Содержание к диссертации
Введение
1 Анализ известных способов осушки вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания и интенсификации тепломассообмена 9
1.1 Требования к параметрам воздуха вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания 9
1.2 Современные способы и устройства осушки воздуха вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания 11
1.3 Выводы по первой главе. Постановка цели и задач исследования...31
2 Динамика тепломассообмена в абсорбционных теплообменниках при осушке вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания 33
2.1 Выбор и обоснование способов интенсификации тепломассообмена в аппаратах регенеративного типа 33
2.2 Математическая модель процесса абсорбционной сушки воздуха ...37
2.3 Математическая модель тепломассообмена при контакте воздуха повышенного влагосодержания с пористыми насадками регенеративного абсорбционного вращающегося теплообменника 43
2.4 Разработка методов и конструктивных решений аппаратов осушки вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания 54
2.5 Выводы по второй главе 59
3 Экспериментальные исследования процессов тепломассообмена в регенеративных абсорбционных теплообменниках в лабораторно-промышленных условиях 61
3.1 Методика проведения и анализ результатов экспериментальных исследований абсорбционного аппарата осушки воздуха 61
3.2 Методика проведения экспериментальных исследований регенеративного абсорбционного теплообменника с вращающейся насадкой 72
3.3 Аанализ результатов экспериментальных исследований регенеративного вращающегося теплообменника...82
3.4 Выводы по третьей главе 95
4 Разработка методов расчета абсорбционных теплообменников для осушки вентиляционных выбросов с повышенным влагосодержанием 96
4.1 Алгоритм расчета абсорбционного теплообменника с насадкой из жестко закрепленных пластин 96
4.2 Алгоритм расчета вращающегося абсорбционного теплообменника 104
4.3 Выводы по четвертой, главе108
Общие выводы 111
Литература
- Современные способы и устройства осушки воздуха вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания
- Математическая модель процесса абсорбционной сушки воздуха
- Методика проведения экспериментальных исследований регенеративного абсорбционного теплообменника с вращающейся насадкой
- Алгоритм расчета вращающегося абсорбционного теплообменника
Введение к работе
Актуальность проблемы
Развитие промышленности сопровождается повышением требований к состоянию воздушной среды в производственных помещениях и атмосфере, а также решением вопроса снижения энергоемкости производства. Задачи охраны окружающей среды и рационального использования топлива являются важнейшими для развития промышленного потенциала. Поэтому в настоящее время актуально решение вопросов очистки выбросов и одновременного использования их теплоты в системах утилизации.
В ряде отраслей промышленности, в том числе и при производстве трубопроводов из композитных материалов, воздух, удаляемый местными отсосами, имеет температуру 40-80 С и удельную энтальпию 100-500 кДж/кг. В этом случае теплота вентиляционных выбросов может быть использована для нагревания приточного воздуха систем вентиляции и воздушного отопления. Так, например, часть воздуха, удаляемого от технологического оборудования ЗАО НПО «Композит», наряду со значительным теплосодержанием имеет высокую концентрацию толуола и других вредных веществ, которую перед выбросом воздуха в атмосферу снижают различными способами. Одним из наиболее распространенных способов является сжигание вредных веществ в печах каталитического дожита. Воздух местных отсосов от технологического оборудования «мокрой группы» имеет повышенное влагосодержание достигающее 300 г/кг, что увеличивает расход природного газа в печи, сокращает срок службы теплообменных и вентиляционных устройств. Снижение вл аго содержания воздуха позволит избежать перерасхода газа и увеличить срок межремонтного периода работы оборудования. Поэтому осушка указанных вентиляционных выбросов является актуальной проблемой. Эти выбросы имеют также высокий температурный потенциал, а, следовательно, наряду с осушкой целесообразна и утилизация их теплоты.
Работа посвящена исследованию способов интенсификации тепломассообмена в регенеративных абсорбционных теплообменниках для воздуха с высоким содержанием влаги.
Диссертация состоит из введения, четырех разделов, заключения, списка литературы и приложений.
Цель работы
Цель работы: разрабртка способа и устройств интенсификации. тепломасообмена в абсорбционных аппаратах очистки вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания
Средством достижения поставленной цели является развитие
теоретических основ конденсатно-испарительного процесса
тепломассообмена на пористой пластине абсорбционного регенеративного
теплообменника с учетом гидро- и аэродинамических характеристик
обрабатываемого потока воздуха. Разработка математической модели
тепломассообмена, на основании которой установлена область выбора
рациональных геометрических параметров теплообменника, . ,
Достижение поставленной цели обеспечивается решением следующих задач исследования:
Современные способы и устройства осушки воздуха вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания
Ниже рассмотрены получившие распространение схемы осушки для снижения влагосодержания в насыщенном водяными парами воздухе.
Для поглощения паров воды из осушаемого воздуха часто используют сорбенты. Снижение влагосодержания в данном случае может осуществляться в процессе адсорбции, абсорбции или химической сорбции /28, 67, 68, 71Л ........
Широкое распространение получили контактные пленочные аппараты хлористолитиевых установок /17/ из-за возможности работы при высокой массовой скорости воздуха и малом аэродинамическом сопротивлении. Один из недостатков этих аппаратов - необходимость защиты металлических деталей от коррозии.
Осушку воздуха в основном производят, используя процессы адсорбции и абсорбции. Эти явления носят чисто физический характер, т.к. не происходит химической реакции соединения поглощающего материала с водяными парами. В качестве поглотителей при адсорбции используют активированный уголь, силикагель и др., а при абсорбции - водные растворы солей (хлористый литий, хлористый кальций и др.). Осушение воздуха твердыми веществами производится статическим или динамическим методами /17/. Наиболее часто применяется динамическая осушка адсорберами с помощью аппаратов двух типов: с непрерывно вращающимся поглощающим слоем и с неподвижным слоем или патронами.
В аппаратах последнего типа адсорбирующий материал неподвижен, одна его часть поглощает влагу, а другая в это время находится в процессе реактивации. В аппаратах первого типа около 75% адсорбента постоянно находятся в потоке осушаемого воздуха и извлекают из него влагу, а остальная часть адсорбента, проходя через поток горячего воздуха, отдает влагу и тем самым восстанавливает свою поглотительную способность.
Такие аппараты имеют высокие технические показатели /128/ и широко распространены.
В кондиционировании воздуха в основном применяется силикагель, адсорбирующая способность которого зависит от температуры осушаемого воздуха. Нормальный режим работы, в результате которого получают сухой воздух, осуществляется при температуре, не превышающей 35 С. Это так же относится и к процессу абсорбции. С повышением температуры способность поглощения влаги сорбентом резко уменьшается. Расчеты показывают, что осушать воздух с повышенным начальным влагосодержанием и температурой, превышающей 35 С, таким способом практически нецелесообразно из-за требуемых значительных объемов поглотителя. Как-показали расчеты /160/, для осушки 1000 кг/ч влажного воздуха с. начальным влагосодержанием 300 г/кг при длительности процесса адсорбции около четырех часов потребуется 18 м3 силикагеля, а только от одной технологической линии "мокрой группы" местными отсосами удаляются 30000-35000 м3/ч воздуха.
Кроме того, для эксплуатации оборудования необходимо осуществлять регенерацию свойств поглотителя, что требует большого количества теплоты. Как минимум, необходима теплота, расходуемая на испарение воды. К ней следует добавить теплоту десорбции и.теплоту, расходуемую на-нагревание адсорбирующего или абсорбирующего веществ. Кроме того, уходящий нагретый воздух так же вызывает большие теплопотери.
Адсорбционные свойства силикагеля возобновляют, пропуская через него воздух с температурой 180-200 С.
Таким образом, применить сорбенты для снижения влагосодержания вентиляционных выбросов "мокрой группы" не представляется возможным из-за значительных капитальных и эксплуатационных затрат, а также из-за снижения влаго поглощаю щей способности сорбентов при высоких температурах, характерных для этой группы выбросов.
В вентиляции и кондиционировании для получения сухого и теплого воздуха иногда используют компактные автономные холодильные установки, работающие по принципу теплового насоса. Воздух в данном случае обрабатывается по схеме с последовательными процессами охлаждения с конденсацией водяных паров в испарителе и нагревания в конденсаторе. Учитывая, что воздух, удаляемый местными отсосами от технологического оборудования "мокрой группы", перед сжиганием в установках каталитического дожига- дополнительно нагревается в теплообменниках, такая схема может быть применена.
Охлаждение вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания в испарителе сопровождается обильной конденсацией водяных паров на поверхности теплообмена, вызывающей увеличение коэффициента теплоотдачи от воздуха к поверхности почти в пять раз по сравнению с коэффициентом теплоотдачи при сухом охлаждении. Расчеты показали /160/, что для отведения теплоты конденсации водяных паров необходим значительный расход хладагента. Например, для того, чтобы воздух расходом 3000 м3/ч, температурой 70 С и влагосодержанием 286 г/кг осушить до влагосодержания 30 г/кг необходим расход хладагента - 218698 кг/ч. Так как удельная энтальпия хладона после компрессора увеличивается, то при его конденсации в теплообменнике нужно отвести теплоту, которая превышает по величине полученную от влажного воздуха в испарителе.
Математическая модель процесса абсорбционной сушки воздуха
Экспериментальное исследование процессов тепломассообмена и подтверждение полученных в разд,2 теоретических зависимостей проводились на опытной установке, схема которой представленной на рис.9 с вращающейся насадкой, представленной на рис. 11.
Для повышения эффективности аппарата для осушки влажного воздуха и устранения застойных зон в полости абсорбционной очистки необходимо а создавать турбулентное движение обрабатываемого потока. Это осуществляется за счёт вращения насадки и закручивания его на выходе из штуцера входа, представляющего собой суживающееся сопло.
Повышение эффективности абсорбционной очистки влажных вентиляционных выбросов достигается тем, что в аппарате для осушки влажного воздуха на валу установлен фильтрующий барабан, который выполнен в виде радиально расположенных металлических пластин, каждая из которых покрыта пористой плёнкой из мипласта, а корпус аппарата заполнен абсорбирующей жидкостью и имеет каплеуловители, при этом штуцер входа газа имеет форму суживающегося сопла, на внутренней поверхности которого выполнены криволинейные канавки продольно расположенные от входного к выходному отверстию-суживающегося сопла. На фиг. 1 изображен абсорбционный вращающийся теплообменник, на фиг. 2 — разрез А-А фиг. 1, на фиг. 3 - внутренняя поверхность суживающегося сопла с криволинейными канавками.
Аппарат для осушки влажных вентиляционных выбросов состоит из корпуса 1 со штуцером входа 2 и выхода 3 газа, входа 4 и выхода 5 абсорбирующей жидкости, внутри которого на валу 6 установлен фильтрующий барабан, выполненный в виде радиально расположенных металлических пластин 7, покрытых пористой плёнкой 8, при этом металлические пластины 7 укреплены на валу 6 - посредством рёбер 9. ЕЬ корпусе 1 установлены каплеуловители 10 на одном горизонтальном уровне с осью 11 вала 6. Штуцер входа 2 имеет форму суживающегося сопла, на внутренней поверхности которого выполнены криволинейные канавки 12. В корпусе 1 расположены застойные зоны 13.
Данный аппарат работает следующим образом.
Обрабатываемый влажный воздух с нормированными параметрами по расходу подают в корпус 1 через штуцер входа 2 с криволинейными канавками 12, в результате перемещения потока обрабатываемого воздуха от входного отверстия штуцера входа 2 выполненного в форме суживающегося сопла по продольно расположенным криволинейным канавкам 12, он закручивается и в виде вихревого потока поступает в полость очистки воздуха корпуса 1 аппарата. Наличие вихревого потока в полости корпуса 1 приводит к образованию в застойных зонах 13 микровихрей, в результате чего в застойных зонах 13 ламинарный режим движения воздуха в пограничном слое (место контакта внутренней поверхности корпуса 1 и обрабатываемого газа) переходит в турбулентный. В результате весь объём влажного воздуха, поступающий в корпус 1, участвует в процессе абсорбционной обработки. Обрабатываемый воздушный поток по мере перемещения в корпусе 1 воздействует на металлические пластины 7, перпендикулярно расположенные к направлению движения обрабатываемого воздуха. Так как металлические пластины 7 укреплены на валу 6, то последние начинают вращаться на оси 11. По мере перемещения металлических пластин 7 из горизонтального положения в вертикальное изменяется площадь контакта абсорбирующей поверхности в виде смоченной абсорбирующей жидкостью пористой плёнки 8, и, следовательно, осуществляется переменный по времени процесс абсорбционного отделения от воздуха влаги и вредных загрязнений, определяемых абсорбирующей способностью жидкости, находящейся в полости корпуса 1.
Наибольшая интенсивность абсорбционной очистки влажных вентиляционных выбросов происходит на пористой плёнке 8, когда металлическая пластина 7 занимает верхнее вертикальное положение. По мере вращения вала 6 на оси 11 площадь контакта абсорбирующей поверхности пористой плёнки 8 вновь уменьшается и очищенный закрученный газ, огибая металлическую пластину 7, в застойной зоне 13, находящейся перед штуцером выхода 3 полости корпуса 1 ламинарный режим в пограничном слое преобразуется в турбулентный, что повышает интенсивность абсорбционной очистки влажного воздуха.
Методика проведения экспериментальных исследований регенеративного абсорбционного теплообменника с вращающейся насадкой
Исходя из составленной матрицы планирования (табл.2), коэффициенты линейного уравнения регрессии y = b0 +b zx + b2z2 (3.39) определялись по формуле »АЬ,Уп (3-40) где /-номер независимого фактора, для рассматриваемого случая / = 0,1,2; -j -номер опыта. По результатам эксперимента имеем Ь0 =-6,5003; , = 0,2926; Ъг =1,32-10-3. В соответствии с /12/ все коэффициенты уравнения (3.39) определены с одинаковой точностью. Ошибка коэффициентов Ь, вычислялась по формуле S„ = . (3.41) /лГ Так как в центре плана были поставлены дополнительные опыты, то дисперсия воспроизводимости определялась по выражению iti-rJ SLP = J2!—; ОЛ2) где и - число параллельных опытов; уи - выборка значений в центре плана; ±УІ Г Ошибка коэффициентов уравнения регрессии (3.39), вычисленная по выражению (3.41), составила 1,03 10 3. Проверку адекватности уравнения (3.39) осуществляли по критерию Фишера вмпр
Дисперсия адекватности для критерия Фишера при одинаковом числе параллельных опытов г. = г рассчитывается по формуле гІкту ) Sl=- : , (3-44) n-l где п - объем выборки; / - число коэффициентов в уравнении регрессии; z ,= U= Q+Z V ы\
Дисперсионное отношение, вычисленное по формуле (100), F = 4,1 меньше табличного F, (/], /2) = 4,5 /12/ для выбранного уровня значимости р = 0,05 и чисел степеней свободы fx=n-l = \ и f2 =n\r -1) = 16. Следовательно, уравнение (3.39) адекватно эксперименту. В соответствии с (3.39), (3.35) и принятыми в подразд. 3.1 обозначениями Ь, «,-в=-г-. (3-45) Ах,. Коэффициент Сі выражения (3.31) был рассчитан по формуле с, =а0=60+йА + й2- - . (3.46) Уравнение подобия, характеризующее конвективный теплообмен, имеет вид Nu = 0,219 -Re -Pr0 33. (3.47)
Критерий Прандтля воздуха в диапазоне температур 0- 90 С, в котором проводились исследования, изменяется незначительно. Поэтому при режиме сухого теплообмена, наиболее характерного для блока холодного воздуха регенератора, а также для утилизации теплоты вентиляционных выбросов с незначительным вл аго содержанием, коэффициент теплоотдачи" целесообразно определять по следующей зависимости Nu = 0,195-Re0 69. (3.48)
При осушке и утилизации теплоты влажного воздуха в соответствующем блоке регенератора между насадкой и газовым потоком происходит теплообмен, осложненный массообменом. В настоящее время задачи совместного тепло- и массообмена в основном решаются с использованием аналогий, существующих в процессах переноса массы и энергии /115/. Аналогия имеет место при выполнении следующих условий: граничные условия для полей температуры и концентрации подобны; поперечный поток вещества имеет такую малую интенсивность, что практически не искажает основную гидродинамическую картину течения смеси; температурные перепады настолько малы, что зависимостью физических свойств от температуры можно пренебречь. Многочисленные эксперименты /139/ показывают, что для смеси воздух-водяной пар, встречающейся в вентиляции, подобие между тепло- и массообменом приблизительно соблюдается. Поэтому уравнения, характеризующие конвективный теплообмен и массообмен в условиях аналогии, для абсорбционного регенеративного теплообменника имеют вид Nu = 0,219 Re0 69-Рг 3\ (3.49) NuD/ = 0,219-Re0 69 PrD0,33, (3.50) где Nu Dl p диффузионный критерий Нуссельта при плотности поперечного потока массы стремящейся к нулю; /7 - коэффициент массоотдачи, м/с; D - коэффициент диффузии для пара, м /с; у Рг = диффузионный критерий Прандтля. 1 1.5 2 2,5 З 3.5 4 V,M/C Рис.12 - Теплоотдача пластин насадки абсорбционного вращающегося теплообменника
Определить коэффициент молекулярной диффузии при параметрах смеси, характерных для утилизации теплоты влажных вентиляционных выбросов, можно по формуле, предложенной в работе /4/ ґг\У2 о р (3.51) \T0j где Do - значение коэффициента молекулярной диффузии пара в воздухе при 70 = 273 К и абсолютном давлении Р0 = 0,1 МПа, Do = 21,9-10 м2/с; Р- давление парогазовой смеси при заданных условиях, МПа.
Критериальное уравнение (3.50) записано в соответствии с аналогией, переноса массы и энергии. Однако в общем случае при достаточной интенсивности процесса конденсации необходимо учитывать взаимное влияние совместно протекающих процессов теплообмена и массообмена.
Следовательно, для широкого класса задач коэффициент массоотдачи при конденсации пара из парогазовой смеси необходимо определять по рекомендованным в работах /19,25/ уравнениям: При 0,1 1 : П = 0,71- -/7/ (3.52) Nua - А Ег , при —- 1: Nu 4- = 0,71 /.-fl-9.tf/J( (3.53) Num где NuD - диффузионное число Нуссельта при конденсации; Р r=—- объемное содержание газа в основной массе смеси; D - парциальное давление газа. Па; Р - общее давление, смеси. Па; АР Пд =— - безразмерная разность парциальных давлений пара; АР„ - разность парциальных давлений пара в основной массе парогазовой смеси и на поверхности раздела фаз, Па.
Зависимости (3.52, 3.53) были получены /27/ на основании результатов экспериментальных исследований конденсации водяного пара при поперечном обтекании труб турбулентным потоком парогазовой смеси. Так как вентиляционные выбросы повышенного вл аго содержания относятся к парогазовым смесям с соотношением —- -1, то коэффициент массоотдачи Яд при конденсации пара на поверхности теплообмена следует находить используя формулу (3.53). Изменение соотношения диффузионных критериев Нуссельта —— в зависимости от Пд и Ег при уменьшении содержания водяных паров в воздухе можно определить по рис. 13, выполненному в соответствии с экспериментальными данными /27/ и уравнением (3.53).
Таким образом, расчет коэффициента массоотдачи в регенеративном теплообменнике при утилизации теплоты вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания необходимо осуществлять по уравнениям (3.50,3.53).
В некоторых случаях на теплообмен в регенеративных вращающееся аппаратах оказывает влияние нестационарность процесса переноса теплач /122/, которая учитывается коэффициентом нестационарности. Указанный коэффициент, отражающий основные условия теплообмена, определяется выражением/14/
Алгоритм расчета вращающегося абсорбционного теплообменника
Полученные в работе экспериментальные зависимости тепломассообмена позволяют произвести расчет регенератора, в блоке горячего воздуха которого происходит конденсация водяных паров.
Конструкторский расчет вращающихся регенеративных теплообменников для случая сухого теплообмена выполняют по известным методикам /53, 67, 82/, используя понятие эффективности теплообмена. Но применение без изменений, изложенного в работах /53, 67, 82/ теплового расчета для вентиляционных выбросов повышенного влагосодержания не возможно, так как необходимо учитывать следующую особенность работы я регенератора. В теплообменнике одновременно с переносом явной теплоты при конденсации влаги происходит перенос скрытой теплоты процесса абсорбции. Указанный фактор вызывает затруднения в решении подобных задач по существующим методикам, поэтому была разработана последовательность расчета /92/ с использованием одной движущей силы процессов тепломассообмена.
В основу алгоритма /92/ положены уравнения теплового потока, в которых в качестве потенциала суммарного переноса явной и скрытой теплоты принята энтальпия /100/. Расчет абсорбционного регенеративного вращающегося теплообменника начинается с вычисления скорости потоков в живом сечении _ и коэффициентов диффузии для пара по формуле (3.51).
Для определения диффузионного числа Нуссельта в блоках воздуха и абсорбционной жидкости на пластине воспользуемся критериальными уравнениями (3.49, 3.63). Так как формулы (3.50, 3.63) имеют приблизительно одинаковые степени при числах Re и Рг и отличаются в основном только постоянными, то для вращающейся насадки из пористых пластин диффузионный критерий Нуссельта можно вычислить с достаточной точностью по зависимости аналогичной (3.63) №(D/-0,21-Re0 67-Pr 36.. ...... (4.10). Уравнение (4.10) записано с учетом повышения эффективности тепломассообмена при вращении ротора в соответствии с (3.49).
Диффузионные числа Нуссельта, учитывающие взаимное влияние совместно протекающих процессов тепло- и массообмена, находим из соотношения (3.53). Определяем коэффициенты массоотдачи, в м/с, по формуле /» = (4.11) и, в кг/(м с), по выражению J = P-p. (4.12)
Коэффициент, учитывающий массоотдачу в блоках горячего и холодного воздуха, вычисляем по формуле =-rV- (4ЛЗ) — + — хх т2 Число единиц тепломассопереноса при утилизации теплоты влажных вентиляционных выбросов можно определить по выражению, аналогичному зависимости для переноса тепла конвекцией, 101 Gm;„ (4.14) где F — площадь поверхности теплообмена, м ;
Gmin - наименьшая величина из двух расходов, воздушных потоков, кг/с.. Чтобы избежать перетекания загрязнений в приточный воздух и создать лучшие условия для выпадения конденсата из вентиляционных выбросов расход нагреваемой среды в теплообменнике должен превышать расход абсорбирующей жидкости. Поэтому выражение (4.14) будет иметь вид а а (4-15) где G\ - массовый расход вентиляционных выбросов, кг/с.
Зная число единиц тепломассоперсноса можно, найти коэффициент, эффективности теплообменника с помощью уравнения ґ r\ -N„ G. 2) 1-ехр Ej = G (4.16) 1 -N G \--f- exp i) G2 где G - массовый расход нагреваемого воздуха, кг/с. Зависимость (4.16) получена на основании общего подхода /161/ к решению подобных задач.
При небольшой частоте вращения ротора п 0,04 с-1 (2,5 об/мин) коэффициент эффективности следует определять с учетом нестационарности тепломассообмена по формуле -лг G 2) 1-ехр Ej=I G, ЛГ. 1 Gl 1 1 Lexp ) G-, где П - коэффициент нестационарности (подразд.3.2). Вычислив коэффициент эффективности по полной теплоте, можно 102 определить параметры приточного и удаляемого воздуха после теплообменника из выражений /67/: для потока охлаждаемого воздуха JiK=Jw-Uw-J2u) ES 4Л8 для потока нагреваемого воздуха G J1K = -{JUi -JW) EJ + Л// (4.19) G2 где JUf, J{K, J2H JiK удельные энтальпии горячего на входе в теплообменник и на выходе из него, Дж/кг.
Таким образом, расчет вращающегося регенеративного теплообменника для влажных вентиляционных выбросов заключается в решении уравнений (3.51,4.3-4.13).
