INVESTIGATION OF A NEW CONTACT ELEMENT FOR THE ROTARY SPRAY APPARATUS
Abstract and keywords
Abstract (English):
The influence of the gas speed on the mass transfer coefficient in the gas phase, entrainment and hydraulic re-sistance of the new contact element of the spray apparatus is investigated. The multideck entrainment separator with different geometrical parameters (the width, the installation pitch, and the angle of the plates’ elevation) was tested. The allowable speed of the gas in the apparatus and construction of wall entrainment separator is substantiates. A comparative analysis of the results of similar studies is carried out.

Keywords:
Mass transfer, wetting, entrainment, hydraulic resistance, the load on gas.
Text
Publication text (PDF): Read Download

 

Введение

Роторные распылительные аппараты (РРА) с многократной циркуляцией и диспергированием жидкости на каждом контактном элементе (КЭ) яв­ляются перспективным видом оборудования для ап­паратурного оформления таких процессов, как рек­тификация и упаривание термолабильных смесей под вакуумом, мокрая пылеочистка и абсорбция га­зов с низкой потенциальной энергией [1–4].

Основные характеристики РРА (эффективность осуществляемых процессов, энергозатраты, произво­дительность по паровой (газовой) и жидкой фазам и др.) существенным образом зависят от конструктив­ных особенностей КЭ. Системный анализ РРА, вы­полненный в [5], подтверждает роль конструктивных элементов. В частности, отмечено, что совершенст­вование конструкции пристенного каплеотбойника на КЭ позволяет существенно повысить предельную нагрузку по газу и создать дополнительную, интен­сивно обновляющуюся поверхность контакта фаз, снизить энергозатраты и повысить производитель­ность.

Результаты исследования брызгоуноса на КЭ РРА наиболее подробно изложены в [6], где также отме­чается роль пристенных каплеотбойников (ПК) с точки зрения допустимой скорости газа в аппарате. Пристенный каплеотбойник позволяет снизить коли­чество вторичных капель, подверженных уносу, соз­дать дополнительную поверхность контакта фаз.

С целью повышения эффективности РРА и улуч­шения технико-экономических характеристик разра­ботан новый КЭ [7], отличающийся конструкцией ПК, однако данная конструкция не исследована, что затрудняет ее использование.

Цель работы – определение основных характери­стик нового КЭ РРА: коэффициента массоотдачи в газовой фазе, относительного брызгоуноса и гидрав­лических сопротивлений.

 

Объекты и методы исследований

Экспериментальные исследования выполнены на КЭ, представленном на рис. 1 [7]. Работа контакт­ного элемента осуществляется следующим образом. Рабочая жидкость из питающей чаши сливной та­релки 5 заборным устройством распылителя 3 пода­ется в диспергирующее устройство (перфорирован­ный цилиндр) и под действием центробежной силы выбрасывается в свободное пространство КЭ в виде струй и капель. Размер капель и скорость их полета определяются свойствами рабочей жидкости, диа­метром отверстий на поверхности диспергирующего устройства распылителя и угловой скоростью его вращения.

 

Рис. 1. Схема исследуемой конструкции КЭ: 1 – вал;    2 – корпус; 3 – диспергирующее устройство; 4 – газоходы; 5 – сливная тарелка; 6 – переточные трубы; 7 – направляю­щие лопатки; 8 – пристенный каплеотбойник

Достигнув пристенного каплеотбойника 8, капли ударяются о его пластины, скользят по ним, по кор­пусу 2 и далее стекают на сливную тарелку 5. Каса­тельный удар капель о поверхность пластин умень­шает вероятность образования вторичных капель и снижает брызгоунос. При касательном ударе боль­шая часть энергии ударяющихся капель расходуется не на дробление жидкой пленки, а на ее перемеши­вание. В результате образуется высокоразвитая и ин­тенсивно обновляющаяся поверхность межфазового контакта.

Из периферийной части тарелки 5 рабочая жид­кость по переточным трубам 6 поступает в ее пи­тающую чашу, откуда заборным устройством распы­лителя 3 вновь подается в диспергирующее устройство.

Избыток жидкости в объеме, равном количеству свежепоступившей, сливается на нижележащий КЭ по переливной трубе, расположенной в центре слив­ной тарелки 5 соосно валу 1.

Поднимающийся по аппарату газ (пар) на каждом КЭ движется вслед за факелом распыленной жидко­сти в условиях, близких к прямотоку, что обеспечи­вается соответствующим углом установки как на­правляющих лопаток 7 внутри газоходов, так и пла­стинок пристенного каплеотбойника 8. В результате газ (пар) сохраняет вращательное движение и прохо­дит с меньшим сопротивлением в каналах, образо­ванных наклонно установленными под углом 13...150 пластинками пристенного каплеотбойника 8. Двига­ясь вслед за факелом распыленной жидкости, газ (пар) поступает в зону пониженного давления, созда­ваемую летящими каплями. При организованных та­ким образом условиях движения газа (пара) снижа­ются затраты энергии на преодоление гидравличе­ских сопротивлений КЭ.

Вращательное движение потока газа (пара) уве­личивает эффект сепарации капель в пространстве между пластинками каплеотбойника, что снижает брызгоунос. Одинаковый угол наклона направляю­щих лопаток 7 и пластинок каплеотбойника 8 по на­правлению движения газа (пара) не только снижает гидравлическое сопротивление, но и обеспечивает дополнительную турбулизацию и обновление по­верхности межфазового контакта образованной пленкой жидкости на нижней стороне пластинок ка­плеотбойника. Благодаря этому повышается эффек­тивность проводимых процессов и снижается брыз­гоунос на КЭ.

Закрученное движение газа (пара) сохраняется по всей высоте за счет тангенциального ввода и вывода газа (пара) из аппарата, за счет направляющих лопа­ток 7, установленных под углом 13...150 к плоскости тарелки 5, в ее газоходах 4, за счет пластин каплеот­бойника 8, установленных у корпуса 2 с углом подъ­ема 13...150 по направлению движения газа (пара).

Все эксперименты на КЭ выполнены на системе воздух – вода при температуре (20±1) оС. Использова­лась питьевая вода из водопроводной сети. Расход воды измерялся ротаметрами РС-5 с набором смен­ных поплавков. Производительность распылителя определялась по общепринятой методике – путем отбора 1/92 части факела распыленной жидкости. Это основано на многократно проверенном многими исследователями факте, что факел распыленной перфорированным цилиндром жидкости обладает круговой симметрией по плотности потока.

Исследования выполнены на КЭ диаметром 0,25 м, использовался распылитель диаметром 0,075 м с     10 рядами отверстий диаметром 1,5*10-3 м, располо­женных в шахматном порядке с окружным шагом    tокр = 5*10-3 м и осевым шагом tос = 4,5*10-3 м, всего 460 отверстий.

На КЭ помещались различные конструкции ПК, характеристики которых приведены в таблице, а обо­значения – на рис. 1.

 

Характеристики ПК

 

ПК

b, мм

t, мм

α, град

FП, х10-3, м2

ПК-1

20

10

30

54,6

ПК-2

25

10

35

71,5

ПК-3

30

10

30

79,2

ПК-4

30

20

30

66,5

ПК-5

25

10

15

60

ПК-6

25

10

30

70,5

ПК-7

20

10

20

62,4

Примечание. Fп – суммарная площадь пластин ПК.

 

Частота вращения распылителя ω подбиралась исходя из условия получения объемно-поверхност­ного диаметра d32 = 1,1 мм, поскольку в каплях диа­метром менее 1 мм затухают конвективные токи, скорость капель U2 = ω∙r (где r – наружный радиус перфорированного цилиндра, м), находилась из вы­ражения [8]:

 

d32 = d00,580,280,34/(84*U20,850,34),

 

где d0 – диаметр отверстия истечения, м; ρ – плот­ность распыляемой жидкости, кг/м3; σ – поверхност­ное натяжение жидкости, Н/м; μ – коэффициент ди­намической вязкости жидкости, Па*с.

Необходимая частота вращения распылителя со­ставила 1500 об/мин.

Коэффициент массоотдачи в газовой фазе опре­делялся по известной методике (Ю.Н. Скрынник, О.С. Чехов, 1990) при адиабатическом испарении воды в поток воздуха. Для обеспечения минималь­ной погрешности получаемых данных воздух в уста­новку подавался с относительной влажностью не бо­лее 35 %. Параметры воздуха на входе и выходе из установки определялись с помощью цифрового тер­могигрометра «Термит» с погрешностью ±2,5 %. Ошибка в определении коэффициента массоотдачи по данной методике не превышает 10…15 %.

Брызгоунос определялся сепарационным методом – путем улавливания на вышерасположенной тарелке уносимых потоком воздуха капель с исследуемого КЭ. Для этого над тарелкой устанавливался жалю­зийный сепаратор, а газоходы были сверху ограж­дены отбойниками. Измерения выполнялись не ме­нее чем в 3 повторениях, расхождение не превышает 12…15 %. При анализе полученных данных брызго­унос e представлялся относительной величиной: кг унесенной жидкости на кг прошедшего за одно и то же время газа через КЭ.

Гидравлическое сопротивление исследуемого КЭ – сухого и орошаемого – измерялось с использова­нием микроманометра ММН-240. Выполнялось не менее 5 замеров, ошибка в измерении не превышала 10…12 %.

Исследования выполнены в диапазоне скоростей газа на КЭ – Uв = 2,9…4,2 м/с.

 

Результаты и их обсуждение

В РРА подобной конструкции массоотдача осу­ществляется главным образом при полете капель в свободном пространстве КЭ (β1) и при ударе их о по­верхность пленки жидкости на пластинах ПК и стенке КЭ (β2) (А.А. Авруцкий, Г.П. Соломаха, 1979). При использовании одного и того же распы­лителя на КЭ условия полета капель в свободном пространстве будут одинаковы, а следовательно, бу­дут равны значения β1 и поверхность контакта фаз, образованная при этом. Повышения значения сум­марного коэффициента массоотдачи (βGF) будут свя­заны с ростом β2.

Ввиду отсутствия сведений о поверхности кон­такта фаз в зоне удара на исследуемом КЭ рассмат­ривалось суммарное значение βGF (суммарный коэф­фициент массоотдачи в газовой фазе, отнесенный к площади поперечного сечения аппарата).

Анализ полученных данных показывает, что суммарный коэффициент массоотдачи βGF возрастает с увеличением скорости газа. Значения βGF для         ПК-1…ПК-4, ПК-7 во всем диапазоне скоростей газа от­личаются незначительно. Как следует из рис. 2, ПК-5 и ПК-6 обеспечивают существенно большее значе­ние βGF. На наш взгляд, это можно объяснить конст­руктивными параметрами ПК (см. таблицу). При одинаковых b = 25 мм, t = 20 мм для ПК-5 и ПК-6 они отличаются углом ά и величиной Fп. Для ПК-5   ά = 150, для ПК-6 ά = 300. Значения суммарного коэф­фициента массоотдачи несколько выше для ПК-5, хотя Fп ниже, чем у ПК-6. Можно утверждать, что условия массоотдачи на ПК-5 более благоприятные, чем на ПК-6 и тем более на остальных исследован­ных вариантах.

 

 

Рис. 2. Зависимость приведенного коэффициента мас­соотдачи от скорости газа: 1 – ПК-1; 4 – ПК-4; 5 – ПК-5;    6 – ПК-6

 

Сравнение полученных результатов с данными работы [9], которые были получены на ПК с верти­кально установленными пластинами, показывает следующее. Максимальная скорость воздуха в [9] со­ставляла        2,8 м/с, при этом в условиях увлажнения при рациональных параметрах βGF = 8,8 кг/(м2*ч(кг/кг))*10–3. Дальнейшее увеличение скоро­сти газа лимитировалось интенсивным брызгоуно­сом. В настоящей работе при Uв = 4,2 м/с для ПК-5 βGF = 9, а для ПК-6 –   βGF = 7 кг/(м2*ч(кг/кг))*10–3.

Анализ данных, представленных на рис. 3, пока­зывает высокое значение относительного брызго­уноса для ПК-5 и наименьшее для ПК-6 – при          Uв = 4,2 м/с е = 0,032 кг/кг.

 

 

Рис. 3. Зависимость относительного брызгоуноса от скорости газа: 1 – ПК-1; 4 – ПК-4; 5 – ПК-5; 6 – ПК-6

 

В работе [8] исследован брызгоунос на КЭ с ПК, выполненными в виде вертикальных пластин раз­личной геометрии, наименьший относительный брызгоунос для наиболее рациональных конструк­ций ПК при одинаковых скоростях жидкости состав­лял е = 0,048…0,05 кг/кг при Uв = 3,8 м/с.

Высокие значения брызгоуноса для ПК-5 обу­словлены геометрическими параметрами (см. таб­лицу) и в первую очередь малым углом наклона пла­стин ά. В этом случае образуется большее количе­ство мелких капель, подверженных уносу в зоне удара о пластинки ПК-5.

Результаты, полученные на ПК-5, не превышают общеизвестную допустимую величину брызгоуноса, равную 0,1 кг/кг. Более того, на ПК-6 получены меньшие значения брызгоуноса при больших скоро­стях газа, что свидетельствует о перспективности ис­следуемой конструкции.

 

 

Рис. 4. Зависимость гидравлических сопротивлений от скорости газа на сухом КЭ: 1 – ПК-1; 4 – ПК-4; 5 – ПК-5;    6 – ПК-6

 

Представленные на рис. 4 данные свидетельст­вуют об одинаковом характере зависимости потерь напора на неорошаемом (сухом) КЭ для всех испы­танных ПК. Причем ПК-5 обладает большим сопро­тивлением. ПК-1, ПК-4 и ПК-6 имеют близкие по­тери напора, но при Uв = 3,8…4,2 м/с наименьшие потери напора у ПК-1.

Из анализа рис. 4 и 5 следует, что потери напора на орошаемом КЭ ниже, чем на сухом, для всех ПК. Это можно объяснить наличием вентиляционного эффекта, создаваемого факелом распыляемой жид­кости. Капли факела, диспергированные вращаю­щимся диспергирующим устройством, обладая опре­деленным запасом энергии, эжектируют близлежа­щие слои воздуха. Газ, подаваемый на КЭ, попадает в зону разрежения, создаваемую летящими каплями, и движется в условиях, близких к прямотоку.

 

 

Рис. 5. Зависимость гидравлических сопротивлений от скорости газа на орошаемом КЭ: 1 – ПК-1; 4 – ПК-4;          5 – ПК-5; 6 – ПК-6

 

Из рис. 5 следует, что потери напора на КЭ с ПК-4 и ПК-6 наименьшие, причем при Uв ≥ 3,4 м/с они существенно ниже, чем при ПК-1 и ПК-5. Это свиде­тельствует, на наш взгляд, о том, что геометрические параметры ПК-4 и ПК-6 более благоприятные для прохождения воздуха в условиях орошения КЭ.

Гидравлическое сопротивление КЭ РРА с исполь­зованием ПК с вертикальными прямыми пластин­ками исследовано в [11], где показано, что при близ­ких к реализованным в данной работе условиях по­тери напора на орошаемом КЭ при Uв = 3,5…4,0 м/с составляют 220…250 Па.

Проведенные исследования показывают, что КЭ [7] с ПК-6 (b = 25 мм, t = 10 мм, ά = 300) обеспечи­вают более благоприятные аэродинамические усло­вия для прохода газа. В результате снижается гид­равлическое сопротивление орошаемой ступени, уменьшается относительный брызгоунос.

Это позволяет принять рабочий диапазон скоро­сти газа на КЭ [7] Uв ≤ 4,2 м/с, что не является пре­дельным значением. Значение коэффициента массо­отдачи в газовой фазе в рекомендуемом диапазоне скоростей газа в испытанном КЭ не уступает полу­ченным в предыдущих конструкциях КЭ РРА.

В целом следует считать, что КЭ РРА [7] является перспективной конструкцией, целесообразность промышленного использования которой вполне оче­видна.

 

References

1. Sorokopud, A.F. Tehniko-ekonomicheskie predposylki vybora racional'nogo pyleulovitelya / A.F. Sorokopud, M.I. Danilenko, S.A. Maksimov // Hranenie i pererabotka sel'hozsyr'ya. - 2002. - № 10. - S. 64-66.

2. Sorokopud, A.F. Koncentrirovanie plodovo-yagodnyh ekstraktov v rotornom raspylitel'nom isparitele / A.F. Sorokopud, N.G. Tret'yakova, P.P. Ivanov // Hranenie i pererabotka sel'hozsyr'ya. - 2004. - № 7. - S. 38-40.

3. Sorokopud, A.F. Ispol'zovanie rotornogo raspylitel'nogo absorbera dlya ulavlivaniya parov spirta pri bro-zhenii / A.F. Sorokopud, V.S. Kozymaev // Sovershenstvovanie suschestvuyuschego i razrabotka novogo oborudovaniya dlya pi-schevoy promyshlennosti: sb. nauch. rabot / Kemerovskiy tehnologicheskiy institut pischevoy promyshlennosti. - Vyp. 1. - Kemerovo, 2006. - S. 3-5.

4. Sorokopud, A.F. Sovershenstvovanie processov pivovarennoy promyshlennosti s ispol'zovaniem rotornogo raspylitel'nogo isparitelya / A.F. Sorokopud, A.V. Milen'kiy; Kemerov. tehnol. in-t pisch. prom-sti. - Kemerovo, 2009. - Rus. - Dep. v VINITI 03.08.09, № 514-2009.

5. Sorokopud, A.F. Primenenie sistemnogo analiza pri issledovanii rotornyh raspylitel'nyh apparatov // So-vershenstvovanie suschestvuyuschego i razrabotka novogo oborudovaniya dlya pischevoy promyshlennosti: sb. nauch. rabot / Keme-rovskiy tehnologicheskiy institut pischevoy promyshlennosti. - Vyp. 1. - Kemerovo, 2006. - S. 24-29.

6. Sorokopud, A.F. Issledovanie bryzgounosa v rotornom raspylitel'nom apparate / A.F. Sorokopud, E.A. Fedo-rov, V.S. Cherkasov, L.E. Ricberg // Teoreticheskie osnovy himicheskoy tehnologii. - 2001. - T. 35. - № 3. - S. 321-326.

7. Patent № 2342968. Rotornyy massoobmennyy apparat / Sorokopud A.F., Tuzovskiy E.S.; opubl. 10.01.2009, Byul. № 1.

8. Popov, D.M. Sovershenstvovanie processa dezodoracii moloka s ispol'zovaniem rotornogo raspylitel'nogo isparitelya: dis. ... kand. tehn. nauk. - Kemerovo, 2003. - 159 s.

9. Kozymaev, V.S. Issledovanie massoobmennyh harakteristik kontaktnogo elementa s cel'yu sozdaniya vysokoef-fektivnogo rotornogo raspylitel'nogo apparata: dis. … kand. tehn. nauk. - Kemerovo, 2004. - 122 s.

10. Sorokopud, A.F. Ob uvelichenii skorosti gaza v rotornom raspylitel'nom apparate / A.F. Sorokopud, T.G. Shevcova // Perspektivnye tehnologii i oborudovanie dlya pischevoy promyshlennosti. - Voronezh, 2004. - 154 c.

11. Sorokopud, S.V. Razrabotka i issledovanie rotornogo raspylitel'nogo skrubbera dlya ulavlivaniya pyli pische-vyh produktov: dis. … kand. tehn. nauk. - Kemerovo, 2003. - 144 s.


Login or Create
* Forgot password?