рп. Причем значение рп может быть больше или меньше рн.

Если парциальное давление пара в пограничном слое рн < рп, то происходит осушка воздуха, и наоборот, при рн > рп – увлажнение. Процесс осушки или увлажнения можно объяснить и по-другому. Если температура охлаждающей воды, а следовательно, и воздуха в пограничном слое ниже температуры точки росы, то воздух будет осушаться, а увлажняться – при температуре охлаждающей воды выше температуры точки росы (tр).

На (рис. 4.6) на i-d диаграмме изображены процессы осушки и увлажнения воздуха (газа) в противоточном (а) и прямоточном (б) смесительных теплообменниках.

Изменение параметров влажного воздуха по высоте скруббера

Рис. 4.6 – Изменение параметров влажного воздуха по высоте скруббера при противоточном (а) и прямоточном (б) движениях теплоносителей

Рассмотрим построение процесса осушки воздуха в противоточном скруббере. Точка А соответствует начальным параметрам воздуха. При известном значении t2 = t2пс на линии φ = 100% находим точку D1. Соединяя точки А и D1 получим линию смешения воздуха двух параметров в нижнем сечении аппарата. Проводим линию I1,а по возможности ближе к линии I1. Пренебрегая потерями в окружающую среду Qп и изменением расхода воды G2 на величину ±∆W при известных G1 и G2, напишем уравнение теплового баланса между сечениями Аа

G1 = (I1I1,а) = G2c2(t2t2,а), (4.35)

откуда находим

200314_f15

По известному значению t2,а находим точку пересечения D2 этой изотермы с кривой φ = 100% (по принятому масштабу в i-d диаграмме точка D2 почти совпадает с точкой D1). Проводим линию смешения а = D2 и линию I1,b. Обозначим точку пересечения линии аD2 и I1,b через b. Напишем уравнение баланса между сечениями a и b и вычислим t2,b:

200314_f16

Соединив точки А, а, b, ..., С, получим кривую процесса осушки воздуха при противоточном течении рабочих сред. Из анализа графика следует, что температура точки росы (tр) со стороны входа газа (точка Dp) меньше температуры t2 = t″2пс поэтому на какой-то высоте сначала происходит увлажнение воздуха, а затем осушка.

Аналогичным образом строится кривая процесса увлажнения воздуха (рис. 4.6, а. – кривая А, а, b1, ..., С1). Для прямоточного скруббера процесс осушки и увлажнения изображен на рисунке 4.6, б.

Используя графическое построение процесса увлажнения или осушки воздуха, можно определить конечную температуру воздуха и рассчитать температурный напор по формуле

t = 1/(∑θ/(∆tпр)), (4.38)

где θ – отношение изменения температуры воздуха в каждой расчетной ступени к полному изменению его температуры в смесительном аппарате;

tпр – разность температур теплоносителей для одной ступени, град.

Тепловой расчет скруббера с насадкой

Эффективность массо- и теплообмена в аппаратах с насадкой при работе их в пленочном режиме достигается путем создания развитой поверхности контакта пленки жидкости с потоком газа и равномерным орошением насадки при определенных соотношениях между количеством жидкости, стекающей по насадке, и скоростью газа, движущегося противотоком к жидкости. Недостаточное орошение не обеспечивает полной смачиваемости насадки, приводит к уменьшению поверхности фазового контакта. Для расчета минимальной плотности рекомендуется эмпирическое соотношение Hж,min = 3,33·10-5f, м32 с. Избыточное орошение насадки приводит к нарушению пленочного режима, к эмульгированию и «затоплению» насадки. Предельная плотность орошения Hж,max чаще всего выявляется из опыта.

При тепловом расчете скруббера определяют необходимый объем и высоту насадки при заданных исходных данных. В исходные данные, как и для безнасадочного скруббера, должны входить: расход сухого газа G1, энтальпия газа на входе I1, влагосодержание d1 или температура газа t1, начальная t2 и конечная t2 температура жидкости. Записывают уравнения изменения энергии (4.12), (4.13) и уравнение теплообмена. Из уравнения теплообмена определяют активный объем насадки

200314_f17

где Q – теплота, передаваемая в скруббере от одной среды к другой, Вт;

t – средняя разность температур, град, по формулам (4.38);

200314_f18 – поверхность насадки в единице объема, м23;

αн – коэффициент теплообмена Вт/(м2·К);

ψсм – коэффициент смачиваемости, то есть отношение смоченной поверхности к полной поверхности насадки.

Коэффициент ψсм определяется (приближенно) как отношение:

200314_f19

где V – объем жидкости, удерживаемой 1 м3 насадки;

V0 – объем жидкости, удерживаемой 1 м3 насадки при полной ее смачиваемости;

Нж – плотность орошения, м3/(м2·с).

Для расчета плотности орошения Нж по формуле (4.29) необходимо определить расход жидкости G2 из выражения (4.15) и диаметр скруббера D из (4.18).

Для определения коэффициента смачиваемости вводится величина, называемая функцией плотности, то есть f1(Hж), характеризующая количество жидкости, задерживаемой насадкой. Значение этой функции приведено ниже.

Диаметр скруббера рассчитывают по оптимальной скорости парогазовой смеси wг.опт. Эта скорость должна соответствовать равенству

200314_f20

где 200314_f21

Vсв – свободный объем насадки, м33;

G1, G2 – расход газа и жидкости, кг/с;

ρг, ρж – плотность парогазовой смеси (ρг = ρвл) и жидкости, кг/м3;

dпр – приведенный диаметр, м;

μr – вязкость парогазовой смеси, Н·с/м2.

Определив значение Re′, можно рассчитать оптимальную скорость парогазовой смеси

200314_f22

Необходимо отметить, что фактическая скорость парогазового потока в условиях эксплуатации будет больше wг,опт, потому что при заполнении насадки жидкостью уменьшается Vсв < Vсв.

Значение функции плотности орошения [по формуле (4.40)]

200314_f23

Если коэффициент смачиваемости, рассчитанный по формуле (4.40), больше единицы, то можно считать, что при правильном распределении газа и жидкости по сечению аппарата насадка смачивается полностью, и в расчете принимается ψ = 1.

Для равномерного распределения газа и жидкости по сечению аппарата отношение высоты насадки к ее диаметру h/D не должно быть меньше 1,5–2 и больше 5–7.

Коэффициент теплообмена при охлаждении в скруббере с насадкой воздуха или газа водой

200314_f24

где Nu = (αdпр)/λг; λг – теплопроводность влажного воздуха; dnp = dэ – приведенный или эквивалентный диаметр;

Reг = (wгdпр)/vг;

Prг = vвл.г/aвл.г;

Reж = (Hжdпр)/vж – число Рейнольдса, рассчитанное по параметрам жидкости при температуре 20 °С; Нж – плотность орошения, м3/(м2·с);

ε = irmRT2 – безразмерный комплекс, учитывающий влияние массообмена; i – энтальпия пара, кДж/кг; r – теплота парообразования, кДж/кг; φ = α/αmcр/cm – соотношение Льюиса; α – коэффициент теплообмена; αm – коэффициент массообмена; m = μп/ μг отношение молекулярных масс пара и воздуха; ср – теплоемкость влажного воздуха (отнесенная к 1 кг сухого воздуха), кДж/(кг·К); Т – температура парогазовой смеси, К.

Для процессов тепло- и массообмена, протекающих при температурах от 20 до 90 °С, среднее значение ε рекомендуется принимать ε = 130.

Средняя концентрация пара в смеси х, кг/кг сухого воздуха (приближенно)

200314_f25

где хп – концентрация пара в парогазовой смеси, кг/кг сухого воздуха определяется в i-d диаграмме точкой пересечения кривой процесса и изотермы для средней температуры влажного воздуха (смеси);

хзи – концентрация пара в парогазовой смеси у зеркала испарения воды, кг/кг сухого воздуха, определяется точкой пересечения изотермы tг = 20 °С и кривой φ = 100%.

После определения по формуле (4.39) активного объема насадки Vа находят ее высоту h по соотношению (4.34).


© 2013 - 2017 Учебно-образовательный портал "Все лекции"
Материалы, представленные на страницах нашего сайта, созданы авторами сайта, присланы пользователями, взяты из открытых источников и представлены на сайте исключительно для ознакомления. Все авторские права на материалы принадлежат их законным авторам.
Разработка сайта - Скобелев Алексей





Яндекс.Метрика