# Процессы и аппараты химической промышленности

П Г Романков, М И Курочкина

ББК 6П7.1 П845 УДК 66.02 (075.32)

Авторы: П. Г. Ромашов, М. И. Курочкина, Ю. Я. Мол-

о/серин, Н. Н. Смирнов

Рецензенты: зав. кафедрой процессов и аппаратов химической технологии Ивановского химико-технологического института Д-р техн. наук, проф. В. Н. Кисельников\ лам. директора по учебной работа Калининского хпмико-тсхиологичссною техникума II. Л. Белозерова

Процессы и аппараты химической промышленности* П845Учебник для техникумов/ П. Г. Романкои, М. И. Куроч-кина, Ю. Я. Мозжерии и др. — Л.: Химия, 1989.— 560 с.! ил.

1БВЫ 5—7245—0020—5

В учебнике рассматриваются основные технологические процессы н аппараты химической промышленности — гидромеханические, тепло-вые, массообменные, химические и механические.

Изложены теоретические основы типовых процессов химической

технологии, принципы действия важнейших аппаратов и методы их

расчета. Даны развернутые примеры расчета основных типов химических реакторов.

Книга предназначена для учащихся химико-технологических и по-литехнических техникумов.

„ 2801000000—176 Св. план для „„ „0 гг„ СПи

П ' 050(01)-88-сред. спец. учеб. 37~88 ББК 6П7Л

заведений

УЧЕБНИК ДЛЯ ТЕХНИКУМОВ

Романков Петр Григорьевич Мозжерии ЮрнЯ Яковлевич

Курочкина Мария Ивановна Смирнов Николай Николаевич

ПРОЦЕССЫ И АППАРАТЫ ХИМИЧЕСКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ

Редакторы: /О. К. Кузнецов, И. П. Шубная Техн. редактор Л. ¡0. Лингва Корректор Л. С. Александрова

ИБ № 2193

Сдано в набор 12.04.83. Подписано в печать 16.11.83. М-45721, Формат бумаги 00X90 1/10. Бумага тип. № 2. Гарнитура литературная. Печать высокая. Уел. печ. л. 35,0. Уел. кр.-отт. 35,0. Уч.-изд. л. 37,0. Тираж 43 750 экз. Зак. 1017. Цена 1 р. 60 к.

Ордена Почета издательство «Химия», Ленинградское отделение. 191186, г. Ленинград, Д-186. Невский пр., 28.

Ленинградская типография № 2 головное предприятие ордена Трудового Красного Знамени Ленинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой Союзполиграф-лрома при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли. 108052, г. Ленинград, Л-52, Измайловский проспект, 29.

¡ЭВЫ 5—7245—0020—5 © Издательство «Химия», 198$

СОДЕРЖАНИЕ

Температурное поле и температурный градиент. Тепловой поток . . 184

7.3. Осно'вы выбора выпарных аппаратор. Конструкционные--материалы 262

10.4. Схемы абсорбционных установок непрерывного действия ..... 329

Пневмо- и гидротранспорт.................

20.2. Расчет производительности и расхода энергии транспортных уст-

548

роиств

ВВЕДЕНИЕ

КРАТКИЙ ИСТОРИЧЕСКИЙ ОЧЕРК ПРОЦЕССОВ И АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ

В кипгс «К познанию России» (1906 г.) Дмитрий Иванович Менделеев изложил сноп идеи о путях развития отечественной •промышленности с использованием наиболее передовых технологических приемов. Эти идеи были истоком первой научной школы химической технологии, зародившейся в Петербургском технологическом институте (ныне Ленинградский технологический институт им. Ленсовета).

В течение 40 лет преподанал в Технологическом институте профессор Александр Кириллович Крупский. Он впервые обратил внимание на то, что на большинстве предприятий химической и смежных отраслей промышленности встречаются одни и тс же процессы, одни и те же конструкции химических аппаратов и другого оборудования (фильтры, центрифуги, теплообменники, ныпарпые установки, ректификационные установки и др.). А. К. Крупский предложил рассматривать все типовые процессы и аппараты химической технологии с единой точки зрения и встал на путь обобщения в области теории этих процессов. Профессор А. К. Крупский по праву считается основоположником науки о процессах и аппаратах химической технологии в нашей стране. Следует отметить также его большой вклад в разнитие химической промышленности.

Эстафету от А. К- Крупского принял академик Дмитрий Петрович Коновалов, получивший широкую известность как выдающийся ученый в области физической химии растворов.

Д. П. Коновалов активно поддерживал преподавательскую деятельность профессора Леонида Философовича Фокина, который начал работать еще с 1908 г. под руководством А. К. Крупского. В 1915 г. Л. Ф. Фокин начал читать новый курс «Методы и орудия химической техники». Он опубликовал две части читаемого им курса в виде монографий «Обработка газов» (1923 г.) и «Обработка жидкостей» (1925 г.). Это были первые учебные пособия по курсу, который впоследствии стал называться курсом процессов и аппаратов.

Следует отметить, что одновременно с этими изданиями было опубликовано подобное учебное пособие и в США (авторы Уокер, Льюис и Мак-Адамс), которое в дальнейшем было пере-1н‘дсио па русский язык под редакцией профессора Константина

Феофановича Павлова под названием «Типовая химическая аппаратура».

К. Ф. Павлов широко известен не только как видный деятель советской высшей школы, отдавший 25 лет своей жизни делу подготовки инженеров-химиков, но и как крупный специалист, много сделавший для развития химического машиностроения, реализации новых химических производств и для становления новой научной дисциплины — процессов и аппаратов химической технологии. В 1921 г. К. Ф. Павлов закончил Петроградский университет по химическому отделению физико-математического факультета и, глубоко заинтересовавшись вопросами развивающейся химической промышленности, поступил на химический факультет Технологического института. В 1926 г. он блестяще закончил этот институт, а в 1929 г. возглавил кафедру общей химической технологии и химической аппаратуры. В 1929 г. им была опубликована первая в стране книга «Методы расчета химической аппаратуры», явившаяся основным учебным пособием по курсу химической аппаратуры.

Ученик К- Ф. Павлова член-корреспондент АН СССР Петр Григорьевич Романков создал и возглавил современную ленинградскую научную школу по процессам и аппаратам химической технологии. Он заведовал кафедрой процессов и аппаратов ЛТИ им. Ленсовета в течение 45 лет. На кафедре была создана образцовая лаборатория по процессам и аппаратам.

К числу основоположников курса процессов и аппаратов наряду -с Л. К. Крупским относится профессор Иван Александрович Тищенко — крупный специалист в области технологии сахара, известный своими работами по расчету многокорпусных выпарных установок. Он был первым ректором МХТИ им. Д. И. Менделеева. К московской научной школе относятся также академик Николай Михайлович Жаворонков, Андрей Георгиевич Касаткин, Нисон Ильич Гельперин, Виктор Вячеславович Кафаров (ныне академик и заведующий кафедрой кибернетики химико-технологических процессов МХТИ им. Д. И. Менделеева), Александр Николаевич Плановский, Алексей Митрофанович Кутепов и другие. Наряду с ленинградской и московской научными школами в нашей стране имеются киевская (Всеволод Николаевич Стабников), воронежская ,(Марк Ефимович Кишиневский), львовская (Григорий Абрамович Аксельруд)' и другие школы.

Существенный вклад в развитие науки о процессах и аппаратах внесли и вносят зарубежные ученые из Массачузетского технологического института в США (Уокер, Льюис, Мак-Адамс, Гиллиленд, Шервуд и др.), Кэмбриджского университета в Англии (Данквертс, Дэвидсон, а также Ричардсон и Коулсон), Варшавского политехнического института в ПНР (Циборов-ский) и т. д.

КЛАССИФИКАЦИЯ ОСНОВНЫХ ПРОЦЕССОВ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ

Основные процессы химической технологии по своей природе разделяются на пять классов; 1) гидромеханические; 2) тепловые; 3) массообменные; 4) химические; 5) механические (меха-нотехнологические). В каждом классе объединены химико-технологические процессы, характеризуемые законами, относящимися к данной области науки и определяющими скорость процесса.

Если процесс характеризуется признаками двух начал (Например, массообмена и термодинамики), то принадлежность к тому или иному классу определяется его целенаправленностью. Например, сушка — одновременно массообменный и тепловой процесс, однако цель его заключается в диффузионном удалении влаги, поэтому сушку относят к классу массообменных процессов.

Классы делятся на подклассы, различающиеся по физикохимической (или физической) сущности процессов. Так, класс «Гидромеханические процессы» может быть разделен на подклассы: 1.1 — образование неоднородных систем; 1.2 — разделение жидких неоднородных систем; 1.3 — разделение газовых неоднородных систем; 1.4 — перемещение жидких и газовых систем.

Подклассы обозначают двумя цифрами, где первая соответствует номеру класса в схеме, а вторая — номеру подкласса. Например, в классе «Тепловые процессы» можно выделить:

2.1 — процессы, идущие с изменением агрегатного состояния;

2.2 — без изменения агрегатного состояния; в класс «Массообменные процессы» входят: 3.1—тепломассообмепиые; 3.2—■

сорбционные; 3.3 — экстракционные; 3.4 — электродиффузион-ные; 3.5 — мембранные и др.; и класс «Механические процессы»:

4.1 — разделение твердых тел; 4.2 — измельчение; 4.3 — смешение; 4.4 — формообразование; 4.5 — дозирование и т. д.

Подклассы в свою очередь делятся на группы процессов, отличающихся способом осуществления или целенаправленностью. Например, подкласс «Образование неоднородных систем» разделяется па следующие группы: 1.2.1—перемешивание;

1.2.2— диспергирование; 1.2.3 — псевдоожижение; 1.2.4 — пено-образование.

Группы процессов делятся на подгруппы по способу осуществления или отличию агрегатного состояния вещества в начале либо в конце процесса. Например, группа «Перемешивание» включает подгруппы: «Перемешивание циркуляционное», «Перемешивание пневматическое», «Перемешивание механическое».

Подгруппы процессов делятся на виды по условиям проведения промесса или различию его аппаратурного оформления. Так, подгруппа гЦентрифугирование осадительное» включает следующие шим процессов: «Центрифугирование осадительное периодическое» и «Центрифугирование осадительное непрв'! рывное».

На последней классификационной ступени виду аппарата соответствует название типа аппарата, в котором данный процесс осуществляется.

Такая классификационная система основных процессов химической технологии удобна еще и тем, что дает возможность установить единую номенклатуру типовой химической аппаратуры, используемой для проведения этих процессов, и может служить основой для составления классификации машин и аппаратов химической технологии.

Четкая классификация необходима и для планирования научных исследовании, при оценке полноты информации и для решения целого ряда экономических задач (планирование закупок, поставок и др.).

Такая классификационная система удобна также тем, что она может быть при необходимости (например, при разработке новых процессов) продолжена как по горизонтали, так и по вертикали без нарушения принятой цифровой системы кодирования.

Известны и другие классификационные схемы, отличающиеся классификационными признаками, такими как принцип действия, движущая сила и т. п.

По способу организации процессы можно разделить на периодические и непрерывные,

Раздел I

ГИДРОМЕХАНИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ И АППАРАТЫ

Гидромеханика — наука, изучающая равновесие и движение Жидкости, а также взаимодействие между жидкостью и твердыми частицами, погруженными в жидкость полностью или частично.

По принципу целенаправленности гидромеханические процессы химической технологии можно разделить на: 1) процессы перемещения потоков в трубопроводах и аппаратах (что связано с различием видов и способов движения жидкостей, газов и их смесей); 2) процессы, протекающие с разделением неоднородных систем (осаждение, классификация, фильтрование, центрифугирование) , и 3) процессы, протекающие с образованием неоднородных систем (перемешивание, псевдоожижение и др.).

ГЛАВА 1

ОСНОВЫ ПРИКЛАДНОЙ ГИДРАВЛИКИ

Законы гидромеханики и их практические приложения изучают в гидравлике. Гидравлика состоит из гидростатики и гидродинамики.

В гидростатике изучают законы равновесия жидкостей и га-8ов, в гидродинамике — законы их движения.

Гидродинамические закономерности в значительной степени определяют ход процессов теплопередачи, массопередачи и химических реакций в промышленных аппаратах.

Во всех химических производствах транспортируют и перерабатывают жидкое, газообразное, твердое сырье (или их смеси) в разнообразные химические продукты, также имеющие различные агрегатные состояния.

1.1. ГИДРОСТАТИКА

Условия равновесия жидкостей и газов определяются силами, действующими на некоторый объем жидкости. При этом делается допущение, что все пространство в данном объеме непрерывно (сплошным образом) заполнено веществом. Силы, действующие на выделенный объем жидкости, в зависимости от области приложения делятся на внешние и внутренние. По своей природе (или по характеру действия) силы делятся на поверхностные и массовые (объемные).

Жидкости [1 газы отличаются сплошностью *> и текучестью (легкой подвижностью).

При изучении законов равновесия жидкостей и газов используют понятия об идеальной (гипотетической) и реальной жидкостях. Идеальная жидкость обладает бесконечно большой текучестью. Она абсолютно несжимаема под действием давления, не изменяет плотности при изменении температуры и не обладает внутренним трением (вязкостью). Реальные жидкости делятся на капельные (собственно жидкости) и упругие (газы и нары). Капельные жидкости практически несжимаемы и обладают малым коэффициентом объемного расширения. Объем упругих жидкостей сильно изменяется при изменении температуры и давления.

Прежде чем перейти к подробному расссмотрению основных физических свойств жидкостей (плотность, давление, вязкость и т. д.), следует обратить внимание на то, что числовые результаты расчетов зависят от выбора единиц измерения физических величин.

Системы единиц измерения физических величин

В результате расчетов получают числовые значения величин, зависящие от выбора единиц измерения, входящих в определенные системы единиц измерения (МКС, МКГСС, СГС, СП и др.) или внесистемных.

Согласно СТ СЭВ 1052—78 в нашей стране принята Международная система единиц (СИ). 3 января 1982 г. введем в действие также ГОСТ 8.417—81 на единицы физических величин.

Переводные множители для приведения единиц других систем (и внесистемных) в СИ приведены, например, в задачнике по курсу процессов и аппаратов химической технологии [2].

Основными единицами СИ в расчетах по процессам и аппаратам являются метр (м), килограмм (кг), секунда (с) и Кельвин (К). В качестве единицы количества вещества дополнительно введен моль.

Основные физические свойства жидкостей

Плотность. В общем случае плотность характеризует распределение массы в пространстве, занятом жидкостью или газом,

При движении жидкости (газа) условие сплошности выполняется, ес^й 'лаптейны£; 'рязмерйР'Области течения велики по сравнению с длиной свЬЙодйог&'геЗй5м^молекул;;(или с амплитудой их колебаний).

и для любой точки этого пространства

р= Um 4^. (i.l)

д/-*о Д*

где Дт — масса, заключенная в объеме AV.

При расчетах пользуются средним значением плотности вещества в некотором объеме:

р =Ам/ЛК. (1.2)

Единица измерения плотности в СИ — 1 кг/м3.

Для капельных жидкостей при технических расчетах р =* *= const. Например, для воды р= 1000 кг/м3 в широком диапазоне температур (0—100 °С). Для упругих жидкостей (газы, пары) плотность зависит от температуры и давления: р=* *=f(p, Т).

По закону Менделеева — КлапеПропа из курса физики известно, что плотность упругих жидкостей (в кг/м3):

М Т„р

(1.3)

22,\ Тръ '

где М — мольная масса газа (пара), кг/кмоль; Го = 273 К; Ра = = 0,1013 МПа = 7С>() мм рт. ст.; р— среднее давление среды, в таких же единицах как и ра\ Т — средняя температура, К; 22,4 — мольный объем газа (пара), м3/кмоль.

Следует отмстить, что М/22,4 — р0. Например, для воздуха ро — 29/22,4 = 1,293 кг/м3.

Плотность смеси газов:

Рем = #iPi + УгРг + •>. (1.4)

Здесь уI, у2, ...'—объемные доли компонентов смеси; pi, р2, ... — плотности соответствующих компонентов, кг/м3.

Плотность смеси рсм жидкостей (при условии, что при их смешении не происходит существенных изменений, например, объема) приближенно может быть вычислена по формуле

Рсм *=» (*i/p0 + (Я2/Р2) + - • ч (1.5)

где fi, Т2, ... — массовые доли компонентов смеси.

Удельный вес. Иногда в технике используют понятие веса G (силы тяжести) единицы объема:

■у = AG/AV = Amg/AV = pg, (1.6)

где g— ускорение свободного падения м/с2.

Единица измерения удельного всса в СИ — 1 Н/м3.

Удельный объем. Для характеристики распределения массы вещества в пространстве иногда применяют удельный объем и,

1> Для технических расчетов принимают £ = 9,81 м/с2. В общем случае величина зависит от координат места, в котором осуществляется измерение ускорения свободного падения,

о в 1/р.

Гидростатическое давление. В результате действия поверхность],ч и массовых’(объемных) сил внутри жидкости возникает тик называемое гидростатическое давление.

Выделим некоторую площадку АF внутри объема покоящейся жидкости. Независимо от положения площадки в простран« стве, в данной точке объема жидкость будет давить на нее с некоторой силой ДР, направленной по нормали. Отношение ЛР/АГ представляет собой среднее гидростатическое давление, а предел этого отношения при А/7-*-0 носит название гидростатического давления в данной точке:

Р— üm -тС-. (1-8)

д?-»о

, Единица измерения давления в СИ — 1 Па.

Гидростатическое давление в данной точке одинаково по всем направлениям (нначе происходило бы перемещение жидкости).

В разных точках гидростатическое давление различно и является функцией координат: р ю}(х, у, г), т. е. меняется при изменении глубины погружения в жидкость.

Вязкость. Это физическое свойство является мерой сопротивления, оказываемого жидкостью (газом) при относительном сдвиге отдельных частиц. Подробнее см. раздел 1.2.

Дифференциальное уравнение рпвновесия жидкости (газа) Эйлера

Для вывода уравнения Эйлера выделим в покоящейся жидкости при р = const элементарный объем dV в виде прямоугольного параллелепипеда со сторонами dx, dy и dz (рис. 1.1) и установим зависимость давления в точке от действующих в жидкости массовых сил в условиях равновесия. Например, на нижнюю грань параллелепипеда действует сила, равная pdxdy, а на верхнюю

(p+föd2)dxdg

 | (P+jß11*Otyfr

(р + dz^ dx dy. Сила тяжести рgdxdydz объема dV направлена вниз. Элементарный объем dV будет находиться в равновесии, если сумма про- v£ екций действующих сил на

 | "3«|päxäy 'р gdxdydzк“

каждую ось координат равна нулю. Баланс сил можно записать для оси х: р dy dz — (р + dy dz = 0;

для оси у. р dx dz — (/; + ~-dz^ dx dz = 0; для оси г: р dx dy —

—- (р + S^-dz'j dx dy — pg r/x dy dz = 0. Упрощаем полученные

уравнения: — ~^dxdi/dz = 0; — ~ dy dx dz--O', ——^-dzdxy^ Xdy — pgdxdydz = Q. Так как dx dy dz — dV ф0, то

-$•-* -§•-«-»■ <■•» Мы получили систему дифференциальных уравнений равновесия Эйлера.

Основное уравнение гидростатики

Первые дна уравнения (1.9) выражают независимость давления р от координат х и //. Поверхностями равного давления

Являются горизонтальные плоскости. 13 результате интегрирования третьего уравнения (при [> = const и g = const) получим:

— р = Рй'-г + С, (1.10)

где С — константа интегрирования.

Уравнение (1.10), записанное в виде

+2 = const, (1.11)

pg

?1звестно как основное уравнение гидростатики. В нем первый член уравнения p/{pg) представляет собой статический (или пьезометрический) напор, характеризующий удельную потенциальную энергию жидкости (энергию, приходящуюся на единицу веса жидкости). Второй член уравнения z — это так называемый геометрический напор. Из уравнения (1.11) следует, что сумма статического (пьезометрического) и геометрического напоров (в м) для поверхностей любого уровня постоянна. Уравнение (1.11) выражает полный гидростатический напор.

Уравнение Паскаля

Из основного уравнения гидростатики можно получить известное уравнение Паскаля. Для этого рассмотрим сосуд с покоящейся жидкостью (рис. 1.2), постоянное давление на поверхности которой равно ра (в открытом сосуде р0 равно атмосферному давлению). Для двух сечений (уровней z0 и г) имеем!

Обозначим — г = Л, тогда

р — Ра + рй*-

1- |  | Рог « л | 
 | ~-- |  | 

(1ЛЗ)

Это уравнение позволяет рассчитать давление в любой точке объема жидкости.

Уравнение Паскаля (1.13) является выражением общего закона гидростатики, который формулируется следующим образом: давление в любой точке покоящейся жидкости (и данной горизонтальной плоскости) складывается из внешнею давлении ро и давления столба жидкости р^/г. Давление столба жидкости равно весу столба жидкости pg высотой к (от поверхности до данной точки) . и с площадью основания, равной единице.

Закон гидростатики в такой формулировке справедлив как для несжимаемых жидкостей, так и для сжимаемых, т. е. для всех жидкостей, газов и их смесей.

Уравнение Паскаля широко используется при расчете различных гидростатических приборов и машин (гидравлических прессов, и-образных манометров и т.д.).

Особенно *1асто применяют на практике известное из курса физики выражение закона Паскаля: давление на поверхность жидкости, произведенное внешними силами, передается жидкостью одинаково во всех направлениях, т. е. р = }(х,у, г).

1.2. ГИДРОДИНАМИКА

Основные задачи гидродинамики классифицируют как внутреннюю, внешнюю и смешанную. К внутренней задаче относят движение жидкостей и газов по трубам и каналам, к внешней — движение твердых частиц в • газе или жидкости, к смешанной — движение жидкостей и газов через слой.

Перед изучением законов движения жидкостей и газов; необходимо получить представление еще об одном важном физическом свойстве реальных капельных и упрутх жидкостей (кроме плотности и давления)—вязкости.

Вязкость

Вязкость является результатом действия касательного на* пряжения (трения) между соприкасающимися слоями жидкости, вследствие чего эти слои движутся с различными скоростями (рис. 1.3). ' ■

^ ■> + А и>

жидкости

Слои<_ Для расчета силы трения

обычно используют закон Ныогона *>. Этот закон обобщенно характеризует механические свойства сплошных сред и распространяется на воду,

воздух, спирты и многие другие жидкости и газы. Ньютонов

скими называют жидкости, удовлетворяющие обобщенному закону Ньютона в форме:

'Ч-|*Зг. <1Л4>

Здесь Ргр — сила трения, Н; Р — площадь поверхности слоя, м2; йа>,Ш» » Ааи/Дп — градиент скорости; ц. — динамический коэффициент вязкости[21];

ш — скорость слоя жидкости; <1п — расстояние между двумя слоями по

нормали.

Это выражение можно записать в другой форме:

/*Г п 11

"У, —^ = ,1--, (1.15)

где тсд — напряжение сдвига (илкрпжепш' »нутроннсго трения), Па.

Напряжение внутреннего трении т<-д, возникающее между слоями жидкости при ее течении, прямо пропорционально градиенту скорости по нормали.

В расчетах часто используют кинематический коэффициент вязкости (кинематическую вязкость):

V = ц/р- (1.16)

Единицы измерения ц и г в СИ — 1 Па ■ с и 1 м2/с, соответственно.

Динамический коэффициент вязкости для газов при температурах, отличных от 0°С, рассчитывают по формуле:

273 + С ( Т V’/2 „

“= ^0 т + с I 273 ) ’ ( ^

где Цо — динамический коэффициент вязкости при 0°С; Т — температура, К; С — постоянная Сатерленда, зависящая от свойств газа (например, для воздуха С = 124, для аммиака 626, для водорода 73).

Для газовых смесей динамический коэффициент вязкости рассчитывают по приближенной формуле:

Мсм/Исм = (0.М./Ц,) + (У2М2/ц2) + ... (1.18)

*> Закон Ньютона для трения иногда называют законом Ньютона — Пет

рова. Н. П. Петров — автор гидродинамической теории смазки, профессор Петербургского института путей сообщения.

2) Динамический коэффициент вязкости часто называют просто вязкостью или динамической вязкостью.

Здесь AU, Mi, M2, s г.»» мольные массы смеси газов и отдельных ком-' понентов; |ЛСМ, Ць ^.... — соответствующие динамические вязкости; у и t/2, ... — объемные доли компонентов в смеси.

Динамический коэффициент вязкости'для смесей нормальных (неассоциированных) жидкостей можно определить из зависимости:

lgi*CM = *l lgHl + X2igtl2 + ..., (1-19.)

где |iсм, ni, р-2, . •. — динамические коэффициенты смеси и отдельных компонентов, соответственно; Х\, х2, ,..— мольные доли компонентов в смеси.

Для разбавленных суспензий динамический коэффициент вязкости |хс определяют по эмпирическим формулам в зависимости от содержания твердой фазы Сги (по объему):

а) при С-,,, < К) %

Не = |1ж (1 + 2,5ф); (1.20)

б) при Ств-^30 %

0,59 ,, П|Ч

Не —Иж (0 77_ф)2 . (L21)

где |1Ж ■—динамический коэффициент чистой жидкости; ф — объемная доля твердой фазы в суспензии.

Значения ц для жидкостей и газов при различных температурах, необходимые для расчета, определяют по номограммам и диаграммам, имеющимся в справочной литературе [1—3], или рассчитывают по приведенным выше формулам.

Влияние температуры и давления. Зависимость вязкости капельных жидкостей от давления (приблизительно до 10 МПа, т. е. 100 кгс/см2) ничтожна, поэтому в технических расчетах ею пренебрегают.

У капельных жидкостей с повышением температуры уменьшаются силы межмолекулярного сцепления — вязкость понижается (рис. 1.4).

С повышением температуры у газов возрастает число соударений. молекул, внутреннее трение увеличивается, вязкость повышается.

Рае. 1.4. Завасаиость кхзхости жидкостей и raso* от температуры

Рис. 1.5. К определению вязкости по правилу линейности

В тех случаях, когда отсутствуют справочные данные о вязкости при нужной температуре, причем существуют трудности экспериментального определения искомой величины, используют правило линейности. При этом результаты расчета, будут тем надежнее, чем ближе по физико-химической природе исследуемая жидкость и эталон (например, вода и водные растворы солей, гептан и предельные углеводороды и т. п.).

Линейность однозначных химико-технических функций. В 1936 г. К. Ф. Павловым было установлено, что технические функции для двух сопоставляемых систем могут быть представлены в виде лннейнон взаимной зависимости. Пользуясь этим правилом, можно, например, определить вязкость жидкостей:

в»»| —

К.

(1.22)

Здесь и температуры жидкости при двух значениях вязкости

|(] и (Х2; 0^ и 6^ — температуры -яблонной жидкости при тех же значениях вязкости.

В качестве эталонной выбирают жидкость, для которой широко представлена зависимость ц = /((«)). По значению ©* (рис. 1.5) определяют Цд- Это и будет вязкость исследуемой жидкости при интересующей нас температуре.

Закон линейности распространяется также на температуры кипения, кристаллизации и т, д.

Ньютоновские и неньютоновские жидкости

Закон трения Ньютона справедлив для всех газов и многих жидкостей с низкой молекулярной массой (ньютоновские жидкости). Однако ряд жидкостей (например, растворы полимеров, пасты, суспензии) обнаруживают более сложные вязкостные свойства, которые пс могут быть описаны законом Ньютона (неньютоновские жидкости). Для неныотоповских жидкостей вязкость зависит не только от параметров состояния, но и от условий течения. Зависимость между касательным напряжением

сдвига и градиентом скорости тсд = = \ийхю/(1п может быть представлена графически. Такая зависимость назы-вается кривой течения (рис. 1.6). На рисунке нанесены кривые: 1 — ньютоновские жидкости; 2—пластичные, или бингамовские, жидкости (суспензии, мокрый песок, глины, пасты). Для бингамовских жидкостей малое

Рис, 1.6, Кривые течения жидкостей.

Жидкости: 1 — ньютоновская; 2—биигамовская; |«7 п се вдо л ластичная; 4 —дилатантная касательное напряжение, сдвига не вызывает текучести (они лишь изменяют форму); при т > то начинается течение, и в дальнейшем они ведут себя как ньютоновские жидкости. Уравнение кривой течения для них:

т — т0 = цпл-~, (1.23)

где ц,„л — коэффициент пропорциональности, называемый пластичной вязкостью.

Кривая 3 представляет псевдопластичные жидкости (например, растворы полимеров). Такие жидкости начинают течь при самых малых касательных напряжениях, но коэффициент вязкости их изменяется, уменьшаясь с увеличением градиента скорости. Днлатаптпые жидкости (суспензии с большим содержанием твердой фазы) характеризуются возрастанием коэффициента вязкости с увеличением градиента скорости (кривая 4).

Псевдопластичные и дилатантные жидкости характеризуются кажущейся вязкостью:

Существуют неньютоновские жидкости, у которых зависимость между касательным напряжением и скоростью сдвига изменяется во времени (тиксотропные и реопектантные жидкости). Для тиксотропных жидкостей увеличение продолжительности воздействия напряжения сдвига определенной величины может привести к разрушению структуры среды и возрастанию текучести (например, кефира при взбалтывании). Для реопек-тантных жидкостей с увеличением воздействия напряжения сдвига во времени текучесть среды снижается.

Скорость и расход жидкости

Движение сплошной среды характеризуется скоростями ее частиц. Каждая ‘частица в определенный момент времени имеет свою скорость и направление. Движение называется установившимся (или -стационарным), если поле скоростей не изменяется во времени, и неустановившимся, если оно зависит от времени[1]). Для установившегося движения к> = /(*, у, г), для неустановившегося а> = Кх, у, г, т). примером иеустановивше-гося движения является истечение Жидкости из .отверстия. При переменном уровне жидкости в резервуаре скорость истечения будет меняться в зависимости от изменения высоты- напора. Поэтому для каждого значения измеренной скорости следует указывать также и момент времени, которому она соответствует}.

В отдельных случаях характер движения зависит от выбора система' координат.

Неустановившееся движение можно наблюдать также при пуске аппаратуры.

На практике обычно пользуются понятиями средних скоростей, причем усреднение скорости производят или по площади некоторого сечения, или по времени.

Рассмотрим движение жидкости по трубе постоянного поперечного сечения (внутреннюю задачу гидродинамики). Скорость жидкости по сечению трубопровода переменна: наименьшая ,у стенок трубы и наибольшая по оси. Во многих случаях закон распределения скоростей в поперечном сечении неизвестен и его трудно учесть. Поэтому в расчетах обычно используют фиктивную среднюю скорость. Средняя скорость потока в данном сечении — это такая одинаковая для всех точек сечения скорость, при которой расход жидкости будет тем же, что и при действительном распределении скоростей; эта скорость ш (в м/с) определяется отношением объемного расхода жидкости V (в м3/с) к площади поперечного сечения / (в м2) потока.

Расходом жидкости называется се количество, протекающее через поперечное сечение потока в единицу времени. Уравнение расхода представляет собой частный случай закона сохранения и описывает материальный баланс движущейся жидкости (газа).

Уравнение объемного расхода (в м3/с):

У = ш/. (1.24)

Уравнение массового расхода (в кг/с):

(1.25)

где п — плотность жидкости,

В промышленной практике, при расчете внутризаводских трубопроводов, принимают ориентировочные значения средней скорости потока, приведенные в табл. 1.1.

Таблица 1.1Ориентировочные значения средней скорости потока
Поток | Средняя скорость ш, м/с
Газы при естественной тяге | 2—4
Газы при атмосферном (или бливком к нему) давлении в вен* тиляционных газоходах и трубопроводах | 5-20
Жидкости при движении самотеком | 0,1—0,5
Жидкости в напорных трубопроводах Водяной пар при абсолютном давлении раос! | 0,5-2,5
£3=4,9- Ю4 Па | 15-40
(1,96 4,9) ■ 104 Па | 40—60

Уравнение неразрывности

Расчетное уравнение неразрывности (сплошности) для жидкости, протекающей по трубопроводу переменного сечения (но без отводов и разветвлений), может быть получено следующим образом.

Возьмем трубопровод переменного сечения (рис. 1.7). Выясним, как происходит изменение скорости при установившемся режиме при переходе от сечения 1 к сечсншо 2. Приход массы в сечение /: /И1 = р1ш,/1. Приход массы н сечение 2: М2 =* 1=3 р2*02/2. установившемся режиме накопления массы в вы

деленном объеме не происходит, стенки трубопровода непроницаемы, следовательно, Afi=M2:

pi^ifi = рагйг/а пли р®/*—const. (1.26)

Если Р = const, ТО W\f\=*W2f2 ИЛИ wf = const — V.

В установившемся потоке жидкости средние по сечениям скорости обратно пропорциональны площадям этих сечений.

Следует отметить, что уравнение неразрывности является выражением закона сохранения массы.

Дифференциальные уравнения движения

вязкой несжимаемой жидкости (уравнения Навье — Стокса)

При перемещении потока в нем действуют силы тяжести, давления и внутреннего трения. В соответствии с принципом Да-ламбера сумма всех действующих в потоке сил равна произведению его массы на ускорение. Таким образом уравнение движения вязкой жидкости может быть получено в результате рассмотрения баланса действующих в потоке сил (как объемных, так и поверхностных).

жидкости выделим элементарный объем йУ = (1х(1у(1г в форма прямоугольного параллелепипеда (рис. 1.8). Рассмотрим проекции действующих сил.

В потоке движущейся

Ргр(а)

dy

 | ¡а-. | У |  | -<ке
/ |  | У | 
се

1. Объемные силы: Xpdxdydz, где А' —проекция ускорения равнодействующей объемных сил на ось х.

2. Силы давления: р dy dz — (р + %?dx) dy dz — — dx X X dy dz.

3. Силы трения. Для их определения примем временно допущения: жидкость движется только в направлении оси х; скорость движения слоев жидкости изменяется только вдоль оси у, возрастая с увеличением у. Поскольку изменений по координате г в таком случае ист, представим выделенный элемент в плане (рис. 1.9).

Силы трения действуют па поверхностях граней а и б. Более медленные слои жидкости затормаживают слой а, а более быстрые слои жидкости ускоряют движение слоя б. По закону Ньютона о силе трения:

o(wx+~-i-dy\

n I I Лы’т ,, , , V ду )

л> (а) |1 </*</■? ()i/ ; I тр — (a dx (lz

Результирующая действия сил трения: ртр U.) + „ («> - - tU tU + Ц At A + \xdxdz dy -

дгхюх 0уг

Если скорость изменяется по всем осям координат, то ре* зультирующая сила трения равна

( д2и>х , d3wx , дги>х ^ « t • *1{-Шг + 'ЛГ + -Ш-)аха!'аг-

Сумма проекций сил, действующих на ось х, будет равна произведению массы выделенного элемента на проекцию ускорения:

- О Лх ЛII (/2 т* А’О /1х Ли с!2--(

- -- р dx dy dz та А’р dx dy dz — dx dy dz +

' +

После упрощений (делим на р и сокращаем на dxdydz) по

лучим:

Аналогично

тг-*-} 45-+’’*•*■ <li7>

dw,> — у—(i.28)

dx р ду

— z- — + vV2»* (1.29)

dt р дг

* ’ ’

и окончательно имеем систему уравнений Навье—Стокса (1.27)[-(1.291,

Здесь, например для оси х, йи>х!(1х — полная производная скорости во времени (субстанциональная производная):

dm.

dw x дг

д w

■ wx + ■

Wy +

ÍÍT

дх

X ^ dWx , dwx

дх

X — ускорение, вызванное объемными силами; — —■ ----ускорение, вы

званное разностью давлений; V Ч2тх — ускорение, вызванное силами трения,

Если систему уравнений Навье—Стокса дополнить уравнением сплошности потока, то получим полное описание движения вязкой жидкости. Уравнение Навье — Стокса описывает поле скоростей потока. Решение этой системы уравнений ввиду их сложности (нелинейные дифференциальные уравнения в частных производных) возможно только для некоторых частных случаев, при ряде упрощающих допущении. (например, для описания ламинарного движения).

Материальный и энергетический балансы потока

Материальный баланс установившегося потока on уравнениями расхода (1.24) и (1.25), а для трубопро ременным сечением — уравнением неразрывности (1. разновидностью V = w¡fi = w2f2 = const.

Энергетический баланс потока характеризуется у Бернулли.

Закон сохранения энергии при движении жидкост< в общем ннде можно сформулировать следующим образом: изменение полной энергии объема жидкости (газа) во времени равно сумме работ в единицу времени (внешних массовых и поверхностных сил, приложенных к этому объему и его поверхности), сложенной с отнесенным к единице времени количеством теплоты, подведенным извне.

Полная энергия Е изотермического потока:

Е = ЕК+Еа, (1.30)

где — кинетическая энергия; Еа — потенциальная энергия (или энергия ГК>Л<I /Кения).

Для составления энергетического баланса потока рассмотрим схему трубопровода (рис. 1.10). На рис. 1.10: hA и hB — вы-coti»! уровней жидкости, которые показывают пьезометры; НЛ и Ни -уровни жидкости от горизонтальной плоскости. Для прямого горизонтального трубопровода На — Нв. Некоторое избыточное давление в трубер измеряется пьезометром — трубкой, вмонтированной в трубопровод (по cío оси)

Рис. 1.10. Схема трубопровода (к выводу у pint II с пи и Ьсриулли)

Выразим для сечения А кинематическую и потенциальную энергии потока через параметры потокаЕк«тш*/2; En*=GHA + -f GhA (где G” mg — вес потока, Н).

Запас энергии для сечений Л и В в расчете на G — 1 Н:

^ + »А + Н* O’31) || + "а + \г О'32)

По закону сохранения энергии, для изотермического потока идеальной несжимаемой жидкости

%- + //л + лл = ЪГ + "В + hB - COtlst- ’33>

Это уравнение и представляет собой уравнение Бернулли

для установившегося потока невязкой несжимаемой жидкости. Уравнение (1.33) можно сформулировать следующим образом: для любого сечения трубопровода при установившемся движении ¡к'ня.чкой жидкости сумма кинетической и потенциальной энергии остается величиной постоянной.

Широко распространена другая редакция уравнения Бер

нулли:

*--(- —Ь z — const. (1.34)

W*

Величину (2 ^ "одТ называют гидродинамическим

напором. Согласно уравнению Бернулли, для всех поперечных сечении установившегося потока идеальной жидкости величина Гидродинамического напора остается постоянной.

Гидродинамический напор включает три слагаемых: z— геометрический напор (или нивелирная высота), характеризует удельную потенциальную энергию положения в данной точке (данном сечеяии); p/(pg)— статический (пьезометрический) напор, характеризует удельную потенциальную энергию давления; 0^/(2^) —скоростной (динамический) напор, или удельная кинетическая энергия.

Все слагаемые уравнения измеряются в метрах столба протекающей жидкости. Так, например, = [-рт^г] 1 м] или

если умножить и разделить на единицу измерения веса (Н), то

т. е. это удельная энергия, отнесенная

к единице веса.

Уравнение Бернулли может быть представлено и в другом виде: ^

PSZ + р + ~р = const. (1.35)

Здесь каждый член выражает удельную энергию, отнесенную к единице объема жидкости,

1Т Г ®2р 1 Гм-м-кгП ГН-мТ Г Дж 1 Г ®*Р 1

Например, [—] = = [-¿г\ или ^2^=-

= [£]=№].

Рассмотрим поток идеальной жидкости, движущейся по тру* бопроноду переменного сечения. Для двух произвольных сече*, пип 1 — 1 и 2—2 может быть записано уравнение Бернулли!

. ?1 , ®? , Ро , <4

21 +л+^=г2 + ^+^'

т. е. имеет место сохранение механической энергии потока от сечения к сечению.

Дли реальной жидкости уравнение Бернулли примет вид!

/>. К'"? Р> Шо

г, -Ь — + -7—>^ + — + ■ (1.36)

Р£ ¿2 98 ¿в

При течении жидкости, обладающей вязкостью, механическая энергия потока уменьшается от сечения к сечению за счет перехода потенциальной энергии в энергию, затрачиваемую на работу против сил трения. Эта энергия переходит в теплоту и безвозвратно теряется.

Для любых двух сечений, расположенных по ходу движения реальной жидкости, справедливо условие (1.36). Тогда уравнение Бернулли для реальной жидкости можно записать;

■■>+1йг+4-Апот“г*+-й-+4 (и7)

(где Лпот — потерянный напор) или

ргг>1 рю|

Р£2,+р,+ —--Дрпот = Р£23 + р2 + (1.38)

Режимы Движения реальной жидкости

Структуру потока в трубах изучали многие исследователи. Уже в 1839 г. Гаген заметил, что скорость и расход воды в

трупах малого диаметра (1,4—3 мм) при постоянном уровне в

ннпприим бако. гутгетпепно зависят от температуры. Более обширные аиа.-ин ичпые опыты по изучению крови в капилляр-иых сосудах пропел и 18-11 г. П/узеиль. Окончательно удалось выяснить причины изменения структуры потока в трубах о 1883 г. Рейнольдсу.

Режимы течения жидкости изучались Рейнольдсом на установке, схема которой изображена на рис. 1.11. К сосуду 1, в котором поддерживается постоянный уровень воды, присоединена горизонтальная стеклянная труба 2. В эту трубу по ее оси через капиллярную трубку 3 вводится тонкая струйка той же, но окрашенной жидкости. При небольшой скорости жидкости в

Рис. 1.11 Опыт Рейнольдса:

/ — сосуд; 2—труба; 3—трубка

Краска

трубе 2 окрашенная струйка располагается горизонтально и, не размываясь, достигает конца трубы. Все частицы жидкости движутся параллельно и прямолинейно. Такое движение называется ламинарным (от латинского слова lamina — полоска, пластинка).

При ламинарном течении в изотермическом потоке нет обмена массой между элементарными струйками. Если скорость жидкости в трубе 2 увеличивать, то с некоторого предела окрашенная струйка приобретает волнообразное движение, а затем начинает размываться, смешиваясь с основной массой жидкости. Это объясняется тем, что отдельные частицы жидкости движутся уже не параллельно одна другой и оси трубы, а перемешиваются и лишь общее движение потока отвечает его направлению. Для данного режима движения характерно наличие пульсации скоростей и давления, что обусловливает энергичное перемешивание жидкости в объеме. Такое движение называется турбулентным (от латинского слова turbulentus —: вихревой).

Рейнольдс нашел, что режим движения потока удобно характеризовать безразмерной переменной

wdp/ц = wtl/y = Re, (1.39)

где w — средняя скорость поток;!, м/с; d— определяющий линейный размер (при движении потока по круглой трубе — диаметр трубопровода[1]*), м; р — плотность потока, кг/м3; ц — динамический коэффициент вязкости, Па-с; v — кинематический коэффициент шкжостн, м2/с.

Безразмерный комплекс Re носит название критерия (или числа) Рейнольдса. Значение критерия Рейнольдса, соответствующее переходу от ламинарного движения к турбулентному, называется критическим (ReKp).

Для движения жидкости по прямым каналам ReKP = 2300.

Таким образом, существуют два режима движения потока; ламинарный (Re < 2300) и турбулентный (Re > 2300). Область движения при значениях Re = 2300 10 000 обычно называют

переходной.

*> При движении жидкости по каналам, поперечное сечение которых отличается от круга, в качестве линейного расчетного размера принимают так называемый эквивалентный диаметр.

Ги * 1.12 График определения Кекр для змеевика1*и». 1.1 ;1. Пульсации скоростей потока «'Ср==г1> ± Ахи

Ь||;ш......-''Г пмчгпис критерия Рейнольдса ^зависит от ряда

\.. к ми! II (.и шил ихода жидкости в трубу, шероховатости сте-цок трубы, сс ([>ормы и т. д.). Турбулентное движение стано-нигея устойчивым только при значениях Не ^ 104, причем экспериментально показано, что переход от ламинарного к турбулентному движению в потоке любой формы происходит постепенно. На рис. 1.12 представлен график определения Иекр для змеевика {й, Б ~ диаметр трубы и змеевика, соответ-еIнсчшо).

Морой турбулентности потока служит интенсивность пульсаций (пульсационных скоростей), представляющих собой отклонении действительной мгновенной скорости т от среднего пи времени значения скорости потока о>гр (см. рис. 1.13). Эти

о 1 клопенни можно разложить па отдельные составляющие в направлении осей координат: Да»*, Атшу и Дшг.

Различают изотропную и анизотропную турбулентность [5]-При изотропной турбулентности пульсации одинаково вероятны по всех направлениях, т. е. для Да>ж, Ддау и Дшг имеется одинаковое число положительных и отрицательных значений. Кроме того, при изотропной турбулентности среднее значение произве-лш и я двух различных составляющих пульсационной скорости

11.1ННО нулю.

Мри анизотропной турбулентости пульсационные скорости р.ч > Iни но всех направлениях и не равновероятны. Мае-ни- 'и тцряц.н'нгнт I и является так называемое турбулентное ра> > Iоиине (путь смешении) /,, представляющее собой максимальное расстояние между двумя точками, движущимися в турбулентном потоке с одинаковой скоростью. Турбулентное расстояние является гидродинамическим аналогом длины свободного пробега молекулы /м в кинетической теории газов.

11 Нижнее критическое значение критерия ИеКр = 2000. Верхнего значения (при создании очень спокойного течения на входе в трубу), можно ГКЛ:Ш|(, не существует, так как при малейшем возмущении искусственно эитяиутое ламинарное движение мгновенно переходит в турбулентное.

Турбулентное расстояние /т оказывает существенное влияние на внутреннее трение — вязкость жидкости. Турбулентная вязкость изменяется от нуля у стенок трубы до максимальной величины в центре потока пропорционально градиенту скорости.

Распределение скоростей по сечению потока

Экспериментально установлено, что отношение средней и максимальной скоростей в потоке зависит от режима течения потока, т. е. от 1?е.

На практике из графической зависимости ау/дамакс = /(Ие), представленной на рис. 1.14 (график Никурадзе), опреде

ляют отношение тср/^мпке при данном значении &е, а затем, измерив Домакс (строго по оси трубопровода), рассчитывают среднюю скорость потока, необходимую для определения расхода.

При ламинарном режиме движения потока несжимаемой жидкости (рис. 1.15) по прямой трубе, когда струйки жидкости перемещаются параллельно одна другой, не смешиваясь, можно вывести (на осноне уравнения Навье — Стокса), что максимальная скорость на оси трубы в два раза больше средней расходной скорости, или шср = 0,5йУмакс- Таким образом, для ламинарного движения трехмерный профиль скоростей можно представить в виде параболоида вращения (с сечением вдоль трубы в виде параболы).

При турбулентном режиме движения упорядоченность движения нарушается, скорость отдельных частиц становится непостоянной и колеблется как по величине, так и по направлению около некоторой средней величины. Профиль скоростей по сечению круглой трубы при 1^е ^ 104 становится более полным ^ (рис. 1.16). Приближенно в этом случае и>Ср = (0,80,9) даМакс<

Логарифмическим (универсальным) или степенным.

Рис. 1.15. Распределение скоростей при ламинарном движении жидкости в трубе (Не < <2300)

Рис. 1.16. Распределение скоростей при турбулентном дви-трубс (1*е>10“ .

жении жидкости

а'}Ы>ор- 0,35ха1лг-лс

Моделирование и гидродинамическое подобие

Максимальное уменьшение количества отходов в промышленном производстве—одна из важнейших проблем рационального проведения того или иного технологического процесса. Основным покупателем качества комплексном переработки сырья является Так |1ц,и4маемиГ1 мтс/шилииыи ипОсыс производства, определяема/) как шшшичши суммарного удельного расхода сырья и псномогательпых материалов к единице массы готового продукта. Как правило, при наличии отходов, переработка которых пока невозможна или затруднительна, этот показатель значительно превышает единицу.

Разработка новых технологических процессов с комплексной переработкой сырья, характеризуемой величиной материального индекса, близкой к единице (безотходное производство), является непосредственной задачей химиков-технологов. •> Активный поиск п внедрение таких технологических процессов позволит существенно улучшить санитарное состояние химических предприятий и защитить окружающую среду от промышленных выбросов.

Разработка нового технологического процесса, проведенная

о лабораторных условиях, может дать лишь принципиальную схему будущего производства. Обычно полученные опытным путем данные проверяются на так называемых пилотных (модельных) установках с целью определения удельных расходных коэффициентов, расчетных констант и выходов продуктов, а также подбора аппаратов, машин, конструкционных материалов. Однако такая схема еще более усложняется при увеличении мас-штабоп производства и необходимости создания высокопроиз-110,1111<■ I' них агрегатов большой единичной мощности.

Но ■ 'мшит' механизма основных процессов химической Техно.ип ни с целью их математического описания представляет собой трудную задачу, поскольку кроме исчерпывающей информации о влиянии большого числа различных факторов необходимо иметь точные методы их теоретического обобщения. Итак, только единство экспериментального и теоретического методов исследования позволит добиться наилучшего эффекта при создании и эксплуатации современного химического предприятия.

11 Кроме[1] экономичности по сырью современный высокоэффективный процесс должен быть экономичным по тепло-, водо- и энергозатратам.

Теория моделирования развивается в двух направлениях!

1) по пути изучения современных сложных технологических процессов с помощью моделей с анализом влияния отдельных физических параметров и линейных размеров (так называемое физическое моделирование) и 2) по пути исследования-математической модели (математического описания) процесса с помощью электронных вычислительных машин (так называемое математическое моделирование) [1—5]. Оба направления ведут к одной общей цели — к созданию точного метода теоретического и экспериментального исследования сложных высокоскоростных технологических процессов, проводимых при экстремальных значениях температуры и давления, при большом числе взаимодействующих фаз. Очевидно, что физическое и математическое исследование процессов химической технологии невозможно осуществить независимо одно от другого.

Математическая модель технологического процесса создается для целенаправленного исследования механизма процесса в целом либо для изучения его отдельных сторон или явлений, таких, например, как перенос теплоты (массы), количества движения. Поэтому при разработке модели сначала анализируют отдельные процессы (или явления), имеющие место в конкретном объекте моделирования.

Математическое описание каждого отдельного процесса составляется с учетом требуемой точности решения в полном соответствии с используемыми исходными (или экспериментальными) данными на основе физического моделирования. Составленные уравнения (алгебраические или дифференциальные) объединяют в общую систему, включающую существенные ограничения на пределы изменения важнейших параметров исследуемого процесса. Выбор модели во многом определяет успех исследования.

Особое значение имеют вопросы моделирования, связанные с масштабным переходом от модельных аппаратов к аппаратам большой единичной мощности [1, 4, 5].

Эффективность моделирования как научного метода позволяет увеличить степень надежности при проектировании новых или усовершенствовании действующих химических предприятий.

Моделирование как научный метод лежит в основе кибернетики— науки об управлении сложными процессами и химико-технологическими системами для повышения производительности труда.

Под аналогией обычно понимают наиболее общий случай Подобия, не уточняя характера зависимости между моделью и исследуемым объектом. Аналогия может быть основана на некотором качественном сходстве (например, между электрическими и механическими или гидравлическими явлениями) либо на строгом математическом описании. В последнем случае аналогия представляет наибольшую ценность и интерес, так ка if се условия сформулированы-определенным образом.

Аналогичность уравнений, описывающих различные физические явления, лежит в основе математического моделирования. Например, процессы переноса количества движения, массы ii.ni теплоты могут быть смоделированы процессом переноса количества электричества. В подобном единстве различных про-щччч)» пли явлений природы и заключена сила аналогий.

На принципе прямой аналогии основано действие аналоговых машин (например, МН-7 или МН-11), при помощи которых можно воспроизводить процессы, не заботясь даже о количест-ппшом их представлении, поскольку при решении уравнения, omicunnioiuei о процесс, непосредственно устанавливается соотношение MiM. iv п 1МГИГППЯмп скорости, концентрации и других инрлмегроп н изменениями напряжения электрического тока.

Аналоговые машины недостаточно универсальны, так как с их помощью удается воспроизводить только сравнительно простые модели (при большом числе нелинейных блоков трудно достижима необходимая точность решения).

В отдельных случаях прямые аналогии между разнородными явлениями позволяют установить физический механизм того пли иного процесса. Например, широко известна так называемая тройная аналогия, объединяющая явления переноса в по-юке в результате гидравлического сопротивления, тепло- и массообменл. Во всех трех случаях имеет место перенос в нормальном к lu>ш рхпости потока направлении: гидравлическое со-протпплемпс определяется поперечным потоком количества движения, теплообмен - поперечным потоком теплоты, массооб-меи — поперечным потоком компонента.

Практика инженерной деятельности привела к созданию метода, который соединяет теоретический и экспериментальный методы. .Этим методом является теория подобия.

Теория подобия формулирует условия проведения эксперимент;! il обработки опытных данных с тем, чтобы полученные результаты можно было распространить па группу подобных чплени П.

Осмопы теории подобия

В 01 ut »ni- подобия находится однородная линейная зависимость между двумя независимыми переменными или двумя соответствующими величинами модели и образца (промышленно-

I о ;i п п а рата) :

ха — Сха. (1.40)

Не.ш такая зависимость существует между всеми соответ-стенными величинами модели и образца (в любой точке), то подобие будет полным. В том случае, когда подобие имеет место

только по отношению к некоторым величинам, оно будет частичным, или приближенным.

В общем случае две системы будут подобны, если для их описания имеется столько же зависимостей,

сколько степеней свободы, причем

наиболее важные для подобия переменные величины могут быть объ

единены в следующие группы: 1) геометрические; 2) гидравлические (или гидродинамические); 3) тепловые; 4) диффузионные.

Основные положения теории подобия можно кратко сформулировать следующим образом: 1) подобные явления описываются одинаковыми общими дифференциальными уравнениями; 2) рассматриваемые системы должны быть геометрически подобны; 3) однозначные величины для рассматриваемых систем должны относиться как постоянные числа.

Геометрическое подобие. Рассмотрим аппарат барабанного типа, который можно характеризовать двумя определяющими линейными размерами — диаметром О и длиной Ь.

Возьмем три таких аппарата (рис. 1.17).

Для подобных аппаратов геометрическое подобие может быть выражено так:

сь = Ч12 = и 1/л2. О-41)

где С,_ константа подобия, характеризующая постоянное отношение сходственных намерений двух сопостаилиеммх систем.

Но можно записать и так:

= 2- <‘-42>

где {¡. — инвариант подобия ■— неизменное отношение двух измерений одной И той же системы.

Подобие физических величин. Подобие физических величин, характеризующих процесс, можно также представить в виде констант подобия и инвариантов подобия (табл. 1.2). Индексы

1 и 2 относятся к первой и второй подобным системам, индекс

О — к характерным для данной системы физическим величинам, принятым за единицу измерения.

Временное подобие предполагает постоянство отношения каких-либо характерных для развития рассматриваемого процесса промежутков времени: Сх = х\/%2 — константа времени; 1Т = т/то — инвариант времени.

С точки зрения теории подобия, все одноименные величины взаимозаменяемы: /02 — йЬ\/йЬч, « Д^/Д^г.

Безразмерные переменные, которые используются н теории подобия, принято разделять па две группы.

Отношения однородных ве-личин называют симплексами подобия, а отношения разнородных величин — критериями подобия. Матема-■| пчеекои формулировкой подобия двух систем явля-с гоя равенство симплексов г критерием подобия.

Таблица 1.2 Константы и инварианты подобия
Физическаявеличина | Константаподобия | Инвариантподобия
Вязкость | Сц «■= М-1 /и*2 | <|4 — М'/И'О
Давление | Ср* р,/ра | г р Р/Ра
Плотность | С0 — Р1/Р2 | 1 р = Р/Ро
Скорость | Сш ЦП [/IV2 | ¿ъ,— ЫУ/йУ 0

ли •жду мшотамшй подобия и инвариантом имеется суще-

— 6 м; 1г — 3 м;

/з = 2 м,

■ тонная ратина. Рассмотрим ее па примере геометрического подобия (см. рис. 1.17). Пусть

¿1 = 12 м; И 1=3 и;

1.2 *™6 м; £>2 = 1,5 м;

/_3 >4м; = 1 м;

где / — полошша длины аппарата.

('отктаппм системы I и II:

С,

, в _3_ _

Т Т!Г_ 1

12 Ё_

3 “*1.5 “

‘¿1 II

Сопоп аппм системы 1 п III:

12 _ 3 ч-

4 1 *

12

С

3 I*4,

Л1-Ш ’

При переходе от целых контуров к половине (внутри си-

с: см ы):

/1 О . /, 6

с

= 2;

^1—II

О,

3

ч-н

Константа подобия сохраняет числовое значение при пере-X" II' от одной к другой сходственной точке системы, но изме-н ' I саоо значение при переходе от одной к другой сопостав-/Iи! чиП снск'мГ Инвариант подобия, в отличие от константы, при поролодс о| I И( Iомы к сипе.ме не изменяется, а при переходе от целых мниурон к части (т. о. внутри системы) мент[1] гея.

Основные теоремы теории подобия. Основные положения теории подобия обобщаются тремя теоремами подобия, которые пч шоляют получить критерии подобия и конструировать из них кРи Iериальные уравнения.

Первая теорема подобия носит название теоремы 1 Ь.ююна — Бертрана. Ее формулировка: у подобных явлений ьрпюрин подобия равны или у подобных явлений индикаторы

подобия равны единице. Возьмем какой-то общий закон, например второй закон Ньютона, и рассмотрим две системы, подчиняющиеся этому закону. Для первой системы: fi = mi dw\/dx\. Для второй системы, подобной первой: /2 = т2 dw2/dx2. Здесь / — действующая сила; т — масса тела; dw/dx— ускорение. Если эти системы подобны, то отношения соответственных величин должны быть постоянны:

fч f 1 . Л ^ I . I . _ T¡

,r=7¡ ’

Выразим характеристики первой системы через характеристики второй системы и константы подобия: /1 = Cf/2; т\ =

— Стт2', w\ — Сшйу2 или don = Cwdw2-

Перепишем уравнение, описывающее первую систему, введя

^ ^ Cmdwt CfC-t

в нее полученные соотношения: = Стт2 q или с~с—X

X /2 = П12 ♦ Уравнение, описывающее первую систему, сопо-

“ иХ 2

ставим с уравнением, описывающим вторую систему. Уравнения будут тождественны, если C¡Cx/(CmCw) = 1. Эта величина, составленная из констант подобия, называется индикатором подобия.

Заменяя константы подобия отношениями сходственных величин, имеем:

fjx,m¡w2 ^ или /,т, _ fiXi

miwj2r2 mxwi niiwi[1]

Это означает, что у подобных систем комплекс fx/ (mw) — idem (одинаков). Такой комплекс называют критерием Ньютона. Общий критерий гидромеханического подобия Ne = /x/(mtiu) или, так как т = l/w,

Nc ■=-- [I/{iiiw[2]). (1.43)

Этот же вывод можно выполнить с использованием инвариантов подобия.

Т&ким образом, первая теорема подобия показывает, какие величины в эксперименте надо измерять: те, которые входят в критерии подобия.

Вторая теорема подобия (Бакингема — Федермана): всякое уравнение, выражающее связь между физическими ве-лпчинами, можно представить в виде функциональной зависимости между критериями подобия, составленными из этих величии.

Если имеем зависимость А = f (В, С, D, В, ...), то ее можно представить в виде K = f(Ki,K2, ■■■), где К, Ki, Kt—безразмерные переменные, составленные из величин А, В, С, D,E, ...

Безразмерных комплексов будет меньше, чем физических величин.

Вторая теорема подобия показывает, как надо обрабатывать от,иные данные.

Третья теорема подобия (Кирпичева — Гухмана). Мерные дне теоремы исходят из того, что явления подобны. Эта мирема устанавливает условия, при которых явления становят-( и подобными. Ее формулировка: подобными будут явления качественно одинаковые, у которых равны определяющие критерии подобия.

Качественно одинаковые явления — это явления, относящиеся к <иному классу, описывающиеся одним и тем же дифференты, и.пым уравнением.

Определяющим критерием намывается критерий, составленным ill величин, м \ ч. I я 11 [ 11 \ н условия однозначности (т. е. до-iKMiiiiiie.iuiuc уравнен пн, позволяющие решить дифференциальное уравнение для частного однозначного случая).

Если определяющие критерии равны, то равны и определяем М1чг критерии, описывающие то или иное явление.

Н зависимости от того, какая задача решается, один и тот же критерий может быть определяющим и определяемым (для другой задачи).

Третья теорема устанавливает условия, необходимые и до-патчные для существования подобия. Она рассматривается кик .и нона моделирования с целью распространения подобных данных для всей группы подобных явлений.

Основные критерии гидродинамического подобия

Критерий Ньютона Ne — )l/(mw2) является мерой отноше-нм-,1 ..действующей на систему силы к силе инерции. Конкретизи-11 \ гм силу, входящую в критерий Ne [см. формулу (1.43)].

I. Положим, что действует сила тяжести f — mg. Подставим и к |) 111 ерп'й Пмотоиа вместо / ее значение: mgl/(mw2) = gl/w2 =

I/1-г. Тогда

Fr = w2/{gt). (1.44)

Кринрмй Фруда Fr является мерой отношения сил инерции

, I II. II' I II .м > I и.

> II к111; 11 |>мм I [мокша вместо f подставим силу разности

,1.|||.К'НиЛ ' \/>/a m ['/■' (/- линейный размер), откуда

Л/*/а//> -V'/ll'“'*):

I.и - Л/;/(рго2). (1.45)

Критерий Эйлера Ей — мера отношения сил давления к ,.ц.н пперцпи.

Подставим в критерий Ne вместо f силу трения:

. „ <iw ... dw w

t ~ 1 ~аГ’ m = pi; -dT~

nl4w = _ji_. Re= wlp _

w2pl3l wlp ’ p

Критерий Рейнольдса 1?е—мера отношения сил инерции к силам вязкости [см. формулу (1.39))].

Для характеристики неустановившихся процессов применяют критерий гомохронности:

По = шт//. (1.46)

Согласно второй теореме подобия, уравнение Навье—Сток* са можно представить в виде функциональной зависимости между полученными критериями подобия:

НПо, 1-г, Пи, 1{с)~*0, (1.47)

В некоторых случаях полученная зависимость должна быть дополнена симплексами геометрического подобия. Например, при движении жидкости по трубам или каналам таким симплексом является отношение длины трубы к ее диаметру: Г — ¡/й. Тогда критериальное уравнение примет вид:

/' (Но, Гг, Ей, Це, Г) =0. (1.48)

При движении жидкостей по трубопроводам нам неизвестна величина перепада давления Ар, которая входит в критерий Эйлера, и критерий Эйлера будет определяемым. Все остальные критерии будут определяющими, так как составлены из величин, выражающих условия однозначности, и критериальное уравнение можно ,записать как функциональную зависимость:

Еи = ф (Но, Рг, Де, Г). (1.49)

Вид функции устанавливается опытным путем и чаще всего представляется в виде степенного одночлена:

Ни = Л 1*етРг"По'Т«. (1.50)

Для установившегося движения критерий Но = 0 и тогда Ни = <р' (Рг, 1^е, Г). (1-51)

Для случая напорного течения критерий Рг = 0, так как влияние собственного веса жидкости (силы тяжести) на распределение скоростей и перепад давлений очень мало.

Метод анализа размерностей

Теория размерностей применяется в тех случаях, когда отсутствуют уравнения, описывающие процесс. В основе этого метода лежит я-теорема: если зависимость, характеризующая явление, выражается а физическими величинами и размерности этих переменных выражаются ш основными единицами измерения, то можно составить всего л *= п — т безразмерных групп.

Сущность метода сводится к составлению и решению уравнений размерностей. Пример применения метода анализа размерностей будет приведен ниже (см. стр. 50^.

Методы теории подобия Помогают специалисту ответить на попросы: что надо измерять, как обрабатывать опытные данные, подобны ли явления между собой при сравнительном изучении технологического процесса.

Наиболее плодотворным применение этих методов оказалось и тепловых процессах. Разработанные для различных случаев теплообмена (а также гидромеханических процессов) критери-лльиые уравнения успешно используются в расчетной практике опыте 100 лет. Для сложных массообменных и химических процессов попытки Применения теории подобия не привели к успеху.

Наиболее перспективным методом применения аналогии между физически разнообразными процессами является метод ма-Тгмати'пчко.'о м(н)1'лир<шиния, связанный с использованием »лекчроиних вычислительных машин. В этом случае соблюдают пос.-и-домателытсть: 1 ) составление физической модели процесса на основе представлений физики, других наук, а также экспериментальных данных, об его механизме; 2) составление математического описания процесса, отражающего существенные черты и особенности принятой физической модели; 3) разработка алгоритма (последовательности действий) и составление программы для ЭВМ; 4) сравнение полученных численных решений г экспериментальными данными для коррекции уравнения модели — адекватности математической модели.

Структур«! потоков и распределение времени пробыалнмя жидкости п аппаратах

При расчете, моделировании и оптимизации процессов исходит из анализа особенностей гидродинамической обстановки В Аппарате.

Вследствие сложности конструкции аппаратов, применяемых п процессах химической технологии, скорости движения материальных потоков в объеме аппарата могут быть распределена неравномерно. При этом отдельные частицы находятся в аппа-р:по различное время, что влияет на эффективность проводимою и нем процесса.

11 ;i м | * it xi « р, дли пилот аппарата (рис. 1.18) иргми iipcfiuiiiiiiint члгтип, пишущихся по траекториям, обозначенным (чрелкамн /, существенно меньше времени пребывания частиц, которые циркулируют по направлениям 2 или попадают в застойные зоны 3.

Другим примером различия времени пребывания может служить профиль скоростей при движении жидкости по трубе. Различия

1*иг. I.Iя. С.хгми потниц и полом аппарате:

/. 1~ траектории дмижгиии; 3— застойные зоны

в скоростях по поперечному сечению трубы наиболее велики при ламинарном течении. Частицы, движущиеся вблизи оси трубы, обгоняют частицы, движущиеся ближе к ее стенкам, и находятся в трубе значительно меньшее время, чем последние. При турбулентном течении скорости распределены по сечению трубы более равномерно. Однако и в данном случае время пребывания частиц жидкости неодинаково, что обусловлено турбулентными пульсациями, под действием которых происходит перемешивание частиц, или турбулентная диффузия: различны? частицы движутся в разных направлениях по отношению к движению основной массы потока, в том числе и в поперечном (радиальная диффузия), и в продольном (осевая диффузия). Осевая диффузия может или совпадать по направлению с движением основной массы потока, или быть направлена в обратную сторону (обратное перемешивание).

Во многих промышленных аппаратах картина распределения скоростей, которая характеризует гидродинамический режим внутри аппарата, значительно сложнее, чем в рассмотренных примерах.

Для получения косвенной информации о поле скоростей, например, вводят в поток, поступающий в аппарат, примесь какого-либо вещества — индикатора и, анализируя во времени содержание данного вещества в выходящем из аппарата потоке, находят продолжительность пребывания в аппарате отдельных частей потока (индикатором может быть краситель, раствор соли, радиоактивный препарат и другие вещества, содержание которых определяется достаточно простыми методами). Отклик на возмущение, внесенное при этом на входе в аппарат вводом индикатора, представляют в виде кривых зависимости концентрации его » выходящей жидкости от времени, которые называют выходными кривыми или кривыми отклика. Анализ кривых и сопоставление с некоторыми типовыми моделями позволяет получить оценку структуры потока в аппарате.

Физические модели структуры потоков

Модель идеального (полного) вытеснения. Можно наблюдать такое состояние потока в проточном аппарате, когда через каждое сечение потока он движется строго параллельно самому себе без какого-либо смешения частиц с соседним сечением потока. Такая структура потока внутри аппарата характеризуется тем, что частицы жидкости движутся параллельно одна другой с одинаковыми скоростями, не обгоняя основную массу потока и не отставая от нее. Поток движется как бы аналогично твердому поршню и называется поршневым.

Аппараты с поршневым движением жидкости называют ап паратами идеального вытеснения (рис. 1.19)

Времена пребывания т всех частиц потока в аппарате идеального вытеснения одинаковы и равны среднему времени пре-бынлпнн ■*, |., которое определяется частным от деления длины I нх 11 \ tu ил .тмнсЛную скорость жидкости w:

tcp = = (1-52)

wS

V ’

Va — объем аппарата,

где 5 - площадь попоречпого сечения, оАдемиын расход жидкости, м3/с.

Кривая отклика показана иа рис. 1.20. Начиная с момента

1 «» 0, когда индикатор был введен во входящий поток, и до момента г = тср индикатор не обнаруживается в выходящем из шшнрп1.1 потоке. И мочим времени т = т,Р концентрация С иплнклюрп иа пы\оде митв.ишо возрастает (теоретически до Сч; конечно! I и), л за! ем сразу же снижается до нуля. Индика-П1|> проходиI через аппарат иеразмываемым тончайшим слоем (как бы поверхностью твердого поршня), и сигнал, фиксируемым на выходе в момент тср, в точности соответствует сигналу п.| входе в момент т = 0.

В технологической практике к модели идеального вытеснения

■ рлвппгелыю близки, например, колонные аппараты с большим иI ппшоппем длины к диаметру.

(и клонешк* структуры потока от модели идеального вытеснения моли I быть следствием перемешивания частиц жидкости идоль оси лил:1||.ч I а или но поперечному сечению, образования .шстЛних (Iч| п | л , и проявляетси это в том, что времена прерывания I р.11.шчны\ члетпц уже не одинаковы и обличаются 1>1 среднего времени пребывания тср (одни частицы обго-ичюг основную массу потока, другие задерживаются в аппа-

|'Л!С).

Модель идеального смешения. Другая идеализированная модель — модель идеального смешения. Это такое состояние потока в проточном аппарате, когда обеспечивается мгновенное н полное смешение поступающих частиц и уже имеющихся в иппарлIс (рис. 1.21).

Гели п какую-то порцию непрерывно входящего в такой ап-ппрш поIока ввести определенное количество М0 краски, то она М1 Моисип,! р;|||Ц()Мер1Ю окрасит Нею жидкое!!., со и р.клтуюенч и аппарате. Копнен 1 рання С'о

Со

ТГср

|,Ml 1 ,IJ 1 m.i .щи ip.ira идеального вытеснения

1,1 ‘ !* i......ni щклнкл и аппарате идеального вытеснения

Рис, 1.22. Кривая отклика в аппарате идеального смешения

индикатора в любой точке аппарата в этот момент будет равна;

С0=Ми1У я. (1.53)

Затем концентрация С краски и аппарате начнет убывать во времени, гак как краска непрерьшно выносится потоком, а входящая жидкость краски уже не содержит. Однако в любой момент концентрация краски остается одинаковой во всех точках аппарата. Но кривой отклика (рис. 1.22) видно, что большая часть индикатора выходит в этом случае из аппарата за время между моментом его ввода (т = 0) и моментом, соответствующим среднему времени пребывания тср = V&/У- Для вымывания остальной части индикатора теоретически требуется бесконечное время (т->оо).

Примером аппарата, условия в котором близки к идеальному смешению, является сосуд с интенсивно работающей мешалкой, а также аппарат с движением твердой фазы в кипящем слое зернистого материала (при однородном псевдоожижении).

Картина движения потоков в большинстве непрерывнодействующих аппаратов не отвечает пи идеальному вытеснению, ни идеальному смешению. По структуре потоков эти аппараты можно считать аппаратами промежуточного типа.

Кривые отклика для аппаратов промежуточных гидродинамических моделей. Вид кривой отклика для промежуточных гидродинамических моделей таких аппаратов показан на рис. 1.23. Введенный мгновенно (импульсом) во входящий поток индикатор появляется на выходе позднее, чем при идеальном смешении, — через некоторое время т„ после момента ввода т = 0. Его концентрация па выходе сначала увеличивается во времени до момента тмакс, а затем начинает уменьшаться, стремясь к пулю при т ОО.

Вероятность того, что частица, вошедшая в аппарат в момент х *=* 0, выйдет из аппарата хоть когда-нибудь (в промежутке от т = 0 до т = оо) равна единице. Частица когда-нибудь да выйдет. Кривые отклика чаще всего строят не в коорд динатах С — т, а в безразмерных координатах С' — 0 (рис. 1.24). При этом площадь под кривой отклика выражает в соответ«-

оо

г тип о уравнением ^C'd0=l общее относительное количество

о

индикатора, принимаемое за единицу.

Величина С'dQ (заштрихованная площадь) характеризует .тлю общего количества индикатора, удаляемую из аппарата а время d0, или долю жидкости, пребывание которой в аппарате соответствует промежутку времени от 0 до (0 + d0). За-* ниеимость (У от времени 0 называется дифференциальной функ-шич) parnprili'jU'HiiJi времени пребывания жидкости в аппарате. Эт п/юпкн п, распределении времени пребывания частиц в ап-ППр.пе. •

11леIиыГ| вид этой функции для аппарата идеального сме-. шения выражен уравнением

С' = е~в. (1.54)

е

Зависимость от 0 величины ^ С' d& — F (0), характеризующей

о

долю индикатора, вышедшего из аппарата за время от 0 до upon шольпого момента 0, называют интегральной функцией puc/i/>t,<)t!;U,HUH времени пребывания жидкости в аппарате. Она <>ii|>c;uvi>iei иериипкн п, шт, что время пребывания некоторой ■мичшш it aminpaie окажею! меньше 0. 15 частности, заштри-хинакмаи параллельными линиями площадь на рис. 1.24 ха-рактерпаует долю индикатора, вышедшего из аппарата к моменту времени, равному среднему времени пребывания тср, т. е. долю жидкости, время пребывания которой в аппарате не больше Тср.

0

Функции ^(О) и С'(в) связаны отношением ^ С'd0 = .F (0) а

о

обратим соотношением C'^dF/dx.

Гм. I.fa v |■ ii tiл и откликм для промежуточных гидродинамических моделейГм.. 1,11 Фvн»>ним р.н прг ir.itкин времени пребывания (кривая отклика) для аппаратаприм«му >ii'iihu о I ими

Рис. 1.26. Импульсное возмущение (<3-функция — сигнал)

о

о

X

Кривые обеих функций могут быть получены экспериментально. Такие экспериментальные кривые называются откликами. Вид получаемой функции зависит от закона, по которому на вход аппарата подается индикатор (сигнал). Отклик для интегральной функции (рис. 1.25) получается при нанесении сигнала в виде ступенчатой функции (ступенчатое возмущение). До момента т = 0 концентрация па входе в аппарат равна нулю. В это время на вход наносится резкое скачкообразное возмущение, и затем индикатор подают непрерывно с постоянной концентрацией. Отклик для дифференциальной функции распределения получается при введении сигнала в виде импульса или дельта-функции (рис. 1.26). При импульсном вводе определенное количество индикатора мгновенно подают в аппарат (практически за очень малый промежуток времени).

Математическое описание моделей структуры потоков представляет собой дифференциальные уравнения, коэффициенты которых называют параметрами моделей. Неизвестные параметры моделей определяют, сравнивая решение уравнений модели (при соответствующих граничных и начальных условиях) с экспериментальной функцией отклика.

Зэком сопротивления при движении потока в трубах

Между законом сопротивления и профилем скоростей потока, движущегося в трубе, существует однозначная связь. Потери напора или давления в трубопроводе при движении по нему реальной жидкости обусловлены сопротивлением трения и местными сопротивлениями. Потери на трение имеют место по всей длине трубопровода и зависят от режима течения потока, увеличиваясь с возрастанием турбулентности. Местные сопротивления возникают при любых изменениях скорости потока в результате изменения его сечения или направления (внезапные сужения, расширения, повороты, краны, вентили и т. п.).

Рис. 1.27. К выводу закона сопротивления для потока » круглой трубе

Определим силу сопротивлении, дп'и'тнующую со стороны жидкое 1и па участок трубы длиной / п радиусом (рис. 1.27).

И.) уравнения количества движения на сила будет равна произ-ьедеипю разности давлений /?| — па площадь поперечного се-чг|1и-.| 1]>убы. Выделенный в жид-|'»1м цилиндр радиусом г па <11 /кс у чип 1м- ! [»уГм.[ находится и ракнонеси» под действием <ц .1 с<>пр<>1 ии.к ни» п касательных напряжений т, приложенных |\ сю Локоноп Иоиерхпостн: %-‘2пг1 = (р{ — р2)пг2. Отсюда

Р 1 — Р 2 Г_ I 2

(1.55)

Таким образом, касательное напряжение пропорционально расстоянию от оси трубы и достигает максимального значения у стенки:

Ар /?

(1.56)

Тст ---

I 2 •

Коэффициент грекпп I' ранен отношению силы сопротивлении ,\р;\И‘ К скорое/пому напору п к площади участка

йокоцоП поиерхпос!п |руоы:

^ _ ЛрлК[2]___А рД

(1.57)

(р»уг)2 лН1 21 (р®ср/г)

Можно заменить через диаметр трубы с/:

^__1_ А Др

(1.58)

4 I раУср/2’

откулп потеря даплення па преодоление трения при движении

Íиpм любом режиме) потока в круглой цилиндрической трубе удег рлинп:

1'-\ »

(1.59)

л,.

Уравнение (1.59) чаще известно как уравнение Дарси — Вейс-(>и\и, с заменой 4[ па

л 5 1

А р = Я -

(1.60)

ер

ГДР X — К«*фф|||||П'!|Т сопротивления.

** В сисцн. 1. поил) литературе / носит название коэффициента Фаннинга.

Известно (см., например [5]), что дифференциальное уравнение Навье —Стокса можно проинтегрировать для ламинарного равномерного течения жидкости вдоль оси цилиндрической гори-зонтальной трубы и получить зависимость

Ap/l = i0cp • 8\i/R2, (1.61)

подставив которую в уравнение (1.60), имеем:

'Id 8|ш..п 32(1

Я =-----— =---. (1.62)

Обозначив R — d/2 и wCppd/[i = Re, получим закон сопротивления при ламинарном течении в прямой цилиндрической трубе с гладкими стенками:

я = 64/Re. (1.63)

Уравнение для расчета потерь на трепне при ламинарном движении

А/' Щш^/d2 (1.64)

носит название уравнения Гигсна — Пуазейля.

Для иллюстрации метод,'! анализа размерностей выведем уравнение Га-гена — Пуазейля н предположении, что закон движения жидкости в трубах нам неизиестсн, по на основании практических данных известно, что существует зависимость перепада давлении Ар п потоке ог вязкости жидкости [х, се плотности р, скорости ш и размеров трубы (диаметра d и дли

ны /).

Требуется установить математическую зависимость между потерей давления на трение АртР и остальными физическими величинами, характеризую* щими гидродинамическую обстановку и данном потоке.

Предположим, что неявная зависимость между переменными может быть выражена уравненном:

Дргр = Ф (и, р, ь". <1, /). (1.65)

Из всех обозначенных через <р функциональных зависимостей интерес представляет только степенная заннепмоеть, потому что в этом случае выбранные физические величины (переменные) образуют чистую абелеву группу [5]. Следовательно, каждая переменная может быть представлена в форме произведения степенен основных переменных:

Др-гр = ,1я,рa'wa <1аЧаК (1.66)

Так как функция (1.65) для Дртр равномерно однородна и значение Дртр не безразмерно, то можно показать, что устойчиво существует произведение степеней переменной х с размерностью у. Если уравнение (1.65) или (1.66) разделить на это произведение степеней, то зависимая переменная ДрТр преобразуется в безразмерную зависимую переменную (безразмерный комплекс) л:

я — <[/ (ДрТц, [1, р, ш, d, I)

или

я = С Apat9\Lbpcwedhk, (1-67)

где С — безразмерный постоянный коэффициент; а, Ь, с, е, I, к — показатели степени.

Таким образом, размерно однородная система, состоящая из размерных величин, может быть заменена безразмерной системой. Размерность всех

входящих в зависимость (1.67) величин можно выразить с помощью трех” основных переменных М, Ь и 0 (масса, длина, время) следующим образом

.-|.И||/.ГЧ0Г‘ или 1П.1_[^]_[^.]_[^5Г]

IVn.

Ici

'Щ/.Г'ЮГ1 или =

ll’l I lil |/-)—3 или [кг/м3]; [u>] = [L] [0]—1 или lM/cl

(</| •=[/.] или [м]; [/] = [i-I или [м].

I loK.i i.-nc.iii степеней у размерностей переменных, входящих в завися« Мости (1.05) н (1.00), объединяются в матрицу размерностей!

I л 4 г> 6

['<’,.,1 ни ||>1 М W1 |1|

ЛИ 1 110 0 0

Ц -1-1-3 lili (1.68)

10] -2-1 0-100

Гл'.ти уравнения размерностей независимы одно от другого, строки матрицы тоже независимы и ранг матрицы R(M) соответствует числу строк, т. е. при трех основных величинах (масса, длина, время) равен трем. Число переменных п = 6. Следовательно, число безразмерных комплексов, описы-Н.1Ю1НИХ процесс, должно быть равно 6 — 3 = 3.

По элементам матрицы (1.68) можно рассчитать показатели степени а ti, i, с, I н к, составив линейную однородную систему уравнений

дли I Л/] а + Ь + с = 0; -j

дли | / 1 _n_¿,_3c + e + / + fc = 0; i (1.69)

дли |н| —2íi — Ь — с = 0. '

Число безразмерных комплексов, описывающих процесс в соответствии С я-теоремой, должно быть равно трем, поэтому для нахождения вида Каждого из них можно свободно выбрать значения трех показателей степени (так как всех неизвестных — шесть). Эти значения выбираются по целесо-ойрл нкк тн.

I. Плнрнмср, для выявления первого безразмерного комплекса (или определяемого критерия) следует принять а — 1, так как ДрТр является искомой величиной. Примем также 6 = 0 и k = 0. Тогда решение системы

(1.0!*) дает; с — —1; с = —2; f = 0.

Отдельные строчки матрицы (1.70) позволяют непосредственно получить три комплекса:

n¡ = Л/)тр/(рш2); я2 = ix/(wdp); я3 = l¡d.

11 Ми рассматриваем изотермический поток, поэтому четвертую основ ную переменную — температуру — во внимание не принимаем.

Полученные безразмерные комплексы представляют собой критерий Эйлера, критерий Рейнольдса (точнее, 1/Re) и геометрический симплекс, соответственно.

Используя я-теорему, можно было заранее предсказать число. симплексов, входящих в искомую зависимость. Действительно, общее число критериев, которое должно быть равно разности между числом п переменных величин х и числом т основных единиц измерения [см. зависимость (1.65)], составит 6 — 3 = 3. Число критериев-комплексов будет равно разности между числом к переменных величин с неодинаковыми размерностями (Дртр,

и, w, р, d или I) и числом т основных единиц измерения (кг, м, с), т. е. к — т = 5 — 3 = 2. Число критериев-симплексов определится по разности между общим числом п переменных величин и числом к переменных величин é неодинаковыми размерностями, т. с. п — к = 6— 5 = 1.

Таким образом, зависимость (1.65) в критериальной форме будет иметь

вид:

### ^-'(-¿г’4) "•7"


или

Eu = (' (Re, I’). (1.72)

Из теории групп следует, что зависимость между найденными критериями можно представить следующим образом:

Eu == С Re_/T'7. (1.73)

Численные значения константы С п показателей степени р и q невозможно нантн с помощью методов теории подобия — их определяют экспериментально. Действительно, для ламинарного установившегося режима течения жидкости по прямым трубам пандепо:

Eu = 32Re-lr. (1.74)

Выражение (1.74) представляет собой известное уравнение Гагена — Пуазейля (1.64).

Можно также показать, как легко перевести уравнение (1.64) в критериальную форму. Для этого выпишем уравнение Дарси— Вепебаха (1.60) для любого режима движения жидкости в прямой круглой трубе и подставим в пего значение X для ламинарного режима:

G4 / fia'2

А,,Г1‘ "1йГ'7~Г1

затем перенесем рw2 в левую часть уравнения и обозначим геометрический симплекс l/d = Г:

Дртр 32

рш2 Ие

а так как Артр/(рт2) = Еи, то получим Ей = 32Яе-1Г, т. е. уравнение (1.74).

Для гладких труб А. = /(Яе), а для шероховатых к = = /(Яе, еэ/й), где еэ — эквивалентная шероховатость. Это такая постоянная по длине трубы шероховатость (образованная выступами одинаковой высоты), при которой потери энергии потока на трение будут теми же, что и при реальной шероховатости с выступами различной высоты.

Зависимость коэффициента сопротивления X от режима течения (Re) и относительной шероховатости (еэ/с1) графически представлена на рис. 1.28. Для некруглых труб d = d3. При ламинарном режиме все трубы гидравлически гладкие. Жидкость сколь hit по поверхности, огибая выступы шероховатостей. Изменение скорости очень влияет на величину к. Значение X зависит только от Re, и для каналов круглого сечения X = 64/Re (см. формулу ( 1.63) J. Для каналов некруглого сечения уравнением Дарси — Вейсбаха также можно воспользоваться для расчета потерь на трение при ламинарном режиме, причем X = Л/Re, где А — коэффициент, значение которого зависит от фирмы поперечного сечения. Так, для квадратного сечения А =*

■ к', :м I колмн-иого сечения А = -96 и т. д.

При I \ рбулеп|ном режиме ноток обладает развитой ско* Р'м 1ы<) Помимо Re значение X зависит от шероховатости трубы. Понж заинхряется на выступах, тормозит движение, и X = *= f(Rc,e3/d). При некоторых значениях критерия Re дальнейшее сто изменение (увеличение) перестает влиять на величину X, и X зависит только от шероховатости: X = f(e3/d). Это происходит потому, что выступы шероховатости значительно больше толщины ламинарного подслоя и ведут себя как плохо обтекаемые тела. Движение определяется скоростным напором, по-»1о.му режим называется инерционным, а область такого течения — иогомодельной по отношению к Re.

Обычно для характеристики шероховатости используют так ici iiJitncMyio niiiociinvihiiyio шероховатость e/d или d/e (где d— дипмшр ipyOu). Шероховатость может быть волнистой или аернпешй и зависимости от обработки стенок труб.

1.:сли высота выступов е в трубе меньше толщины ламинарного подслоя б, то шероховатость стенок не влияет на величину коэффициента сопротивления X при турбулентном режиме

о,»

<. *

Р.ол0,040,020С,008 С,004 | 
Рас. 1.2«. ».пт I1 и мость коэффициента х от режим* течения

1

10* ' 107 Во

Рис. 1.29. Значения коэффициента % для гладких круглых труб при турбулент[4] ном режиме:

1 — по формуле (1.75); 2—по. формуле (1.76); точки —опытные данные

движения потока. Такие трубы носят название гиД* равлических гладких. При большой высоте выступов (е > 6) турбулентность потока . увеличивается и сб» противление возрастает (при этом профиль скоростей изменяется). Наконец, при некотором предельном значении шероховатости сопротивление становится постоянным, и такие трубы называют вполне шероховатыми.

Для определения коэффициента сопротивления X при турбулентном режиме движения в пределах изменения значений критерия Ие от 4-103 до К)5 для гидравлически гладких труб можно пользоваться формулой Блазнуса:

к-----(),Ш/Псч\ (1.75)

Болес точная зависимость (для больших значений Ие) между коэффициентом сопротивления X и режимом движения может быть получена при использовании логарифмического закона распределения скоростей. При выводе логарифмического (универсального) профиля Яе->оо, так как пренебрегают молекулярной вязкостью |л по сравнению с турбулентной ц.т.

Для значений Ке=105 коэффициент сопротивления можно рассчитать по формуле:

1/д/Л = 2 \К (|<с л/х) — 0,8. (1.76)

Сравнение применимости формул (1.75) и (1.76) приведено на рис. 1.29.

Потери давления на трение в змеевиках. При движении жидкости по криволинейному пути из-за центробежного эффекта слои жидкости смещаются. При этом возникают вторичные токи и увеличивается гидравлическое сопротивление:

Дртр (змеевика) = Дртр (прямой трубы) ^1 + 3,54 , (1.77)

где й — диаметр трубы; й — диаметр витка змеевика.

Потери давления на местные сопротивления. Любое изменение сечения потока или направления движения является местным сопротивлением. При этом образуются застойные зоны, в них возникают замкнутые вихри, на образование которых затрачивается механическая энергия (рис. 1.30). Возникают необратимые потери энергии.

Потери давления в местных сопротивлениях выражают как долю от скоростного давления:

Т,**’ I

Рис. 1.30. Некоторые местные со- м мрогммления:

и' ' шкмипное р.и'иичк'ипс; б — вне-:).! иное су Же »пи*

рй)2

(1.78)

Дрм. с — £ ■

где 5 — коэффициент местного сопротивления.

Средние значения коэффициентов £ приводятся в литературе

11 —5] и в табл. 2.7.

Потери давления на местные сопротивления можно выразил; через потери на трение:

„ ри)2 1Э рш2

(1.79)

Дрм.с - Ь —2~ — — ——■

Здесь 1з — длина такого участка прямой трубы, при прохождении ко-юроги потери давления на трение будут такими же, как потери давления при прохождении данного местного сопротивления.

Из уравнения (1.79) £ = Ц/э/сО, отсюда 1Э ={%,/%) й = пй\ п • - £Д. Величина п показывает, сколько диаметров надо взять, чтобы получить /*. Значения п имеются в справочной литерале [1.21.

Общие потери дннлення при диижении жидкостей. Общая ||<яг|)Н ишюрп (даи.цппя) мри дпнжеипи жидкостей по трубо-пронодлм может быть рассчитана по следующим уравнениям:

1) и единицах длины (м)

### ''“1гК + Е:+1) + г+п^ (Ш>


2) и единицах давления (Па)

=^+0++^р2—р1^ ^,81^

Экономически оптимальная скорость ммдиостм • трубопроводах

При заданной прои.шодиИ-Л1.1Ю1 ги (в м;|/с) диаметр трубо->»(»;

привода и (м м) может быть рассчитай по уравнению расхода 1.21):

(1.21):

я

V = гя>1 = на

откуда й — -\/1//((-,>785ш). Таким образом, величина диаметра определяется выбором значения скорости.

Казалось бы, чем меньше й, тем ниже стоимость трубопро-ноди, так как меньше затраты материала на его изготовление.

Рис. 1.31. К определению оптимальной скорости:

1 — затраты на амортизацию; 2 — эксплуатационные расхо» ды; 3 —суммарные затраты

Но чем больше скорость, тем больше затраты энергии на транспортирование жидкостей, растут потери напора или давления в трубопроводе в соответствии с уравнениями для Н или А р.

При проектировании дальних трубопроводов (газопроводы, нефтепроводы) для определения оптимальной скорости производят расчеты затрат и строят график (рис. 1.31). Оптимальная скорость соответствует минимуму на кривой суммы затрат.

При проектировании цеховых, заводских трубопроводов пользуются установленными практикой значениями скорости (см. табл. 1.1).

Определяющим параметром при выборе скорости является плотность. При нормальном давлешш плотности жидкостей на три порядка отличаются от плотностей газов. Например, при температуре 20“С плотность воды 1000 кг/м3, а плотность воздуха 1,2 кг/м3.

Если принять рекомендуемые скорости — для воды иуж = .= 1 м/с, а для воздуха w, =20 м/с, получим:

Дрск (жидкости) = ржк>ж/2 = 1000 • 12/г = 600 Па;

Лрси (газа) = prtt'r/2 = 1,2 * 203/2 = 480 Па,

т. е. потери скоростного напора для жидкости и газа сопоставимы.

Потерн на трение и месшые сопротивления пропорциональны скоростному давлению, т. с. скорости потока выбираются таким образом, чтобы потери давления в трубопроводе не были бы очень большими.

Вязкость жидкостей н газов пе оказывает прямого влияния на выбор скорости потока — только через критерий Re.

Определение расхода энергии на транспортирование жидкости по трубам

Запишем уравнение Бернулли для двух сечений (рис. 1.32) I , р< , , Р> , W2

21 +7^ + ^"_ "от+ 2+ +

Примем, что р = const, a wx =0 для рассматриваемого случая; Н — удельная работа, сообщаемая жидкости насосом:

И =-§Г+ ''пот + (** - *.) + Р‘р~—".

Рис. 1.32. К определению расхода энергии на транспортирование жидкости по трубам

w*/(2g) = Лек—'скоростной напор; lilun = hTр + ha. с — потери напора но длине трубопровода, обусловленные трением (/гтр), и потери, вызываемые местными сопротивлениями {ha. с); z2 — z\ — /гПоД — напор, затрачиваемый на подъем жидкости от сечения 1 к сечению 2\ (p2 — pi)/(pg) = haon — na-

IH'|\ затрачиваемый па преодоление I’ 1 Iнос111 давлении в пространстве нагнетания и всасывания.

I "I дн

ч Лек + Лтр + Лм.С + Л110д + Лдоп,

где все слагаемые выражены в метрах столба перекачиваемой жидкости.

Можно записать расход энергии в другой форме;

Лр = Дрек + Дртр + Дрм.с + Дрпод + Ардоп.

## г.. |,]-["“1~[-^]-|П.].


Зная объемный расход V жидкости и потери давления при Нгрскмчипании, можно рассчитан, теоретическую мощность NT (n Mi), i;i 1 ....................насосом на транспортирование жид

кое т.

1;Лр = Л'Т, (1.82)

Лейстоительная мощность:

Мд = V Лр/т| или Na = MgH!г), (1.83)

|л«- AI — массоиый расход жидкости; g — ускорение свободного падения; Н — циня» пилачн жидкости; г] — к. п. д. насосной установки.

Эти выражения справедливы при расчетах затрат энергии II* транспортирование жидкости. Для газов ими можно пользоваться toi,ni, км i.i l'inoineime Р2/Р1 = 0,9 —■ 1,1.

Д. мжеммс жидкое ти черв] OTDppdr-^я и водосливы,

## Н*Г1<>ДЯИЖН..... ипелдкм


11 Iси ние жидкости из отверстия, расположенного в дне сосуд.' I | ni ni, меIр отверстия мал по сравнению с диаметром

со» I н ni,и...... столба жидкости, то мол<но считать уровень

Л I иииным п м'о — 0 (рис. 1.33). Проходя через плоскость

mu Iим, струя жидкости сужается, достигая на расстоянии /,

|»Я1 I нрнЛлшнтслыю 0,5(/Отв, наиболее узкого поперечного сужении Омюшеиие площади поперечного сечения струи в самом

Рис. 1.33. Истечение жидкости через отверстие в дне сосуда

узком ее сечении к площади отверстия называют коэффициентом со/сатия струи

е = У/отв. (1-84)

Если записать уравнение Бернулли для потока идеальной жидкости между сечениями 0—О и 1—1, то получим:

, , Ро , Ш1 , Р1

2о+~2й+-РТ‘~21 ~ ‘ЗГ + 'рГ

Так как ш0 = 0, то скорость истечения

Ро ~ Р\ 1>8

(1.85)

Ч-

= д/2*фго-

р<п м и 21 — 0, а го — Н, то окончательно

та I ■-= л/Чцк . (1.86)

Таким образом, скорость истечения идеальной жидкости определяется только высотой столба жидкости 1г и не зависит от свойств жидкости. Эта формула обычно называется формулой Торичелли.

Для реальных жидкостей надо учесть потери напора на рходе в отверстие: /гпот = £шг/(2£). Тогда

1 -л/2йА. (1.37)

Если ро = Р\.

л/'» + С

причем

1/л/Г+Т = Ф, (1.88)

где ф — коэффициент скорости.

Тогда скорость истечения реальной жидкости из отверстия

ш, = ф л/'2ц11 . (1.89)

На практике часто бывает нужно определить объемный расход V (в м3/с) жидкости, вытекающей из отверстия; в соответствии с уравнением (1.24)

У = ш,/1 = фе|отП -\f2gh. (1.90)

Произведение коэффициентов скорости и сжатия струи называют коэффициентом расхода а:

фе = а. (1-91)

Окончательно уравнение расхода реальной жидкости, вытекающей из отверстия; _

У = а/оТв -\j2gh. (1.92)

Рис. 1,34. Типы насадков:а, б — внешние цилиндрические; в, г—внутренние цилиндрические; д—сходящийся конически Л; <?•—расходящиеся конический; Ж — сходящ,ийся коноидальньиЧ

Исли сосуд С крышкой II /;„ -/= /J!, то

v = aforo д/гг + • ('-эз)

Уравнения (1.92) и (1.93) применимы на практике и в случае истечения жидкости через отверстие, расположенное в боковой стенке сосуда, хотя в действительности напор h не будет постоянным по сечению отверстия и общий расход V следует определять интегрированием элементарных расходов по нсему сечению отверстия. Для отверстий больших диаметров необходимо учитывать изменения коэффициентов е, ср и а.

Коэффициент расхода а зависит от режима точения (Re) и от формы насадком[1]*, применяемых при опорожнении сосудов (меринком, цистерн п т. п.).

Наиболее распространенные типы насадков приведены на рис. 1.34, а их гидродинамические характеристики — в табл. 1.3.

Таблица 1.3Гидродинамические характеристики наиболее распространенных типов насадков
Форма отверстия для истечения | е | <р | а
1 lnrii.ii >к: |  |  | 
ЦИЛИН, 1)>ИЧ(ЧКИГ1 |  |  | 
пнпшшм | 0,0—1 | 0,81 | 0,82
ни у IргипиП | 0,3—1 | 0,70 | 0,71
кон пчоский |  |  | 
сходящийся (с углом 12°) | 0,99 | 0,95 | 0,94
коиондальный | 1 | 0,98 | 0,98
Насадок цилиндрический короткий | 1 | 0,97 | 0,97
г хорошо закругленными краями | 0,6-0,7 | 0,96 | 0,625
(И перстне круглое в тонкой стенке
" Насадок— это короткая трубка (штуцер, патрубок), приставленная к !иперстню в стенке или днище сосуда. Ее длина в 3—4 раза больше дклмстра.

Рис. *-35. Истечение жидкости через отверстия в водосливе?

а ^прямоугольное отверстие; б —треугольное отверстие

Истечение жидкости из отверстия при переменном уровне представляет собой неустановившееся движение потока, для которого напор, а следовательно, и скорость являются функцией только времени.

Если по высоте сосуда площадь поперечного сечения выпускного отверстия постоянна, то время т (в с) истечения жидкости можно рассчитать по формуле:

2/'('у//'1 — л/л»)

(1.94)

{*1 (МП V

Здесь Р — площадь поперечного сечения аппарата, /ОТв — площадь отверстия; Л, — начальный уровень жидкости в аппарате; Л2 — конечный уровень жидкости (если аппарат следусг опорожнить полностью, то /¡2 = 0): а — коэффициент расхода.

Истечение через водослив. Водослив — это перегораживающая поток жидкости тонкая стенка (порог), через которую жидкость переливается струей плоского сечения толщиной /г (рис. 1.35). Такие устройства имеются, например, в пенных пылеуловителях, орошаемых теплообменниках и т. д.

Уровень жидкости над переливным порогом Н Н (тогда можно не учитывать скорость потока жидкости до порога).

Расход жидкости через водослив:

V ~ иЬН (// — /г), (1.95)

где Ь — ширина переливши о потока (обычно ширина прямоугольного выреза о перегородке, рис. 1.35,«); >1 — толщина струи; Н — уровень жидкости над порогом; а — коэффициент расхода (можно принять равным 0,63).

При максимальном расходе Л = 2/зН.

Вырезы в переливном пороге могут иметь треугольную форму (рис. 1.36,6). Если угол р = 45°, то расход жидкости через такой водослив (в м3/с):

У да 1,4 Я2-5 (1.96)

Пленочное движение жидкостей

Экспериментально установлено, что в ряде процессов химической технологии пленочное движение жидкостей под действием сил тяжести по вертикальным стенкам аппаратов является ламинарным. Такое движение способствует обработке 1»т*. 1,36. Профиль скоростей в падающей пленке жм»кости

1’ис. 1,37, Волнообразование на поверхности стекающем пленки (с — фазовая скорость волн)

1 грмолабильных жидкостей (например, при их испарении), эффективному взаимодействию гетерогенных си-

I к-м при абсорбции, ректификации п при некоторых химических процессах.

Для расчета поверхности контак-

1.1 стекающей по стснке пленки необходимо знать скорость ее движения ц> и толщину п 1141 к и Л. а ьчкже их спи и. с |»пс.\о,п .м жидмн I и

Рппфелелент- скоростей и падающей пленке жидкости (без Ш)Л1и>оЬ|м:юилп11я) приведено на рис. 1.36. Еще Нуссельт показал, чю максимальная скорость потока конденсата, образующегося при конденсации пара, наблюдается на поверхности пленки, а средняя скорость в 1,5 раза меньше максимальной. Это соотношение справедливо при ламинарном течении пленки,

I. е при Ке,,,, < 20.

II \ ..юанях пленочного движения по поверхности вертикальном I руОм расход жидкости относят к 1 м ширины пленки (к 1 м длины периметра сечения трубы) и полученную величина шпик.ом| штч'тчй плотностью орошения Г [в м3/(м-с)]:

г. Д..",.,,, (1.97)

' и ' I. Л ...........1 плниша пленки, м; — средняя скорость стенания

II ЛГИ I II, причгм

№с|> = Р§й2/(3ц), (1.93)

• Яг р — пл«11 пек-л 1. жидкости, кг/м3; ц. — вязкость жидкости, Па-с; g — угкорпшг СВо(н>Л)и>] о изделия, м/с2.

О учетом формул (1.97) и (1.98) можно получить выражение толщины падающей пленки для вертикальной стенки:

А - ^31>/(р2*). (>•")

отнул* гл«\п«т, что толщина на чающей пленки жидкости прямо пронорцнонплмш се пиимиш и п.п11 пости орошения и обратно |||>о1|о|)ЦЖ)плл|.на п.нм нос | н ж и 1 кос I п (при ламинарном течении).

111>)| увеличении плотности орошения и критерия Ке на по-игряимеш стекающей пленки образуются волны, и ее движение

I »«тчипси минопы.и (рис. 1.37).

I' мнии течении падающей пленки определяют по критерию I'« и.1сн: Не,,., 1£1,|где с1э — эквивалентный диаметр

«л< • »кпнпил« и I шли диаметр равен учетверенному гид-

!»»• ..1С(Кому |>лдиуI'у г,, а гидравлический радиус — отношению площади поперечного сечения потока / к его периметру П. Та* Ким образом,

с1ъ = 4гг = 4//П, (1.103)

п 4/ю срр 4бшцрр 40ж 4Г

Ке,,л=а ]ПГ~==' Ц “ 11ц ~~ II * (1Л01)

где 0« — массовый расход стекающей жидкости, кг/с.

Различают три режима движения падающей пленки: 1) ламинарный — Ке11Л < 4 ~ 25; 2) волновой — Кеш, < 1090 -г- 2000;

3) турбулентный— Кепл > 2000.

Экспериментально установлено, что при малых плотностях орошения в присутствии поверхностно-активных веществ (ПАВ) происходит гашение волн на поверхности пленки и критическое значение Ие™. кр (при переходе к турбулентному режиму) увеличивается.

Движение жидкости в слое

Движение жидкости пли газа а неподвижном слое зернистых материалов или насадочпых тел[1]> зависит от многих факторов: направления потока газа или жидкости (восходящий или нисходящий), скорости потока, гидравлического сопротивления слоя (высоты слоя, его однородности, размера частиц, их формы), удельной поверхности.

Движение потока через зернистый слой используется в различных технологических процессах (фильтровании, газоочистке, промывке, экстрагировании и др.) и часто идентифицируется с движением в пористой среде.

Рассмотрим основные характеристики такого движения. Следует отмстить, что все они трудноопределимы. Гидравлическое сопротивление Арсл слоя высотою // и площадью поперечного сечения / можно рассчитать по уравнению Дарси — Вейбаха (1.60):

Здесь I — длина каналов в слое, по которым движется поток; т — средняя скорость потока в каналах; — эквивалентный диаметр каналов; X = /(Ресл) —коэффициент сопротивления слоя.

Критерий Рейнольдса для слояЪ) Иесл = !£>ойър/\х включает в себя кроме эквивалентного диаметра йэ так называемую фик-тнвную скорость ги0, отнесенную и поперечному сечению пустого аппарата.

Средняя скорость ха в слое определяется из уравнения не* разрывности гю\г = ш0/, где е—доля свободного объема сече* пни, или порозность:

ш = ® о/е. (1.102)

Порозность е, или объемная доля пустот, занятых жидкостью пли газом, отнесенная к общему объему слоя:

е- (1.ЮЗ)

Iл*' Г :.Гп,ч 1с|шнгт«1о слоя, м1; 1',,, — объем твердой фазы (плотного

СЛОИ ЧЯ1 11111) , м

.Чкишш и-нты!I диаметр канала между частицами по фор* муле (1.100):

4{ 4/уде 2 е

^ = 4^=1Г = -Т^Г=зйТ=Г7- <1л04>

Здесь /уд—удельная поверхность частиц диаметром й, мг/м38

Гу*~Ц^-*а2 = -1[Т-г)-’ <1Л05>

где чи«-.ю чдетиц лппмефпм (I н слое равно (1—е)/(яй3/6), а поверхность ЧИП МИМ |'«|1|||| т![1].

Пгримгтр (емч'и'нный) пи1» кики.иш 11 ранен суммарной по* Пгр.чшн 1П тех каналом (чаепщ), отнесенной к высоте слоя:

И = /уД ////// =/уД/. (1.Ю6)

Длина каналов с учетом их извилистости может быть выра* жгмп через высоту слоя //:

/ = фЯ, (1.107)

глг <| > К

После поло.-тонки значений йэ, ш0, I в формулу (1.60) получим ллм I ндраи.шчоского сопротивления слоя (в Па);

, • '.О.ч // (1 — с) ге),,р/(4^е3), (1.108)

где для ламинарного нотка

X - <И/К<\л • <М ■ :!|1 (1 - г)/(2м’0 г/р).

Тогда

ДЯсл = 72-(1-е^г ф^. (1.109)

Эта формула приемлема для расчета гидравлического со-( ротийлепии пористого слоя (осадка) при фильтровании жид*

► или гл «а через слой высотой Н. Правда, трудно определима величин.1 1| .

Определение I для турбулентного течения жидкости в слое затруднительно поэтому гидравлическое сопротивление Арся в этом случае рассчитывают по эмпирической формуле [5]:

Г (1 — е)' (1 — Е) P®!¡ 1

АРсл-[160 е,-- --J-\H■ ('Л10)

Формулы (1.108) и (1.110) можно использовать не только для сферических, по и для частиц неправильной формы с учетом фактора формы ф;

Ф = /ш//ч, <1-111)

где /ш — поверхность шара, имеющего такой же объем, как и частица неправильной формы; f4 — действительная поверхность частицы.

Так, например, если фактор 1|з для шарообразной частицы равен 1, то для кубической — 0,806, цилиндрической — 0,69.

Псевдоожижение

Зернистый слой, через который движется восходящий поток жидкости пли газа, может оставаться при этом неподвижным (фильтрующим) или переходить но взвешенное (псевдоожижен-ное) состояние. Во втором случае частицы слоя перемешивают-ся, слон их расширяется, становится очень подвижным и уподобляется кипящей жидкости. На рис. 1.38 показаны возможные состояния системы газ — мелкозернистый твердый материал в зависимости от характера движения восходящего потока газа (жидкости) через зернистый слой.

Структура неподвижного (фильтрующего) слоя отличается тем, что при небольшой скорости движения потока газа (жид* кости) сквозь слой взаимное расположение твердых частиц остается неизменным (рис. 1.38,а). При увеличении скорости потока газа выше некоторого критического значения слой перейдет во взвешенное состояние, причем структура его может быть различной. При сравнительно низких скоростях может быть получен взвешенный слой с равномерным распределением твердой фазы независимо от продолжительности процесса н размеров аппарата. Такой слой называется однородным. Обычно он сравнительно легко организуется при одинаковых размерах и форме твердых частиц (рис. 1.38,6), а также характеризуется отсутствием крупных пузырей газа, проходящих через слой. Таким образом, состояние системы газ — твердые мелкозернистые частицы можно считать однородным только в том случае, если восходящий газовый поток свободен от внешних возмущений.

•> Для турбулентного режима течения потока через слой >. = /1/Не

сл» где

А = 150-^ 200 и приблизительно равно так называемой константе Козени — Кармана (/гк ■*= 150), найденной экспериментально при изучении гидравлики зернистого слоя,

Рис. 1.3$. Взвешенный слой:

и — с—различные состояния системы газ--мелкозернистый материал

При движении через слой крупных пузырей наружная по-лерхпость слоя разрывается и группы частиц перемещаются имеете с пузырями по высоте слоя, способствуя интенсивному перемешиванию твердой фазы (рис. 1.38, в). В аппаратах малого диаметра пузыри, образующиеся вблизи газораспределительной решетки, часто сливаются в один большой пузырь, заполняющий все сечение аппарата, и слой частиц, расположен-имл нише такого пузыря, поднимается вверх как поршень (|>т 1 ЛН, ,•). «Поршни» из частиц с достаточно большой «теку

честью» медленно перемешаются ннерх, распадаясь на агрегаты Части, которые тпчи. иаданн тип. При увеличении скорости гя 1« расстояние м> .к 1\ «поршнями» увеличивается. и весь слой пульсирует без и пи пепия ефуктуры потока в «поршнях».

При дальнемним повышении скорости газового потока, особенно через слон топкоизмельченных материалов с повышенной «текучестью», возникают сквозные прорывы газа и струи газа движутся по образовавшимся каналам как через неподвижный слой (рис. I .48, сУ) в условиях неустойчивости всей системы. Раз-штидныпыо взвешенного слоя является и так называемый фон-11111нр\|"ш!ш слои, образующийся при подаче восходящего по-юкп I I в слон через газораспределительную решетку, площадь «рой значительно меньше площади сечения аппарата

(рис, ,«), При VIом пруи газа фонтанирует вдоль верти-

кпльш. чей Ашшрптп, у ил ска >1 слоя вверх. При переходе

1м конической части ампира I а в цилиндрическую скорость газа уменьшаете», движение твердых частиц замедляется и они, двигаясь по спирали, осаждаются по стенкам аппарата до самого лип. где снопа подхватываются восходящим потоком газа.

Н тешенный слой мелкозернистого материала обычно под-«жнпасн я н аппарате прямоугольной, цилиндрической или шческол формы с помощью решетки, служащей также и для киомсриого распределения ожижающего потока. Однако су-

1.|«гиу1т ряд аппаратов (сушилки, трубы пйевмо- и гидротран-

{ II, Г, 1’иманкоп н др, 66

Рис. 1.30. Кривые псевдоожнжсиия.а — идеальная; б — реальная для монодисиерсной смеси частиц; а—для полиднсперсной смеси частиц

спорта), работающих (без решеток) в гидродинамическом режиме, соответствующем выносу материала из аппарата с газовым потоком.

Метод взвешенного слон в последние годы широко внедрен в различные отрасли промышленности и, в частности, в ряд процессов химической технологии (адсорбцию и десорбцию, сушку, выщелачивание и экстрагирование, гетерогенный катализ, обжиг, газификацию п т. д.) в качестве прогрессивного технологического метода, обеспечивающего непрерывность взаимодействия газовой (жидкой) среды с зернистым твердым материалом в условиях выравнивания таких параметров процесса, как температура и концентрация.

В последнее время для улучшения эффективности использования взвешенного слоя в химической промышленности стали развивать следующие направления [4,5]: 1) взвешенный слой под давлением и при высоких температурах; 2) взвешенный слой в центробежном поле; 3) взвешенный слой с импульсной циркуляцией ожпжающего потока; 4) виброкипящий, а также 5) фонтанирующий, вихревой слои и т. д.

Скорость потока при образовании взвешенного слоя. При определении скорости газового (жидкостного) потока следует учесть, что в зависимости от величины скорости ю существуют три режима, характеризующие взаимодействие газового потока и слоя зернистого, материала: I) фильтрация (р < шкр. 1);

2) взвешенный слой (ш ^ шкр. 1); 3) унос (а’>йукр.п)—см. рис. 1.39.

При увеличении скорости восходящего потока газа в слое перепад давлений возрастает и в какой-то момент становится равным противоположно направленной силе тяжести. Дальнейшее увеличение скоростного напора вызывает расширение слоя. Таким образом, баланс сил в сечении слоя высотой Н при условии равенства сил давления и тяжести будет иметь вид:

Из уравнения (1.110) после замены ш0 на wKP.j и других преобразований можно получить:

Н eid2 dsi '

где шкр. i — минимальная скорость, при которой слой переходит во взве

шенное состояние.

При известной порозности слоя е и заданном размере части d уравнение (1.113) легко решается относительно wKP.¡. Обычно п момент начала образования взвешенного слоя пороз-ikk'ii. приближенно равна своему минимальному значению при cnoí пой пасынке слоя для шарообразных частиц (в0 ~ 0,4) в upe- IX 0,35 —0,'i

мнение (1,111) для слои монодпеперсных шарообразных «inciu.i может быть приведено к виду

Н0Кр =-—-Т== (1.114)

, i — б , /1,75 .

'S0— — +Л/_?'Лг

или tipil гюрозиости слоя, равной 0,4 для условий однородного исеидоожпжения (например, жидкостью):

Аг___

И00 + 5,22 УАг ■

ñr- ■ <U15)

Ядоп. Аг • - ¡I — (и v'ji) — критерий Архимеда; ReKI, = toKP. id/v —

НМТ*|>мА Vthtf рл< .iiihmA по минимя.п.жш скорости, при которой

слой I tmn г состояние; V- кинематический коэффициент

ЙЯ»К(Н IH Mlill .1 ; | /1,1 III).

Определение скорости шкр. i можно также осуществлять о помощью других зависимостей различной степени сложности н точное in (Г>).

1\'1счег скорое гм, необходимой для достижения заданного |»АСШ11]>еШ1^ однородного взвешенного слоя, можно проводить Пи обобщенной формуле [1—5]:

Аг е4’73

Re =»- - ,____(1.116)

!Н | 0,01 VAre4,75

Отсюда можно получить формулу для расчета порозности:

• —(1НЦс I-<>.36гё*»/Аг)"-:м. (1-117)

Следует отметить, что формулы (1.116) и (1.117) можно применять н для расчета стесненного осаждения твердых ча-• тип при разделении суспензий. Обычно порозность неоднородною изношенного слоя меньше порозности однородного слоя.

Дли приближенных расчетов удобно также пользоваться за-мн< имосп.ю Ly = /'(Ar,e), где Ly = Re3/Ar = ау3р2/[р-(Ртв-^ »*)«) -критерий Лященко (рпс. 1.40). С помощью рис. 1.40 (i погрешностью ±20%) можно определять; 1) скорость газо-

Ly

JO4

10' 107 70' 7tf° W' K‘ 103 w4

70'5

J0~,;

10'’

jo

ro

10

w

10 | 

|J_ 1 llinJ liuuf lllllllf 1 niut I ! LliiiJ ] 10* 104 Í0¡ 10“

10'

Лг

вого потока до, которая необходима для образования взвешенного слон из частиц диаметром d,, при заданной морозности е; 2) минимальный диаметр частиц d4, переходящих во взвешенное состояние при заданной скорости газового потока.

Скорость уноса. Другим пределом существования взвешенного (псевдоожи-жениого) слоя является скорость, при которой зернистый материал выносится из аппарата. Скорость уноса рассчитывается по тем же формулам, что п скорость свободного осаждения или витания одиночной шарообразной частицы. Начало уноса характеризуется следующими условиями: 1) расширение слоя достигло предела и движение отдельных частиц не зависит от воздействия соседних частиц; 2) частицы не осаждаются и не уносятся газовым потоком, свободно витая в надслоевом пространстве, так как вес каждой частицы уравновешивается силой сопротивления, возникающей при обтекании частицы потоком газа. Незначительное превышение скорости газа над скоростью витания приводит к уносу частицы. Скорость витания является важнейшей характеристикой взвешенного слоя и определяется опытным путем [5].

Для приближенного расчета скорости уноса wy = wKP. ¡t применима эмпирическая формула, которая может быть получена из формулы (1.116) при подстановке величины предельного расширениям слоя е = 1:

Rey —-(1-118)

18 4~ 0.61 VАг

При уносе движение твердых частиц в слое перестает быть хаотическим. Частицы ориентируются в направлении восходящего потока газа и начинают перемещаться по аппарату снизу вверх. Такой режим движения используют для перемещения сыпучих мелкозернистых материалов (пневмо- и гидротранспорт).

Высота взвешенного слоя Н рассчитывается из зависимости

Аре.л = (Ргв — Р) (1 — е0) 8Но = (ртв - р) (1 - е) gil.

(1.119)

(1.120)

откуда

1 — е0 i - в-’

// = //»

где Н и -Но — высота взвешенного и неподвижного слоев, м; е и е0 — по-розность взвешенного.и неподвижного слоев.

Однородный взвешенный слой наблюдается при следующих условиях: 1) плотности ожижающего агента и твердых частиц не слишком сильно отличаются одна от другой; 2) средний диаметр частиц мал и, следовательно, скорость wKр. i сравнительно низка и каждая частица в слое может перемещаться по относительно свободным и однообразным траекториям; 3) критерий Фруда Fv = w2/(d4g) в точке начала взвешенного состояния меньше I.

При Fr < 1 на поверхности взвешенного слоя не будет бурных всплесков и выбросов агрегатов частиц, а будет заметно толы«) легкое нолиопбра.чонгшпе («кипящий» слой).

Для обеспечения однородности взвешенного слоя в последнее время широко используют наложение вертикальных вибраций [5]. При этом отмечено снижение скорости, необходимой для начала перехода во взвешенное состояние, а также уменьшение гидравлического сопротивления взвешенного слоя (до 1/4).

Если частицы не слипаются, то слой отрывается от вертикально вибрирующей решетки и переходит во взвешенное состояние при условии a<á2/{g — b)> 1, где а и ю — амплитуда и частота вибрации; g — ускорение свободного падения; b —

— f(Ap/Ap0); Аро — давление слоя на газораспределительную решетку; Ар — гидравлическое сопротивление слоя при прохождении через него потока газа с суммарной скоростью газа (о/е и скоро'стью вибрации асо.

Двух- и трехфазные системы

Системы, состоящие из двух и более различных фаз, взаимодействие между которыми вызывает изменение в режимах движения, законах сопротивления, а также в самой природе таких систем, характеризуются действием поверхностных сил (сил межфазиого поверхностного натяжения).

В последние годы изучение гидравлических закономерностей двух- и трехфазпых потоков приобрело особую важность применительно к расчету типовых тепло- и массообменных (дистилляции. экстрагирования, абсорбции, взвешенного слоя и др.), а также химических процессов.

Перспективность многофазных потоков связана также с развитием энергетических процессов (например, магнитно-гидродинамической конверсии теплоты в электричество с помощью жидких металлов и т. д.).

Классификация двухфазных систем. Наиболее типичные случаи применения двухфазных потоков; 1) жидкость — жидкость (например, в экстракционных аппаратах); 2) газ (пар) — жидкость (например, в дистилляционных и ректификационных ко* лоннах, кипятильниках, конденсаторах); 3) газ или жидкость — твердое (например, при гидро- или пневмотранспорте, в аппаратах со взвешенным слоем).

Из перечисленных типов двухфазных потоков в химической промышленности чаще всего используют газожидкостные системы, которые различают по направлению движения отдельных фаз и по скорости: 1) жидкость в целом остается неподвижной (хотя локальные движения жидкости допустимы);

2) жидкость и газ (пар) движутся перекрестным током (перпендикулярно друг к другу); 3) векторы скорости жидкости и газа (пара) направлены одинаково или противоположно (прямоток или противоток).

Последний случай имеет место в конденсаторах смешения, кипятильниках, гетерогенных реакторах и разделяющих аппаратах. В дальнейшем отличие будет заключаться в том, останутся ли скорости обеих фаз постоянными (как, например, в эрлифтах, и рн транспортировании газа и нефти по трубам и т.д.) или между фазами будет происходить значительный перенос массы и скорости отдельных потоков сильно изменятся вдоль аппарата (например, при кипении пли конденсации). Следует отметить, однако, что в некоторых случаях (например, при абсорбции из разбавленных смесей, при дистилляции с постоянной молярностью потоков и т. д.) предполагают постоянство скоростей потоков отдельных фаз при развитом массообмене между ними. При этом большое значение имеет величина поверхности взаимодействия фаз. Например, при взаимодействии потоков жидкость — жидкость определение межфазпой поверхности в большинстве случаев представляет собой чрезвычайно сложную задачу.

Механизмы тепло- н массопередачи невозможно оценивать без понимания гидродинамической обстановки процесса.

Основные характеристики двухфазных потоков — режимы движения и законы сопротивления — значительно отличаются от аналогичных характеристик отдельных фаз.

Режимы движения двухфазных потоков. Виды движения потоков при взаимодействии двух фаз различают визуально и по физическому состоянию, т. е. в зависимости от скорости движения, объемного газосодержаиия, отношения плотностей фаз, смачиваемости стенок аппарата и других параметров. Структура потоков зависит также от поверхностных сил. Вероятно в большом разнообразии визуально наблюдаемых режимов нет значительных изменений механизма передачи количества движения, теплоты или массы. Однако классифицировать режимы движения двухфазных потоков по механизму переноса трудно, так как для этого необходим детальный теоретический анализ каждого случая (условия течения одной фазы обычно значительно влияют на условия течения другой фазы).

Наиболее распространена классификация режимов двухфазных потоков но перепаду давления и по массовой скорости каждой фазы. В обоих случаях различают горизонтально и вертикально направленные потоки. Так, например, при движении потока газа (пара) через жидкость в трубах наблюдают наиболее типичные режимы: 1) пузырьковый-, 2) пробковый

(или снарядный)-, 3) кольцевой (или стержневой)-, 4) эмульгирования.

При пузырьковом режиме газ в виде отдельных пузырей движется быстрее жидкости. С увеличением содержания газа пузыри начин;!км слииап.о! к гагкшые пробки. Отдельные газовые

11 }>< |Г> к и |м ..И'.шиися жл (кос') пы мп перемычками, пронизанными

I а юными пузырьками. I ¡аконец, при дальнейшем увеличении га-иосодер-каинн жидкостные перемычки исчезают и газовые пробки сливаются в сплошной столб газа, движущийся по центру трубы и окруженный кольцом жидкости с включениями мелких газовых пузырьков. При больших скоростях газа происходит обращение (инверсия) фаз (жидкость диспергируется в газе, который становится сплошной фазой) и поток движется в виде газожидкостной эмульсии.

Существуют также промежуточные формы потоков: слоистые, с волнообразованием, пенные, пленочно-эмульсионные, качельные п другие. Возникновение того или иного режима движении млшки« от метода перемешивании двух фаз и от способ« писчеппи их н систему. Наибольшее значение для промышленности представляют процессы пленочного течения жидкости, соприкасающейся с паром, и барботажа газа (пара) сквозь жидкость.

На рис. 1.41 приведены кривые для устойчивого пузырькового, пробкового (снарядного) и стержневого (кольцевого) режимов в координатах шж — да г в условиях нисходящего двухфазного потока для системы воздух — вода.

Приближенно можно дать общую оценку пределов существования отдельных режимов двухфазных потоков. За критерий такой оценки принимают обычно критерий Фруда для смеси газа и жидкости и так называемое среднее объемное газосодер-жание ф, представляющее собой долю объема смеси, занятую газом, ф = Уг/(Уг + Уж). '

Тогда зависимость ф=/(Ргсм) для границ существования

Рис. 1.41. Границы существования режимов движения двухфазной системы в нисходящем потоке для системы воздух —вода:

/ — устойчивый пузырьковый режим; 2—снарядный режим; 3 — переход от снарядного режима к стержневому; 4 — стержневой режим (с мелкими пузырьками в токе жидкости)

режимов: 1) пузырькового

2) пробкового

<г= (0,12 -т- 0,5) Рг^54-0’1; (1.122)

3) кольцевого

Ф = (0,65 - 0,85) Рг^“5 + °'02. (1.123)

Закон сопротивления. Перепад давления Ар в двухфазном однонаправленном потоке газ (пар)—жидкость на единицу высоты Н аппарата определяется распределением фаз и связан с режимом движения потока [5]:

(—) ■

V Н Лм

Здесь Яг и Яж — коэффициенты сопротнилений газового и жидкостного потоков, соотиетствепно; н — скорости движения газа и жидкости; рг и рж--плотности ггм.м и жидкости; с!3. г и йэ. ж — эквивалентные диаметры, причем Л,. г = 4(1- р)//Уд и (!„. т= 4р.//уд", е — доля сечения, занятая жидкостью; 1 —в — доля сечекня, занятая газом; /уд — удельная поверхность взаимодейстинн потоком, м'^/м3.

Расширение газа (при изменении скорости или температуры) вызывает изменение объемного газосодержания и в связи е этим площади поперечного сечения аппарата, занятого жидкостью.

Механизм изменения гидравлического сопротивления двухфазной системы обусловливается следующими причинами: 1) изменением количества движения вдоль осп потока; 2) изменением напора; 3) изменением трепня вследствие действия сил сдвига, т. е.

Л/> = Л/1,,,-| Л/>„ + лрх. (1.125)

Другие соотношения для Ар можно получить, исходя из уравнений баланса энергии.

ГЛАВА 2

ПЕРЕМЕЩЕНИЕ ЖИДКОСТЕЙ И ГАЗОВ

1.1. ТРУБОПРОВОДЫ

Трубопроводы на химических предприятиях служат для транспортирования или передачи газов, паров и жидкостей, пластических и сыпучих материалов с различными физико-химическими свойствами: щелочных и 'кислых, нейтральных, горючих, взрывоопасных, токсичных, при атмосферном или выео-ком давлении, под вакуумом и т. д.'> Протяженность трубопроводов (как магистральных, так и внутрицеховых) на многих заводах химической промышленности достигает десятков и сотен километров. Их стоимость составляет до 30 % от затрат на сооружение всего предприятия.

Особые требования предъявляются к строительству трубопроводов для дальнего газоснабжения. Например, для газопровода Уренгой — Помары — Ужгород, протяженностью 5000 км, потребовалось наладить производство труб диаметров 1420. мм, а также создать мощные перекачивающие устройства типа ГТН-25 и Н-650. Газ транспортируется под давлением до 7,5—10 МПа (~75—100 кгс/см2), расстояние между перекачивающими станциями — 75—100 км. Общая протяженность магистральных газопроводов в стране достигает сейчас 30 000км.

Условия работы промышленных трубопроводов, их надежность оказывают большое влияние на качество выпускаемой продукции.

Трубы

Основной частью трубопроводов являются трубы ЬольШин-ство труб изготовляют из стали разных марок, Ьднако в промышленной практике встречаются трубы почти из всех конструкционных материалов, применяемых в химическом маши-погтроспни.

При имбире материала труб для монтажа трубопроводов следует' учитывать температуру и давление транспортируемой среды, а также коррозионную стойкость выбранного материала в данной среде (и другие его свойства).

Коррозия металла наносит большой урон народному хозяйству. Ежегодно 10 % всего производимого в мире металла в результате недостаточной защиты аппаратуры, оборудования и изделий «съедается» коррозией.

Широко распространены в промышленной практике лакокрасочные защитные покрытия (они составляют до 80 % всех применяемых защитных покрытий), препятствующие диффузии и ограничивающие доступ агрессивной среды к защищаемой поверхности. Известно более 1000 их наименований. Защитное действие таких покрытий усиливается при введении в лакокрасочные материалы ингь'биторов коррозии или использования пассиваторов. В качестве ингибиторов атмосферной коррозии обычно используют соли аминов и аминоспиртов, в качестве пассиваторов в состав конструкционных металлов вво-

’> По правилам производства и приемки работ (СНИИП Ш-1.9—62) технологические трубопроводы в зависимости от химического состава передаваемой среды подразделяют на 5 групп (А, Б, В, Г, Д). В каждой группе в зависимости от рабочих давлений, и температуры трубопроводы разделяют на 5 категорий (I—V).

Характеристики некоторых лакокрасочных защитных покрытий
Конструкцион |  | Относительная |  |  | 
ный материал | Характер воздействующей | влажность ф, | Покрытие | Число | Примеча
трубопровода, | среды | температура | слоев | ние
аппарата |  | t |  |  | 
Сталь | Атмосфера внутри помещения не содержит агрессивных паров и газовАтмосфера внутри по | Ф>75 %, | Яма ль ГФ-245Эмаль | 2 | После нанесения грунтовки и шпатлевки
 | мещения содержит | t =з 0 -i- 40“ | ХВ-785 | 2 | 
 | so2, so3, no2, i-if, |  | ХС-75Э | 2 | 
 | H2S, I1C1 |  |  |  | 
 | Ф < 75 % t =0 : -10" | Лак |  | 
 |  | X С-721 ХВ-7Й5 | 22-3 | Послегрунтовки
 |  | Ф > 75 %, | ЭП-773 | 3-4 | После
 |  | t до »0° |  |  | шпатлевки
 | Хлор, различные кис | 35—40° | Бакели- | 2-4 | 
 | лоты (40 % f Î2SO.1, |  | топый |  | 
 | 35 % НС1) и растворы |  | лак |  | 
 | их солей |  |  |  | 
Сталь (тру | Нефтепродукты, вода | 35—40° | Эмаль | 2-4 | Стойка
бопроводы | и др. |  | ЭВ-718 | и бо | к дей
газовые), |  | и др. | лее | ствию
цветные |  |  |  |  | раство
металлы и |  | t до 60° |  |  | рителей
сплавы | Щелочи | ЛакХС-76,эмальКЧ-728 | 
 |  | I от 40° | II др. |  | 
 | В условиях атмосферы | Эмаль |  | 
 | в широком диапазоне | до 60“ | ПФ-223 |  | 
 | температур |  |  |  | 

дят специальные добавки — хром, кремний и т. д. (например, нержавеющая сталь, сплав антихлор и др.).

Важное значение при выборе защитного покрытия имеют условия его работы (главным образом характер агрессивной среды). Характеристики некоторых лакокрасочных защитных покрытий, применяемых в химических производствах, приведены в табл. 2.1.

Кроме лакокрасочных защитных покрытий, применяемых для всех трубопроводов, за исключением стеклянных, фарфоровых и керамических, используется покрытие трубопроводов (с температурой наружной стенки >45°С-) тепловой изоляцией.

Наиболее распространены следующие изоляционные материалы: 1) асбестит "(смесь асбеста с инфузорной землей и белой глины) —при температуре до 170°С; 2) асбозурит (смесь асбеста с инфузорной землей)—при температуре до 250 °С;

3) пробковая изоляция (смесь спрессованной крошки пробки, связанной смолой или дегтем) —при температуре до 120 °С, особенно часто используется для трубопроводов с холодильным рассолом.

Покрытие трубопроводов изоляцией делается с целью: 1) уменьшить потери теплоты через стенку трубы; 2) предотвратить конденсацию пара, транспортируемого по трубе; 3) избежать конденсации водяных паров, содержащихся в воздухе, на холодных (папрнмср, водопроводных) трубах; 4) предохранит!, помещение от излишнего пагрепа, а обслуживающий персонал — от ожогов.

В табл. 2.2 приведены основные характеристики наиболее распространенных труб. Кроме перечисленных в табл. 2.2 неметаллических материалов при изготовлении деталей трубопроводов применяются (в условиях транспортирования агрессивных сред при высокой температуре) углеграфитовые материалы (стеклопластики), а также резина, Резину очень часто используют для устройства защитного слоя внутри стальных трубопроводов и арматуры.

Гуммирование труб осуществляют полуэбонитом (жесткой резиной), арматуры .....эбонитом (твердой резиной) Резину ши

роко применяют для ппотежлишн рукавов н шлангов, а также прокладок.

П р о к л а д о ч и ы I' м л т е р и л л ы используют для герметизации соединении деталей трубопроводов между собой, а также в различной химической аппаратуре. Прокладочные материалы должны обладать эластичностью, достаточной прочностью, стойкостью к агрессивным средам, способностью сохранять прочность в определенных пределах температур. Основные характеристики прокладочных материалов приведены в табл. 2.3.

Трубы соединяют между собой и с устройствами, необходимыми для управления потоками транспортируемой среды,—* так называемой арматурой.

Сое д н и е и и я т р у б бывают разъемными и неразъемными. Разъемные соединения могут быть фланцевыми, резьбовыми и раструбными, неразъемные — е'варкой, пайкой и склеиванием. Выбор типа соединения зависит от материала трубопровода, свойств транспортируемой среды, необходимости частых разборок, от температуры и давления.

Соединительные части трубопроводов обычно называют фасонными деталями или фитингами. Они служат для перехода от одного диаметра трубы к другому, для разветвления или поворота трубопровода. На рис. 2.1 приведены наиболее распространенные фасонные детали трубопроводов.

Условия применения различных материалов труб при изготовлении трубопроводов
Грубы | Температура, °С | Давление | Диаметр,мм | Примечание
 | Металлические трубы
Алюминиевые | До IG0 |  | < 300 | Для транспортирования НЫОз, СПзСООН и других агрессивных сред (нестойки к действию щелочей)
Медные и латунные | < 250 | "“С р атм | < 360 | В криогенной технике, в промышленности органического синтеза, в пищевой промышленности
Свинцовые | МО | < Р'ЛТМ | < 300 | Для транспортирования слабых ■ растворов НгЭО* *
Стальные:
сварные (подо- | От -10 | От 1 до | До 1500 | Для воды, сжатого
газопроводпые или газовые) | до Ч- ‘200 | 1,6 МИД | До 1500 | воздуха, газа, пара низкого давления и др.
бесшовные | От —180 До 200 МПа до + 800 | Как более надежные применяют для транспортирования различных сред (ядовитых, взрывоопасных, коррозионных)
Титановые (сплав ВТ1) | 350 | До 150 МПа | До 150 | Для агрессивных сред (включая 111\103)
Чугунные водопроводные |  | Oi 1 до1 .(> МПа | Г,00—1000 | Главным образом для укладки в землю (кислотные)
Из кремнистыхчугунов ** | —■ | До 0.2Г>МПа | 32—300 | Для транспортирования кислот
 | Неметаллические трубы
Г уммированные Керамические: | 60—65 | Допустимый вакуум с 0,03 МПа | > 43 (длина / < 4 м) | Для коррозионных сред. Гуммированные трубопроводы — это покрытые внутри защитным слоем резины стальные трубы
общего назначения | < 130 | ~ Ратм | 125-600 | Для подземных канализационных линий (без-напорные)
кислотоупорные | < 130 | Рвнутрдо 0,25 МПа | 25—300 | Для транспортирования H2S04, HCl и других коррозионных сред

Продолжение

Темпера-тура, "С

Диаметр.

мм

Примечание

Грубы

Давление

Пластмассовые: вшшлластовые До 40 До 1 МПа < 150

полиэтиленовые До 80 То же < 150

До 200

фяолшопыо От —30 »

до + 120

<)>ю ропластоные От —100 до +250

До 200

Стемлинмм[2] Ог —50 0,4—0,8 МПа ¿пнутр

ли -|- 150 от lg д0

170 мм

До 160 0,6—0,8 МПа То же

Фпрфпропма

Для кислот и щелочей (исключая окислители и концентрированную H2SO4, многие растворители)

По свойствам близки к винипластовым, обладаю г более высокой ударной прочностью. Морозоустойчивы

Для многих кислот, бензола (не стойки в растворах щелочей и окислителей), обладают хрупкостью

Наиболее стойкие из пластмассовых труб, трудно обрабатываются

Для многих кислот, (исключая плавиковую и фосфорную), разъедаются концентрированными растворами щелочей при высокой температуре. Применимы при - Череды — ¡назд Нв

более 60—80 °С

Для НС1, НРОз, HNOj, II2S04 (разб.) и других агрессивных сред (кроме HF и щелочей)

иJ4 | h
/И | V

» фл*и»ин.1г летали трубопроводов

Q — колено; б— тройник; двойник ^калач); 0 — крестовина; е — переход

Краткая характеристика некоторых прокладочных материалов

Примечание

Прокладка

р, МПа

Т, °С

вой, композиция резины, асбеста, минеральных наполнителей)

Фторопласт 2ГЮ

100 В трубопроводах высокого

давления, наряду с прокладками из свинца, отожженных (мягких) стали, меди ^ 100 Для H2S04, HCl, HN03 и дру

гих агрессивных сред, а также на паропроводах

1 Для воды, нефтепродуктов и

других нейтральных сред

1 Для горячен воды, конденса

та, пара, спирта, H2S04, сжатого воздуха

Для большинства химически активных сред

Так же, как и ПСГ, исполь[3] зуют для обкладки резиновых и асбестовых прокладок Для многих кислот и других химически активных веществ, кроме сильных окислителей и растворителей

Для высокоактивных сред (обычно в качестве обкладки)

Таблица 2,4

Опознавательная окраска трубопроводов промышленных предприятий

Поток

Вода Зеленая

Водяной пар Красная

Воздух Синяя

Газы Желтая

Жидкости Коричневая

Кислоты Оранжевая

Щелочи Фиолетовая

Прочие Серая

с — нормальный вентиль; б — задвижка; в — пробочный кран; / — набивка сальника; 2 — гайка; 3— шпиндель; 4—крышка; 5 — клапан; 6—седло клапана; Г—корпус

Их исготовляют сваркой, штамповкой, путем ковки, гнутья труб. Минимальный радиус изгиба стальной трубы равен 2,5й, где Iй— наружный диаметр трубы.

Окраска трубопроводов в различные цвета (табл. 2.4) производится с цслыо опознавания потоков.

Арматура

Для перекрытия потока, транспортируемого по трубе, применяют запорную арматуру, для регулирования расхода (или давления)—регулирующую. Кроме того, к трубопроводной арматуре относят предохранительные и перепускные клапаны (для выпуска избытка потока при росте давления), обратные клапаны (препятствующие обратному движению потока), спускные краны, конденсатоотводчики, указатели уровня.

Запорная арматура включает в себя: 1) вентили; 2) задвижки и 3) краны (рис. 2.2). Схемы ее действия представлены на рис. 2.3. В первом случае открытие и закрытие прохода для потока производится с помощью золотника, который движется Перпендикулярно продольной оси потока и при этом открывает Или закрывает отверстие, расположенное в перегородке, разделяющей корпус вентиля па дне части — входную и выходную. Во втором случае затвор, имеющий форму клина (или выполненный из двух распираемых клином дисков), движется перпендикулярно продольной оси корпуса задвижки, изменяя сечение прохода. В третьем случае затвор (пробка) установлен в корпусе крана перпендикулярно его оси и имеет сквозное отверстие. Проход для потока открывается или закрывается путем поворота пробки на 90°, причем при повороте пробка не перемещается вдоль вертикальной оси корпуса крапа.

Сравнительные характеристики основных типов запорной арматуры (вентиля, задвижки, крана) приведены в табл. 2.5.

Запорная арматура классифицируется: 1) в зависимости от способов соединения с трубопроводом—на фланцевую, резьбовую п с концами под сварку; 2) по способу приведения в действие—па приводную (открытие и закрытие прохода происходит под действием внешней силы — электродвигателем, гидро-или пневмоприводом, от руки) и самодействующую (иазывас-

Рие. 2.3. Схема дейстпия: ц —вентиля; 6 — гадвнжки; в—крана

Тип

армэ-

туры

Характерные особенности

Конструкционный

материал

I

Недостатка

Достоинств;!

Вен- Широкий диапазон

тили [4] Г и р в зависп.чисти от материала

труб и вентиля н

свойств передав к-мых сред (р _.

1,6 МПа, Т до

300 "С)

Зад- «¿з от 50 до 1500 чм:

виж- р от 0,8 до 10 Ли 1а

КИ * ЛЛ.

Краны до 80 мм. При Тж до 120 СС и резв ДО 1 МПа (обычно 0.3—

0,5 МПа)

чугун серии и кремнистый. Сталь \ глероднета'я и нержавеющая. Алюминий, титан, фарфор, керамика, винипласт, чугун мо-;кот быть футерован езинцом или фао-литом

Чугун. Сталь углеродистая, легированная

Чугун серый и яы-сококремнистый Сталь углеродистая и нержавеющая. Керамика, стекло, фарфор, пластмасса, графит

1. Надежность о работе

2. Допускается регулирование величины прохода

1. Малое гидравли- 1.

ется и закрывается (при повороте ключа на 90") 2.

2. Обладает малым

гидравлическим сопротивлением 3.

3. Можно ставить

на трубы за- 4.

грязненных жидкостей

Значительное гидравлическое сопротивление (в 5—

10 раз больше, чем у крана)

Нельзя применять при работе с загрязненными жидкостями

Стоимость выше, чем крана

Высокая стоимость (дороже вентиля) Большая длина по шпинделю

Трудности изготовления из неметаллических материалов и защиты от коррозии При быстром открытии или закрытии возможен гидравлический удар Требует значительного усилия при повороте пробки Мало пригоден для регулирования потока Недостаточно пригоден для передачи пара и сильно нагретых жидкостей

Обширная область применения: на линиях водопроводных и паровых, сжатого воздуха, вакуумных. Включая агрессивные жидкости

Для воды, нефти, масел и других незагрязненных жидкостей, на линиях сжатого воздуха и газа. Для паропроводов используется особая конструкция

Для отсасывания паровоздушных смесей, самых различных жидкостей (включая кристаллизующиеся )

Чугунные

Вшшпластовые

 | Давление | 
Трубопроводы |  |  | При меч ¿мне
рабочее | испытательное
Стальные

Полиэтиленовые

Стеклянные

Из цветных металлов и сплавов Фаолитолые Вакуум-трубопроводы

До 0,5 МПа

От 0,5 МПа и выше

В зависимости от предела прочности материала и свойств передаваемой среды

1,5р|ч,г>, но не менее U,2 МПа

1,25/Ррно, по не менее 0,3 МПа

1,25/Jpaö, но не менее 0,2 МПа

1,25/>,1дл, по не менее 0,1 МПа, 0,05 МПа 0,2 МПа

При температуре стенки > 400 °С. Трубопроводы должны находиться под испытательным давлением в течение

Тит = 5 мин, затем давление снижается ДО Рраб И проводится повторный наружный осмотр Тисп = 20 МИН

тпс„ = 5 мин

* Гидравлические испытания трубопроводов производят (после наружного осмотра) при заполнении их водой с I ^ 5 °С, Вода подается в низшую точку трубопровода и должна полностью вытеснить из него воздух (через краник в высшей точке трубы). После заполнения трубопровода водой к нему подключают насос (специально для испытаний), на нагнетательной линии которого установлен манометр.

мую иногда автоматической). У самодействующей арматуры открытие и закрытие прохода происходит под воздействием потока, транспортируемого по трубопроводу.

Арматуру часто разделяют по конструкционным материа-лам (чугунная, керамическая, стеклянная, винипластовая, стальная) или по перемещаемой среде (водяная, паровая и Т. д.).

Основные характеристики трубопроводной арматуры: условный диаметр прохода, а также рабочее и условное давления.

Трубопроводы, как и другие виды технологического оборудования, после монтажа подвергаются гидравлическим испытаниям. *> Испытательные давления приведены в табл. 2.6.

Расчет трубопроводов

Внутренний диаметр с1 (в м) трубопроводов рассчитывают из уравнения расхода (1.24):

_ —л/тиЕ' (2Л)

!) Вместо гидравлических в отдельных случаях проводят пневматические испытания трубопроводов, где- V — заданный расход жидкости или газа, м3/с; w — скорость потока, м/с; 0,785 = л/4.

Скорость потока можно выбрать по табл. 1.1.

Превышение скоростей ведет к увеличению гидравлического сопротивления, а следовательно, к затрачиванию дополнительной мощности насосов и компрессоров, а также к увеличению толщины стенки трубы.

Конечно, желательно принять для расчета трубопровода оптимальную скорость потока, однако ее определение требует сложного техноэкономического расчета (см. стр. 55, 56).

После расчета диаметра трубы выбирают трубу ближайшего диаметра по ГОСТ.

При движении ЖНДКОСТСЧ1 со скоростями, превышающими

2 м/с, п трубопроводах появляется шум и увеличивается опасность возникновения гидравлического удара при внезапном открытии или закрытии запорной арматуры (например, крана). При внезапном изменении скорости потока в напорном трубопроводе резко изменяется давление и может возникнуть гидравлический удар. Повышение давления зависит от соотношения Тзакр/тг. у, где Тзакр — время открытия или закрытия запорного устройства (крана, вентиля), тг. у = 2Ь/с — время н течение которого ударная волна дойдет до резервуара и отраженная вернется к запорному устройству, L — длина трубопро-нодл, с — скорость распространения ударной волны.

При Тллкр < Тг. у возникает прямой гидравлический удар, при ?)•»,' - тг. у — непрямой гидравлический удар, ударное давление при котором меньше давления при прямом гидравлическом уди ре.

ii результате гидравлического удара давление в трубопроводе повышается в несколько раз и трубопровод может разрушит!, си. Такие случаи могут иметь место при внезапном открытии крапа с целыо опорожнения сосуда, а также в линиях вса-сипаннн поршневого насоса с очень неравномерной подачей жидкости.

Гп 1 рап.ш'ичкпн удар можно уменьшить, ограничивая скорое п-пни жидкости в трубопроводе, увеличивая продол-

тч '• 1 < I'i.i[им или закрытия запорного устройства,

я I 1.0 м.hi мл Iрубопроиоде специальные устройства

цпI мни ¡шок) noituilii nii i дан.п ппя.

Г . . личсского спиц)! иплгни.ч трубопровода прово

ди и я и" форм1с (1.81):

AfV. г = АрСК + Артр -Ь ^Рм.с + Ар под + Ардоп'

Здесь Лр.к == pw2/2 — потеря давления на сообщение потоку скорости, необходимoil дли транспортирования; Лргр = X(l/d)ApCa — потери давления, ¡ьирачнваемые па преодоление трения потока о стенки труб; Дрм. с =

£ Ем. сАрск—потери давления на преодоление местных сопротивлений; См.с —■ коэффициент местного сопротивления, представляющий собой отношение напора. в местном сопротивлении к скоростному напору,

Вид местного сопротивления | tu. с.
1. Внезапное расширение: |  | 0,16-3,1
E«.c=>/(Re. Fо//7.). |  | 
где Re = w0da/v\ w0 — скорость потока в мень |  | 
шем сечении; F0— площадь мспыиего попереч |  | 
ного сечения; F, — площадь большего поперечного сечения. В пределах изменения Re от 10 до |  | 
3500 и более и F0/Ft от 0,1 до 0,6 |  | 
2. Внезапное сужение: |  | 0,2—5
En.c = f (Re, Fo. F,). |  | 
В пределах изменения Re от 10 до >104 и |  | 
Fi)!F 1 от 0,1 до 0,0 |  | 
3. Вход и трубу: |  | 
с острыми краями |  | 0,5
с закругленными краями |  | 0,2
4. Выход и:! трубы * |  | 1,0
5. Диафрагма (отверстие) с острыми краями |  | 0,13—7000
в прямой трубе: |  | 
Ем. с “ f [(^отв/О)2, 0/й?отв]. |  | 
где ¿о™ — диаметр отверстия в диафрагме; D — |  | 
диаметр трубы; 6 — толщина диафрагмы. В пре |  | 
делах изменения (daTBID)2 от 0,02 до 0,9. |  | 
6. Колено (угольник) 90° стандартный, чугун |  | 1,1-2,2
ный'. |  | 
Ем. г " = f (</у). |  | 
где dy — условный проход (п пределах от 12,5 |  | 
до 50 мм) |  | 
7. Отвод круглого или квадратного сечения: | Ем- с | = AB; А = f(a) в
Ем. ,■ = /(«. «о/<0. | пределах от 0,31 до 1,40, B^f(Ra/d) в пре
где а — угол отвода; /<?0 — радиус изгиба, d — | делах от 0,03 до 0,21
внутренний диаметр трубопровода. Для а =» |  | 
= 20 Ч- 180 и R0/d =1+50 |  | 
8. Вентиль нормальный (при полном откры |  | 5,5—10,8
тии) •. |  | 
Uc = f(D), |  | 
где D — диаметр трубы (от 13 до 350 мм) |  | 
9. Вентиль прямоточный: | 0,32- | -1,04 при Re >
fe 3 | •105
Ем. с = f (Re D), |  | 
где Re = a>D/v; D — диаметр трубы (в преде* |  | 
лах от 25 до 250 мм) |  | 

Продолжение

10. Задвижка:

0,15-0,5

2—4

£м с = * (^у).

где dy — условный проход (от 50 до ^300 мм)

11. Кран пробочный:

£м. с — / (rfy),

где dy — условный проход (от 13 до ^50 мм)

Если есть прелстлнлнг1 собоЛ трубопровод постоянного сечения и скорость гааз цли жидкости постоянна но длине трубопровода, то при расчете полного гидравлического сопротивления сети выход из труОы учитывать не надо.

Расчет мощности N (в кВт)', затрачиваемой на перекачивание V м3/с жидкости или газа осуществляют по формуле (1.83) или

N =~ИробтУ1(\0*г\). (2.4)

Здесь г] — полный к. п. д., характеризующий экономичность насоса (вентилятора):

П = Пн'ПпЧд. (2.5)

где г)а — к. п. д. насоса (вентилятора); т],, — к. п. д. передачи; т^д — к. п. д, двигателя.

2.2. КЛАССИФИКАЦИЯ НАСОСОВ, ВЕНТИЛЯТОРОВ, КОМПРЕССОРОВ

В химических производствах для перемещения жидкостей и газов по трубопроводам •> используют гидравлические машины, которые сообщают потоку скорость (необходимую также и для преодоления сопротивлении на пути перемещения). Этй машины можно классифицировать на три основные группы':

1) насосы (для перемещения жидкостей); 2) вентиляторы[2]) (для перемещения га;юв при малой степени сжатия Рг/Р1 = 0,002 1,1); 3) компрессоры (для сжатия от нор

мального до высокого давления н перемещения газов).

Насосы и компрессоры можно разделить на две большие группы: 1) поршневые-, 2) центробежные. Последние получили особенно широкое распространение во всех отраслях народного хозяйства благодаря своей высокой производительности.

2.3. НАСОСЫ

Поршневые насосы

Простейшая схема поршневого насоса приведена на рис. 2.4« Внутри цилиндра / возвратно-поступательно движется поршень 2. Труба 5 является всасывающей, труба 6—нагнетательной. При движении поршня из левого крайнего положения в крайнее правое в цилиндре создается разрежение, вследствие чего поднимается всасывающий клапан 3 и жидкость по трубе 5 поступает в цилиндр, двигаясь за поршнем 2. При ходе поршня справа налево в цилиндре создается избыточное давление и клапан 3 опускается, нагнетательный клапан 4 поднимается и жидкость вытесняется поршнем в нагнетательную трубу 6. При многократном возвратно-поступательном движении поршня, которое производится с помощью шатунно-кривошипного механизма, жидкость попеременно всасывается и на-

Рис. 2.4. Поршневой насос:

/ — цилиндр; 2— поршень; 3, 4—всасывающий и наТнета-тельный клапаны, соответственно; 5, 6 — всасывающая и нагнетательная трубы, соответственно; 7—воздушный клапан

гнетается по трубам 5 и 6. Неравномерность движения жидкости по нагнетательному трубопроводу сглаживается благодаря установке воздушного колпака 7.

Длина пути поршня в (между его крайними положениями) носит название а: хода поршня. Насос, поршень которого за один оборот вала делает два хода (один при всасывании и один при нагнетании), называется насосом простого действ и я. Конструкция, в которой цилиндр снабжен крышкой (с сальником для прохода штока поршня) и поршень работает двумя своими сторонами, подавая двойное количество жидкости, называется насосом д в о й н о г о действия.

Общепринятая классификация поршневых насосов приведена в табл. 2.8.

Кроме классификации, приведенной в табл. 2.8, поршневые насоси различают: 1) по положению цилиндра (горизонтальные и вертикальные); 2) по кратности действия (простого, двойного, тройною и четверного), причем насос тройного действия состоит из трех насосон простого действия с общими линиями всасывания п нагнетания, с общим коленчатым валом;

Таблица 2.8

Классификация поршневых, насосов

ti, об/мин

Q, м /ч

р, МПа

Тип поршневого, насоса

Рис. 2.5. Схема действия клапанов поршневого насоса:

с —шаровой клапан; б, в —клапаны с пружиной; г —поршнсиое кольцо

насос четверного действия состоит из двух насосов двойного действия также с общими линиями всасывания и нагнетания, с общим коленчатым валом.

Из деталей поршневых насосов наиболее важными являются поршневые кольца, клапаны и сальники. На рис. 2.5 показаны схемы действия наиболее распространенных в промышленной практике клапанов. Следует заметить, что шаровые клапаны применяют при перекачке вязких жидкостей и суспензий, а откидные клапаны (большого сечения) — при перекачке загрязненных жидкостей. Клапаны изготовляют сплошными или шь л ими из бронзы, стали, эбонита и других материалов.

Производительность *> (подача) поршневого насоса С} (в м3/с) определяется как объем жидкости, нагнетаемой в трубопровод в единицу времени. Теоретическая средняя производительность насоса простого действия рассчитывается по формуле:

<3 = Рзп, (2.6)

где Р— площадь поперечного сечения поршня (или плунжера), м2; в — ход поршня, м; п — частота вращения вала, об/с.

Теоретическая средняя производительность насоса двойного действия, в котором левая сторона поршня за один оборот вала всасывает и нагнетает объем жидкости, равный Fs, а правая сторона — объем (Р — /) 5, где / — площадь поперечного сечения штока поршня, определяется по формуле

<2 = _ /) 5] п = (2/=- - П эп

или приближенно, так как площадь сечения штока / мала по сравнению с удвоенной площадью сечения поршня

= 2/^5«. , (2.7)

Действительная средняя производительность поршневого насоса <3д меньше теоретической. Для пасоса простого действия:

<?, = чР/--л-я. (2.8)

Здесь Г|„ — коэффициент подачи, учитывающий запаздывание открытия и закрытия всасывающего и нагнетательного клапанов, утечку жидкости через неплотности поршня, клапанов, сальников и т. д. В среднем составляет 0,8—0,9[5] и является отношением действительной средней подачи к теоретической.

Для насоса двойного действия:

<?д = 2г)^п. (2.9)

Для насоса любой кратности (г) действия (Зд = 'ЩъРзп или, если частота вращения вала п выражена в об/мин:

С1л-=6(НцкРзп. (210)

Полный напор Н (в метрах перекачиваемой жидкости), раз-нппаемый поршневым насосом, определяется (в соответствии с уравнением Бернулли (1.33), составленным для двух сечений потока) по формуле:

Я = -■ + Нт + Ап, (2.11)

1дг /»г и р!—давления в пространствах нагнетания и всасывания, соответ-п ппшо, Па; р -г- плотность перекачиваемой жидкости, кг/м3; //г — геометрическая высота подъема Жидкости, м; Н„ — напор, затрачиваемый на со-|длине скорости и преодоление трения и всех местных сопротивлений во ш’пемиающеп и нагнетательной линиях, м; ^ = 9,81 м/с2 — ускорение свободного индским

Формула (1’ 1 I ) применяется при проектировании насосных

) ( ТЛМШКЖ

ПолпыП ПИП"]1 111чI iiMii.ii.innn действующих насосов рас-СЧЩМЦНЮТ НО фирм\ . 1Г .

// = Р" .И7’™! + На + тЧ~и'аС: (2.12)

р§ 2§

Здесь р„—давление в нагнетательном трубопроводе на выходе жидкости из насоса, Па; р„с — давление во всасывающем трубопроводе на входе

°с | Давление насыщенного пара ¡г^ | г, »с | Давление насыщенного пара /1{
М вод. С'Г. | | кПа | м вод. ст. | кПа
5 | 0,09 | 0,88 | 00 | 2,02 | 19,82
10 | 0,12 | 1,18 | 70 | 3,17 | 31,1
20 | 0,24 | 2,36 | 8.) | 4,82 | 47,3
30 | 0,43 | 4,22 | 90 | 7,14 | 70,04
40 | 0,75 | 7,36 | 100 | 10,33 | 101,3
50 | 1,25 | 12,26 |  |  | 
жидкости в насос, Па; Я0 — вертикальное расстояние между точками измерения давлений р„ и р»с, м; м>„, и>к — скорости жидкости б нагнетательном и во всасывающем трубопроводах, соответственно, м/с.

Формула (2.12) укрощается, если расстояние //« мало, а скорости да,, и г«„с близки:

//«(/<„-р..с)/(рг), (2.13)

Теоретическая высота всасывания Явс поршневого насоса (см. рис. 2.4) определяется п:; выражения;

//0С<Л-А/- £ А, (2.14)

где Л — атмосферное давление; А; — давление насыщешюго пара всасываемой жидкости при температуре перекачивания Ь, У, А — потери высоты всасывания на сообщение потоку скорости и па преодоление инерции столба жидкости во всасывающем трубопроводе, а также па трение и местные сопротивления (по всасывающей линии).

С возрастанием частоты вращения пала насоса величина

2] /г увеличивается. Величины Л, /гг п 2 /г должны быть выражены в метрах столба перекачиваемой жидкости.

Например, для поды зависимость /г/ от температуры приведена в табл. 2.9. Атмосферное давление А заяисит от высоты места установки насоса над уровнем моря. Па практике для определения допускаемой высоты всасывания //ас для перекачивания воды поршневыми насосами пользуются данными, приведенными в табл. 2.10.

Мощность N (в кВт), потребляемую двигателем насоса, рассчитывают по формуле, аналогичной формуле (2.4):

N = <Зр£Я/(Ю3т1). (2.15)

Здесь С) — объемная производительность (подача) насоса, м3/с; р — плотность перекачиваемой жидкости, кг/м3; Н — полный напор, развиваемый насосом, в метрах столба перекачиваемой жидкости; ц — общий к. п. д. насосной установки [см. формулу (2.5)] и.

Таблица 2.10Допустимая высота всасывания Я„с (в м) при перекачивании водыпоршневыми насосами
Частота вращения насоса | Значение //Ес при температуре воды (в °С)
об/мин | об/с | 0 | 20 | 30 | 40 | 50 | 60 | 70
50 | 0,834 | 7 | 6,5 | 6 | 5,5 | 4 | 2,5 - | 0
60 | 1,0 | 6,5 | 6 | 5,5 | 5 | 3,5 | 2 | 0
90 | 1,5 . | 5,5 | 5 | 4,5 | 4 | 2.5 | 1 | 0
120 | 2,0 | 4,5 | 4 | 3,5 | 3 | 1,5 | 0,5 | 0
150 | 2,5 | 3,5 | 3 | 2.5 | 2 | 0,5 | 0 | 0
180 | 3,0 | 2,5 | 2 | 1,5 | 1 | 0 | 0 | 0

С запасом па возможные перегрузки двигатель к насосу устанавливается несколько большей мощности N уст> чем по-требляемая мощность:

л/усх = рлг, (2.16)

где коэффициент запаса мощности р бсрется в зависимости от величины N в пределах от 1,1 до 2.

Регулирование производительности <3 поршневого насоса производится путем повышения или понижения частоты вра-шл-пия вала насоса в допустимых пределах либо другими способами (регулированием частоты вращения двигателя, изменением передаточного числа приводного механизма, установкой парна |пни» и т. д.). Наиболее экономичным (по редко исполь-|\гмым Iпоп>бом) является регулирование производительности к.ниеа путем перепуска части жидкости из нагнетательного

I рубопровода обратно по всасывающий.

Регулирование подачи поршневого насоса не связано с изменением напора. Величина папора ограничивается установкой на насосе предохранительного клапана.

Основные[1] недостатки поршневых насосов: 1) большая ме-тлллоемкость, громоздкость; 2) требуется большая производственная площадь; 3) необходимость тяжелых фундаментов (как следствие возвратно-поступательного движения поршня);

4) ипличио клапанов, требующих ухода и ремонта; 5) нерав-м»мг|>иос1ь нспшшнши п нагнетания жидкости; 6) тихоход-

||«М 1Ь

Оенопным доскишсшчм пчр^неных насосов является неза-иисимосп, их прощнодмюлитети иг развиваемого напора, в результате чего возможно перекачивать небольшие количества жидкости при высоком давлении.

Центробежные насосы

Схема установки центробежного насоса приведена на рис. 2.6. Центробежный насос, в отличие от поршневого, осуществляет непрерывное всасывание и нагнетание жидкости.

В зависимости от числа рабочих колес центробежные насосы могут быть одно- и многоступенчатыми. Одноступенчатые центробежные насосы развивают требуемый манометрический напор (при прохождении жидкости через одно рабочее колесо) обычно не более 50 м (редко >70 м). Многоступенчатые центробежные насосы развивают напор, равный сумме напоров, создаваемых в каждом из рабочих колес, вращающихся на одном валу. Жидкость проходит последовательно через ряд одинаковых колес и получает напор, который в настоящее время не ---— превышает 20 МПа.

Расположение налов центробежных насосов может быть как горизонтальным, так и вертикальным.

 | '2
— | ---

Конструкционные материалы для центробежных насосов: сталь, чугун, цветные металлы, различные сплавы, а также керамика, фарфор, стекло, пластмасса для перекачивания агрессивных жидкостей.

На рис. 2.7 показана схема рабочего колеса центробежного насоса, которое образовано двумя дисками 2 и <3. Диски соединены загнутыми назад лопатками /, которые образуют в пространстве между дисками криволинейные каналы. Левый диск.? имеет отверстие для входа перекачиваемой жидкости внутрь рабочего колеса. Правый диск 2— сплошной. Вал, на котором закреплены рабочие колеса, соединен муфтой с валом двигателя. Колесо вращается в корпусе улиткообразной формы (см. рис. 2.6). Скорость вращения колеса настолько велика, что жидкость, находящаяся в каналах под лопатками, отбрасывается центробежной силой от входного отверстия (расположенного в центре насоса) к периферии лопаток и вытекает в корпус насоса. Из улиткообразного корпуса перека- ь чиваемая жидкость поступает в нагнетательный трубопровод. При этом в центре насоса образуется разрежение и жидкость по всасывающему трубопроводу поступает вследствие разности давлений внутрь центробежного насоса.

Рис. 2,7. Рабочее колесо центробежного насоса:

1 — лопатки; 2—сплошной диск; 3—диск с отверстием для входа жидкости внутрь колеса

Рис. 2.8. Схема движения жидкости в каналах рабочего колеса центробежного насоса

Корпус насоса перед пуском должен быть залит перекачиваемой жидкостью для того, чтобы рабочее колесо при вращении могло создать перепад давлений, необходимый для подъема жидкости во всасывающей трубе, на конце которой установлен обратный клапан для предотвращения выливания жидкости из насоса при его заливке.

Некоторые насосы снабжены направляющим аппаратом в виде неподвижного кольцевого канала с лопатками, который охватывает рабочее колесо. Лопатки направляющего аппарата изогнуты в обратную сторону (по отношению к лопаткам рабочего колеса), совпадающую с направлением потока к нагнетательному трубопроводу. Рабочее колесо центробежного насоса, изображенное па рис. 2.7, имеет одностороннее всасывание жидкости. Существуют насосы и с двухсторонним всасыванием (с большей производительностью).

Характеристики центробежных насосов. Теоретический напор Нт (в м), развиваемый лопатками колеса (на основе уравнения Бернулли и с учетом сложного движения струек жидкости н криволинейных каналах вращающегося рабочего колеса): //, - (/ijfj cos а, — и,Г| ros a,)/g. (2.17)

ГЛО II Iihjiyd .11,111 Г1\( iJh )С 11, 1-1 I>y fi KIJ ЖПДЛМ'ГН; с - - лЛоолкнияя скорость жидкости и канале Ko.-ic-t.], определяемая как геометрическая сумма (равнодей-сгнующая параллелограмма) скоростей и и w (рис. 2.8), причем w — относительная скорость жидкости; а — угол, под которым жидкость поступает на лопатку рабочего колеса; индексы I и 2 относятся к входу и выходу <• групп» жидкости из капала.

Уравнение, (2.17) было выведено Эйлером[1]) и известно, как основное уравнение центробежных машин.

Для получения максимального напора жидкость должна подноди I и я на лопатку колеса под углом 0^ = 90°, т. е. ра-Лнилм'о Тмлл уравнение (2.17) упрощается:

//, il'ji 'j cos Пг/д. (2.18)

ТЛИ КПК (<>•. МО" 0.

Дпи тнигем.ныЛ напор //, оо^аиаемын центробежным насосом, всегда меньше теоретического за счет потерь на преодоление I пдравлнческого сопротивления внутри насоса и из-за раз

личия траекторий струек жидкости в криволинейном канале:

//=■- //тПгПтр, (219)

где Чг — гидравлический коэффициент полезного действия, зависящий от размеров и конструкции насоса (находится в пределах 0,7—0,9); Г|тр — коэф-

фициент, зависящий от числа лопаток (находится в пределах 0,56 до 0,84, В среднем Tjrp = 0,8).

На величину гидравлического к. п. д. i> (а также и на Ят) значительное влияние оказывает угол наклона лопаток р2 (см. рис. 2.8) и их форма. Меньшие гидравлические потери обеспечивают лопатки, загнутые назад[1]) (РгСЭО[0]). Обычно для центробежных насосов различных конструкций (32 = 14 ~ 4-60°, a Pi = 20 — 40° (эти значения обеспечивают безударный вход и плавный выход жидкоети).

Геометрическая высота всасывания //£>с жидкости центробежным насосом равна расстоянию (по вертикали) от свободной поверхности уровня перекачиваемой жидкости до центра насоса (см. рис. 2.6):

Нас ^ Л hf /in.вс ^кав, (2.20)

где все величины (А, ht, hn. Вс, Акав) выражены в метрах перекачиваемой жидкости.

Здесь А — атмосферное давление; ¡и — давление насыщенного пара всасываемой жидкости; Ап. вс — гидравлическое сопротивление всасывающей линии, включая затрату энергии на сообщение скорости потоку жидкости; Акав — кавитационная поправка (уменьшение высоты всасывания но избежание кавитации), зависящая от прон.ик/дптслыюстп насоса Q (м3/с) и частоты вращения ч (об/мин):

Ака. = 0,00125 (Qn"ffi7. (2.21)

Кавитация — это образование пустот в движущейся жидкости, приводящее к быстрому износу лопаток рабочего колеса насоса. Пустоты образуются в результате конденсации пузырьков пара и выделения газов, растворенных в жидкости, при местном падешш давления в насосе ниже давления насыщенного пара жидкости при данном температуре. Пузырьки пара и газа, увлекаемые жидкостью и область более высоких давлений, быстро конденсируются или схлопываются. Жидкость мгновенно заполняет образовавшиеся пустоты, что приводит к мелким гидравлическим ударам, шуму и сотрясениям. В результате производительность п напор, а также к. п. д. насоса резко падают. В целях предотвращения кавитации или при ее обнаружении необходимо снизить частоту вращения рабочего колеса.

Напор и производительность центробежного насоса при данной частоте вращения зависят друг от друга.

Из характеристики насоса Q = f(H) при п = const (рис. 2.9,а) следует, что при увеличении напора Н производительность Q насоса уменьшается. При неустойчивой работе некоторых насосов на коротком (начальном) участке кривой Q — И можно наблюдать некоторое повышение напора с увеличенном подачи. В большинстве современных конструкций центробежных насосов участок неустойчивой работы на характеристике <3 — Я отсутствует.

Теоретическая характеристика (верхняя прямая на рис. 2.9, а) С} — Я, полученная при закрытой задвижке (О. =

— 0), соответствует и£/ё (при заданной частоте вращения колеса). Обе характеристики (2 — Я (рис. 2.9, а) представляют собой частные характеристики насоса.

Законы пропорциональности. Производительность и напор центробежного насоса зависят от частоты вращения рабочего колеса. Из геометрического подобия треугольников скоростей в любых сходственных точках потока (например, на выходе из

колеса) при условии, что при различных частотах вращения

режимы работы насоса подобны, можно получить соотношение

(¿11<22 = П1/п2, (2.22)

откуда следует, что изменение производительности центробежного насоса пропорционально частоте вращения.

Изменение напора пропорционально квадратам частот вра-щения:

//,/#, = («,/ я-,)2 (2.23)

Так как мощность, потребляемая насосом, пропорциональна произведению <2 на Я, то можно получить с учетом уравнения (2.15):

ЛГ./Л:, =>(«,/и2)3, (2.24)

т. г. нампп-ппс потребляемом мощности (па валу насоса) пропорционально кубам частоты вращения.

Соотношения (2/22) — (2.24) называют законами пропорциональности. Они соблюдаются в известных границах изменения п (не более, чем в два раза). С их помощью можно по одной характеристике С?—Я построить аналогичные характеристики для других частот вращения.

Рабочая точка центробежного насоса (рис. 2.9, а) . Уравне* ипг напора в трубопроводе (сети), обслуживаемом насосом,

// //г-I \к (1/с1) + (X и с)] [ад,/(2я)] или Я = Нг+а02 (где Яг-

ь '.ичрп'ич'кан пиона подачи, а второе слагаемое характе

ризует потери на преодоление трения и местных сопротивлений) представляет собой уравнение параболы: первый член уравнения — постоянный и не зависит от подачи (2, а второй—< переменный, пропорциональный (¡)2, так как С} = 0,785с12шн-При наложении полученной характеристики трубопровода на характеристику насоса С} — Н (рис. 2.9, а) получаем точку А, в которой подача насоса равна расходу жидкости в трубопроводе, а избыточный напор равен потерям давления в сети (Н — Нг = Я„„т). Точку Л называют рабочей.

На рис. 2.9,6 кроме 0 — Н нанесены характеристики С} — N и 5 — т]. Минимальная мощность N потребляется при закрытой задвижке на напорном трубопроводе. Максимальный к. п. д. 11 достигается при нормальном режиме работы насоса (при заданных п, (2 и Н).

Регулирование центробежных насосов. Производительность (подачу) центробежных насосов можно регулировать, изменяя частоту их вращения. Этот способ более экономичен, чем регулирование изменением степени открытия задвижки на напорном трубопроводе, однако трудно осуществим в случае привода насоса от асинхронных электродвигателей переменного тока. Поэтому на практике обычно регулируют подачу насоса с помощью задвижки (на напорной трубе).

Центробежные насосы способны к саморегулированию (самостоятельному изменению рабочего режима в зависимости от изменения сопротивления нагнетательного трубопровода).

Для увеличения производительности насосы могут включаться параллельно, а для увеличения напора (особенно при малых (3) — последовательно.

Основной недостаток центробежных насосов — низкий к. п. д. при малых производительностях (ф < 0,25 м3/с), особенно прк необходимости создать высокий напор.

Достоинства центробежных насосов: 1) надежность и долговечность в работе; 2) высокая производительность при равномерной п непрерывной подаче жидкости (без помощи воздушных колпаков); 3) простота обслуживания; 4) малая металлоемкость; 5) отсутствие клапанов (меньшая чувствительность к загрязненности и химической агрессивности транспортируемых жидкостей); 6) более низкая стоимость (по сравнению с поршневыми насосами).

В химической промышленности распространены в качестве питательных многоступенчатые центробежные насосы марки ЭП производительностью от 1,8-10-2 до 6,9-10~2 м3/с, развивающие напор от 440 до 700 м столба жидкости при частоте вращения п = 50 об/с, к. п. д. насоса г|н = 0,65 -г- 0,75, потребляющие мощность Ин от 108 до 410 кВт. Такие насосы предназначены для перекачивания воды (pH = 7 -т- 9,2), не содержащей твердых частиц, при температуре <165°С. Допустимо пре-еышение напора до 18 % от поминальных значений, указанных в паспорте насоса.

Следует учесть, что в технической документации заводов-изготовителей приводятся характеристики, соответствующие перекачиванию воды. Если необходимо перекачивать другие жидкости, то следует вводить опытные поправки (на вязкость, плотность и т. д.).

Насосы других типов

Осевые насосы. Одним из вариантов центробежных насосов является осевой (пропеллерный) насос, схема которого приведена па рис. 2.10. Осевые пасосы применяют для перекачивания больших количеств жидкости (до 25 м3/с и даже выше) при небольших напорах (до 16 м). Изготовляют несколько марок осевых насосов: ОГ (с горизонтальным расположением вала), ОВ (с вертикальными) для перекачивания воды с содержанием взвешенных частиц <0,3% при температуре <35°С, а также марок 0X6, предназначенных для циркуляции химически агрессивных жидкостей с плотностью до 1500 кг/м3 при температуре до 150 “С.

Достоинства осевых насосов: 1) простота устройства; 2) нечувствительность к загрязненности перекачиваемой жидкости;

3) быстроходность.

Недостаток — небольшая величина развиваемого напора.

Пуск осевых насосов осуществляется при открытой задвижке. Характеристика осевых насосов отличается от характеристики центробежных насосов: максимум потребляемой мощности — при производительности С2 == 0.

Вихревые насосы (рис. 2.11) пригодны для подачи воды

Рис. 2.10. Осевой насос:/ - пал; 2—лопатки; 3 — направляющий аппарат; 4 — нагнетательный патрубок

11 других жидкостей (включая химически активные), не содер-

жаших абразивных взвешенных частиц, при температурах <85°. В химической промышленности прийеНЯю¥ йй15 ревые насосы марок ВС и ВК сравнительно небольших производительностей (от 2 до 40 м3/ч) при напорах 12—250 м столба перекачиваемой жидко« сти, превышающих (в 2—5 раз) напоры, развиваемые центре* бежными насосами при тех же размерах. Могут работать прй самовсасывании. Для пуска насосы заливают водой (при оста* новке вода не сливается, так как и всасывающий, и нагнета« тельный патрубки расположены в верхней части корпуса). Отличаются малым Зазором между корпусом и рабочим колесом (~0,2 мм).

Роторные насосы (также как и вихревые) относятся к числу реверсивных, т. с. при перемене направления вращения ротора остаются работоспособными, только меняются местами области всасывания и нагнетания.

Известно несколько типов роторных насосов, применяемых особенно часто при перекачивании вязких жидкостей: шестеренчатые (зубчатые), пластинчатые, винтовые. Шестеренчатые насосы изготовляют с внешним и внутренним зацеплением. К насосам объемного типа (работающих с Q« да const) относятся также коловратные, одно- и многовинто-зые, двухсегментные и другие. На рис. 2.12 приведена схема шестеренчатого роторного насоса небольшой производительности, но развивающего большой напор (до 250 м столба перекачиваемой жидкости). В отличие от центробежных и вихревых насосов шестеренчатые не могут работать при закрытой напорной задвижке и должны быть снабжены предохранительным клапаном.

Винтовые насосы долговечны (при отсутствии абразивных примесей в перекачиваемой жидкости), бесшумны, компактны, отличаются высоким к. п. д. (60—85 %) и полным отсутствием пульсации подачи. Основное преимущество шестеренчатых насосов — простота изготовления. Недостатки: пульсация подачи, шум, вибрация, ограниченное давление нагнетания.

Струйные насосы применяют для нагнетания (инжек. торы) и отсасывания (эжекторы) жидкости, особенно в тех случаях, когда допустимо се смешение с газом, паром и конденсатом. На рис. 2.13 но-

Рис. 2.13. Струйный насос:

Рис. 2.14. Воздухоподъемник (эрлифт):

Ц

£Г"И

1, 3 — трубы; 2 — смеситель; 4 — сепаратор; 5 —воздушное пространство (газ) Рис. 2.15. Монтежю

казана схема работы струйного насоса. В зависимости от ра-^ бочей среды — жидкости, газа, пара — такие насосы называют жидко (водо) струйными, газоструйными или пароструйными. Из{ достоинства — простота и надежность в работе, отсутствие дви* жущнхси частей; недостаток — низкий к. п. д. (до 0,3). Могут упрлнлнться дистанционно.

Но»духомоды'мнмки (эрлифты) 11 глишфты применяют для подымл жидкостей с больших глубин п,л и для интенсификаций массообмспа между жидкостью и газом в некоторых аппара* чих. Эрлифты и газлифты (также как и струйные насосы) от* личаются низким к. п. д. Рабочей средой в них является ежа* ■1ый воздух или газ, распределяемый в перекачиваемой жидкости и виде пузырьков (рис. 2.14).

Монтежю (вертикальная или горизонтальная емкость) используют для периодического перемещения жидкостей (агрес-

1-шшых или загрязненных) с помощью сжатого воздуха или инертного газа (рис. 2.15).

Существует еще ряд типов насосов (диафрагменные, плунжерные и др.), действие и назначение которых описаны в спе* цнплыюй литературе [6].

2.4. ВЕНТИЛЯТОРЫ

/(ля перемещения потоков воздуха и промышленных газов при небольшой степени сжатия (приблизительно до 1,15) в химической промышленности используют центробежные и

о С е II и с II е II т II Л Я Т О р Ы.

Кл;и епфпюцмя вентиляторов приведена в табл. 2.11,

Классификация вентилятороз

Развиваемое давление

Типы

вентиляторов

к. п. д

| 0,6-0,9

} 0,7-0,9

Центробежные

Осевые

Низкое — до 981 Па Среднее — 981—2940 Па Высокое — 2940—11 700 Па

Среднее (очень редко) Низкое

Центробежные вентиляторы

По принципу действия и устройству центробежные вентиляторы аналогичны одноступенчатым центробежным компрессорам и отличаются меньшими окружными скоростями (не более 60—80 м/с). При малой степени сжатия можно пренебречь сжимаемостью газа.

Схема центробежного вентилятора дана па рис. 2.10.

Давление (в Па), создаваемое вентилятором, при подаче воздуха (уравнение напора):

(2.25)

или

( , “&Л ( , <сР,Л

(2.26)

Ар = \^ст.н Ч--2— ) ~ \Pct.pc Ч--2— )

Здесь Р\ — давление п пространстве, из которого вентилятор забирает воздух, Па; Рг— давление в пространстве, куда вентилятор подает воздух, Па; Лрвс, Ар„— потери давлении во всасывающей и нагнетательной линиях, соответственно, Па; ш — скорость воздуха па выходе из сети, м/с; рст. вс, Рст. ,1 — статические давления до и после вентилятора, соответственно, Па; ш,с, ш„ — скорости воздуха во всасывающем и нагнетательном трубопроводах, м/с; р» — плотность воздуха, кг/м3.

В случае, когда плотность подаваемого вентилятором газа отличается от плотности воздуха, к правой части уравнения

(2.25) добавляется Ар„од (в Па):

Лрпод — (Рг Рв) г8< (2-27)

где рг — плотность газа, кг/м3; г — разность высот точек всасывания и нагнетания, м.

Центробежный вентилятор (рис. 2.16) имеет рабочее колесо с лопастями или лопатками, которое вра-

Рис. 2,16. Центробежный вентилятор:

/ - корпус; 2 — рабочее колесо

Рис. 2.17. Определение рабочей точкй цент- м fj Яр,'Ар. робежного вентилятора t

щастся в спиральном кожухе.

Кожух вентилятора крепится на станине. Воздух (газ) по всасывающей трубе поступает в центральную полость рабочего колеса, захватывается лопатками и нагнетается через расширяющийся выходной патрубок. В вентиляторах используют лопатки различных типов — прямолинейные и криволинейные. Большое распространение получили широкие колеса с короткими лопатками—< колеса барабанного типа. Подвод потока в колеса должен быть плавным для уменьшения потерь напора.

Вентиляторы — одноступенчатые машины, обычно маломощные, поэтому их конструкция не отличается сложностью. Большинство вентиляторов изготовляют без направляющих аппаратов. Входной патрубок выполняют в виде: 1) короткого

цилиндра; 2) конической воронки; 3) конической воронки с коротким цилиндрическим участком; 4) плавно изогнутой воронки (коллектор).

Форма входного патрубка влияет на равномерность заполнения поIоком га.ча всего сечения входа в колесо, а следовательно, и па величину развиваемого вентилятором напора и его к. II. д.

Характеристики вентилятора аналогичны характеристикам

центробежного насоса. При постоянной частоте вращения п рабочего колеса и постоянной плотности газа опытным путем строят рабочие характеристики Q — Я, Q — N и Q — ^ для вентилятора и Qc—'Яс (в том же масштабе, что и Q — Я) для сети (см. рис. 2.9) и определяют положение рабочей точки.

Положение рабочей точки дает возможность судить об экономичности вентилятора в данных условиях. Если рабочая точка занимает положение А (рис. 2.17), то вентилятор работает с к. п. д. цА, меньшим максимального значение, 1|макс, с каким он мог бы работать па сеть с другой характеристикой (при которой рабочая точка занимала бы положение В).

Уравнение характеристики сети, по которой транспортируется газ с помощью центробежного вентилятора, аналогично такому же уравнению для центробежного насоса (см. стр. 95). н выражает зависимость между расходом проходящего по тру-(нщроводу газа Qc и потерей напора[1]) в сети Яс, затрачивав-

11 В курсах вентиляционных установок напором называют повышение ;i 1П.1ГНИЯ, создаваемое вентилятором. Напор вентилятора обычно измеряют и II,I. '

мой на преодоление всех гидравлических сопротивлений сети (трубопровода):

Нс = а(}1 + Ь, (2.28)

где а и Ь — коэффициенты параболы, которая получается при следующей интерпретации уравнения (1.80):

//с = -^Рск "Ь Л/?тр Н" ДрМ.С + Дрпод ~Ь Лрдоп =

= ^ 1 + Я £м-с! —2^ Ь Дрпол + Ардоп'

После подстановки из уравнения расхода значения скорости ну = <Эс// (/—площадь поперечного сечения трубопровода, м2) получим:

[1 + (я,//«*) +

"с“5-2/2-^ “Рпод "Г и^1оп-

Обозначив [н-(Я/ДО + Е ?М. с1р/(2/2) через а и Арпол +

+ АрДо„--й, имеем уравнение (2.28): //с. =<((?,’ + &. При Дрпод = = (Рг — Рп) = 0 и А/)П(>11 = — />, = 0 кривая характеристики

сети

//с = «Рс (2.29)

будет проходить через начало координат (см. рис. 2.17).

Законы пропорциональности для центробежного вентилятора [зависимости С?, р (или Я) и от частоты вращения п\, как и для центробежного насоса, характеризуются соотношениями (2.22) — (2.24) и также используются при перестройке характеристик вентиляторов на другие частоты вращения (рис. 2.18).

Мощность N (в кВт), расходуемая вентиляторной установкой:

N (2.30)

где Я — подача вентилятора, м:|/с; Лр — повышение давления, создаваемое вентилятором, Па [см. формулы (2.25) и (2.26)); 1]—общий к. п. д. вентиляционной установки [см. формулу (2.5)].

Осевые вентиляторы

При необходимости подачи больших объемов газа применяют осевые вентиляторы (рис. 2.19). Рабочее колесо осевогЬ вентилятора имеет от 2 до 16 лопаток, форма которых близка по профилю к самолетному пропеллеру. Осевые вентиляторы отличаются реверсивностью и высоким к. п. д., компактны. Для них характерна сравнительно широкая область неустойчивой работы.

Производительность центробежных вентиляторов регулируют, изменяя частоту вращения или открытием и закрытием задвижки на линиях всасывания или нагнетания. Для выбора

Рис. 2.18. Характеристики центробежного вентилятораРис. 2.10. Осевой вентилятор*1 - кожух; 2 — лопастное колесо

вентилятора по справочнику ![6] или ГОСТу следует знать, что характеристики геометрически подобных машин одинаковы, т. е. для всей серии вентиляторов можно пользоваться общей характеристикой.

Подбор марки вентилятора производят по нужной производительности 0. (м3/с) II по развиваемому напору pgH (Па). Так, например, при частоте вращения п « 25 об/с (или 1400— 1600 об/мии) технические характеристики наиболее часто употребляемых центробежных вентиляторов среднего давления приведены ниже:

Марка | д, м3/= | рг11. Па
В-Ц14-46-5К-02 | 3,67 | 2360
4,44 | 2450
 | 5,55 | 2550
В-Ц12-49-8-01 | 12,50 | 5500
15,25 | 5600
• | 18,0 | 5700
ЦП-40-8К | 1,39—6,95 | 1470—3820

Мощность электродвигателей к таким вентиляторам лежит п пределах от 13 до 160 кВт в зависимости от производительное ш п напора: /V =(?(>#///(1031)). К. п. д. двигателей марки А02 составляет 0,88—0,92.

2.5. КОМПРЕССОРЫ

Компрессорами называют машины, предназначенные для сжатия газов от нормального (или выше) давления до более высоких давлений. При сжатии газу сообщается как кинетическая, так и потенциальная энергия. По преимущественному использованию вида энергии компрессоры делят на две больших группы: 1). центробежные, осевые и струйные используют, главным образом, кинетическую энергию');

2) поршневые (с возвратно-поступательным движением поршня) и ротационные (с вращательным движением) используют преимущественно потенциальную энергию (давление).

К компрессорным машинам относят также вентиляторы и газодувки, а также вакуум-насосы. По раз* виваемому давлению их разделяют па группы: 1) низкого давления (до 0,01 МПа)— вентиляторы; 2) среднего давления (от 0,01 до 0,3 МПа) — газодувки; 3) высокого давления (от 0,3 МПа и выше) —компрессоры; 4) вакуум-насосы — разрежение >0,05 МПа. Газодувки, вентиляторы и вакуум-насосы объединяет с компрессорами общий принцип действия, хотя их конструктивное оформление существенно отличается. Так, например, если для установки необходим центробежный вентилятор высокого давления, то для напора ^ 12 кПа можно использовать газодувку; с другом стороны, если напор ^18 кПа, то газодупку следует рассчитывать как компрессор.

Центробежные компрессоры и газодувки

Центробежные компрессоры и газодувки называют турбо-ком п р с с с о р а м и н т у р Г) о г а з о д у в к а м и. В турбома-шипах, как и в центробежных насосах, газ поступает в рабочее колесо (см. рис. 2.7), закрепленное на валу. Колесо с лопатками и направляющим аппаратом вращается в кожухе, отбрасывая газовый поток к стенкам и далее в нагнетательный трубопровод. Для получения значительного сжатия газа на валу компрессора размещают несколько рабочих колес (в общем кожухе). Последовательно пройдя через все ступени, сжатый газовый поток выходит в нагнетательный трубопровод через расширяющийся (угол 6- 8’) конический патрубок. При этом несколько снижается скорость газа[2], а следовательно, и гидравлические сопротивления.

В каналах рабочего колеса, направляющего аппарата и в обратных каналах температура и давление возрастают. При отсутствии потерь и теплообмена с окружающей средой в кана-. лах имеет место адиабатический процесс (рис. 2.20).

Теоретическая работа сжатия ¿ад (в Дж/кг), затрачиваемая одноступенчатым компрессором при адиабатическом (изо-энтропическом) сжатии 1 кг газа рассчитывается по формуле:

 | (2.31)
11 Затем кинетическая энергия превращается в потенциальную (давление).в> На выходе из направляющего аппарата последней ступени окружная скорость газа часто достигает 50 м/с. На кромке рабочего колеса окружная скорость в современных турбомашинах превышает 400 м/с.

Рис. 2.20. Изображение адиабатического про*9 цесса на диаграмме р—V:

1—2 — процесс всасывания; 2-3 -адиабата (про. цесс сжатия газа в каналах машины); 2-3" — политропа; 3—4 - процесс нагнетания (вытллкчва-ния)

Дж/(кг-К); М — мольная масса

Здесь к — показатель адиабаты, равный отношению удельных теплоемкостей газа ср/с„; р, и р2 — начальное и конечное давления газа, Па; сч — удельный объем газа при начальных условиях (т. е, при давлении Р\ и температуре '/'1), м3/кг; Я — газовая постоянная, равная 8310/Л I, газа.

Степень сжатия р2/р\ в одной ступени турбокомпрессора (или турбогазодувки) увеличивается с уменьшением начальной температуры газа и его удельного объема. Обычно Рг/Р\ —

— 1,2 ч- 1,3 н редко 1,5—1,8.

Для многих паров и реальных газов, не подчиняющихся уравнению ри = ЯТ, удобно выразить работу сжатия 1 кг газа через разность энтальпий:

¿ад = 1г — 11, (2.32)

где ¿1 и /2 — начальная и конечная удельная энтропия газа, Дж/кг.

Температура газа Т2 в конце процесса адиабатического сжатия определяется из уравнения:

Г,П\^(р2/1ь)(к-')1к. (2.33)

На рис. 2.20 в координатах р — V изображен ход термодинамического процесса в одной ступени компрессора. Линия 1—2 соответствует процессу всасывания газа. Удельная работа всасывания, осуществляемая за счет давления в пространстве всасывания, изображается площадью 0122' и равна рхь\. Линия 2—3 (адиабата) соответствует термодинамическому сжатию в каналах рабочего колеса, а работа сжатия — площади 233'2'2\ линия 3—4 — процессу нагнетания, а соответствующая удельна я работа — площади 3403'3, равной р2и2 (у2 — удельный оСид'м I.: 1.1 и 1.(11т(' сжатия). Вся удельная работа ¿ад в соответствии с уринпептм (2.,41) и рис. 2.20 равна площ?ци 23412.

Реал,пая работа процесса сжатия должна быть больше рассчитанной но уравнению (2.31) за счет внутренних потерь, к которым можно отнести гидравлические потери в рабочем колесе. При установившемся процессе энергия, затрачиваемая на преодоление потерь, превращается в теплоту и передается газу. Таким образом, процесс сжатия в компрессоре происходит с подводом теплоты, т. е. будет протекать по политропе (линия 2—3" на рис. 2.20) с показателем т > Уг. Политропа 2—3" расположена правее адиабаты. Несмотря на то, что работа по-литропического сжатия (площадь 2'23"3/"2') меньше работы

Основные характеристики некоторых турбокомпрессоров, выпускаемых для химической промышленности
 | Производительность объемная, мЗ/с | Давление газа, МПа |  |  |  | *
Маркатурбомашины | по сухому газу при 20 °С и 760 мм рт. ст., | по влажному газу при нормальных условиях | начальное | конечное | потребляемаякомпрессором,кВт | Температура газа, °С | Особенностиконструкции | Назначение
К-400-51-25,476,571500

0,10003 0,45

(1,02кгс/см2) (5 кгс/см2)

45

(на входе во всасывающий патрубок)

Одноцилиндровый пятиступенчатый трехсекционный с охлаждением газа после 1 и 2 секций во внешних промежуточных га-зоохладителях

К- п. д. изотеп'"-ный т)из = 0.69

Для сжатия и подачи контактного газа дегидрирования изопентана и изоамиленов в производстве синтетического каучука

Для сжатия атмосферного воздуха и подачи его в блоки разделения

Для сжатия и подачи атмосферного воздуха (для предприятий Мин-химпрома)

Для сжатия этилена в этиленовом холодильном цикле производства этилена

0.0952 0,736

(0,97кгс/см2) (7,5 кгс/см2)

27,0

25,39

К-1500-62-6

8200

40

(после концевого воздухоохладителя)

135 (на выходе из нагнетательного патрубка)

При поступлении в секцию: 1-61 П-17 III— Ш

8,50

8,75

0,1

К-500-61-5

0,88 (9 кгс/см2)

3000

Удельная средне-эксплуатационная потребляемая мощность А^л = 5,54 кВт/ /(м3-мин)

Двухцилиндровый, К. п. Д. изо-термный т]и3 == = 0,64

I секция | ш | 1,61 | 0,113 | 0,5 | 1680
II » | 0,73 | 4,28 | 0,5 | 0,84 | 
III » | 0,87 | 8,66 | 0,84 | 2,16 | 
(22 кгс/см2)

К-380-103-1

10,7

0,1

3,82 (39 кгс/см2)

0,0

5300

155

(на выходе из цилиндра высокого давления компрессора)

Двухцилиндровый, десятиступенчатый. Между цилиндрами расположен промежуточный га-зоохладитель, соединенный с цилиндрами низкого и высокого давления перепускными трубопроводами

Для сжатия нефтяного газа на газоперерабатывающих заводах

К-535-181-1

10,44

8,92

0.Г34

3,92 (40 кгс/см2)

7000

40

(на входе во всасывающий патрубок)

Трехцилиндровый шестисекционный восемнадцатиступенчатый (внешние промежуточные газоохладители после каждой секции, затем сепараторы для отделения конденсата перед входом в последующую секцию)

Для сжатия и подачи газа пиролиза бутана в технологические установки Э-100-2

К-605-181-1

10,16 _ —

0,130

3 92 (40 кгс/см2)

7000

35

(на входе)

Трехцилиндро-вый. Показатель политропы 1,266

Для сжатия этилена в этиленовом холодильном цикле производи ства этилена

адиабатического сжатия, работа нагнетания (площадь 8"'3"403'") увеличивается и вместе с ней возрастает удельная работа процесса в целом:

г т~ 1 -1 г Ш — 1 1

1234

где т — показатель политропы.

Мощность N (в кВт), потребляемая двигателем одноступенчатого компрессора, сжимающего в кг газа в 1 ч от начального давления р\ до конечного давления рг> рассчитывается по формуле:

ОЬап. 0(1Э — Ч) УГ»

= 3600 • ЮООт) * 3600- ЮООп ’ ( '•

где г]—общий к. п. д. компрессорной установки.

Действительный напор Н (в м) для идеального газа при политропическом сжатии в одной ступени можно рассчитать по формуле:

т-1

(2.36)

где g—ускорение свободного падения.

Действительный напор в одной ступени можно определить по уравнениям (2.17) и (2.18), если известна окружная скорость на кромке колеса и2 и коэффициент напора г)н:

и\

Н = Т1н (2.37)

Здесь т)н = причем щ — коэффициент, учитывающий потерю на

пора за счет разности давлений, обусловливающей неравенство скоростей в сечении канала рабочего колеса, 1)2 *- сов а2/«2— коэ(|)фициент закручивания потока, Яз — гидравлический к. и. д. Обычно п среднем г), = 0,8 -т- 0,85; ’12 = 0,7 4-0,9; п, = 0,75 ч- 0,90; коэффициопт напора цн колеблется в широких пределах (например, для колее с загнутыми назад лопатками г|„ = ■= 0,50).

Характеристики центробежных компрессоров имеют такой же вид, как и характеристики центробежных насосов и вентиляторов (см. рис. 2.9, 2.17 и 2.18). Положение рабочей точки определяется на пересечении характеристик сети и компрессора '>. Перестройку характеристик центробежных машин производят с помощью законов пропорциональности (2.22) — (2.24), а пересчет на другое состояние газа — с помощью соотношений N^N2 = Р\/Р2 — гм/ра (где индексы 1 и 2 относятся к разным состояниям газа; N — мощность; р — давление; р — плотность газа).

*> Рабочая точка не должна находиться в пределах неустойчивой работы «урбокомпрессора или турбогазодувки.

Рис. 2.21. Многоступенчатый компрессор с промежуточными выносными газоохладите-лями

В табл. 2.12 приведены характеристики некоторых центробежных компрессоров, применяемых и химической промышленности.

В многоступенчатых турбокомпрессорах (при больших степенях сжатия) в связи с существенным изменением удельного объема газа по направлению выхода рабочие колеса делают меньших размеров (меньшего диаметра или меньшей ширины)— см. рис. 2.21.

Поршнеаые компрессоры

Поршневой одноступенчатый компрессор устроен аналогично поршневому насосу. Схемы одноступенчатого поршневого компрессора простого н двойного действии приведены на рис. 2.22. Поршень 1 двигается в цилиндре 2 компрессора, к/да газ входит с давлением рх через всасывающий клапан 3 и выходит сжатый до давления р2 через нагнетательный клапан 4. Возвратно-поступательное движение поршня производится с помощью шатунно-кривошипного механизма (от двигателя). Поршень делит герметически полость цилиндра на левую и правую части. При ходе поршня слева .направо происходит всасывание, при обратном ходе — сжатие и нагнетание (см. рис. 2.20). При сжатий газа его температура повышается [см. формулу (2.33)].

№==?/

н1'

Веди

ья

2 I

\ \

вода

Рис- 2.22. Схемы одноступенчатого поршневого компрессора простого {а) и двойного (#) Действия:

/ — поршень; 2 — цилиндр; 3 — всасывающий клапан; 4—нагнетательный клапан

Во избежание пригорания смазочного масла стенки цилиндра охлаждают водой.

Теоретическая работа сжатия ¿ад (в Дж/кг) для поршневых компрессоров рассчитывается по формуле (2.31), реальная работа (при политропическом сжатии) — по формуле (2.34) !>. Эти формулы справедливы в определенных диапазонах температур й Давлении для двухатомных газов, когда ри = Г{Т.

Теоретическая работа адиабатического сжатия 1 кг газа в многоступенчатом компрессоре от начального давления р\ до конечного р2 определяется по формуле;

-[6]]-»'гг'т=т[(рг)‘" -■] (2'38)

¿ад = ИЛИ

. + Д/я, (2,39)

Дг„ — разности энтальпий газа

¿ад = А Л + Д<* +

где п — число ступеней сжатия; Д/ь Д»2, .. для каждой ступени [см. формулу (2.32)].

Пренебрегая потерей давления между ступенями, приближенно находят число ступеней сжатия из уравнения

(2.40)

■ 1’2/Р:

где х — степень сжатия в одном ступспн.

Из уравнения (2.40) получим:

И = (^Р2—^Р1)/^Х.

Обычно число ступеней сжатия в поршневом компрессоре не превышает 7.

Производительность <3 (в м3/с) поршневого компрессора простого действия определяют по формуле:

««)

где А, — коэффициент подачи; Т7 —площадь поршня, м2; 5—длина хода поршня, м; п — частота вращения, об/с.

Я = (0,8 -Ь 0,9&) Я0. (2.42)

Здесь %о — объемный к. п. д. компрессора, равный

Я0 = 1 - е„ [(Р2/Р1)11т - 1], (2.43)

где = 0,03 -5- 0,08 — отношение объема вредного пространства цилиндра к объему, описываемому поршнем; т ■= 1,2 -г- 1,35 — показатель политропы расширения сжатого газа, оставшегося во вредном пространстве.

Для определения объемного к.п.д. Я0 (и, следовательно, производительности компрессора по его основным размерам) используют действительную рабочую диаграмму компрессора (рис. 2.23, а): Яо = 51/5. Входящая в формулу (2.43) величина е0 равна Бо/Б, где 50 — приведенная длина вредного пространства, пропорциональная его объему.

Индикаторная рабочая диаграмма компрессора (рис. 2.25, б) получается с помощью специального прибора — индикатора. Индикаторная диаграмма отличается от действительной в основном изображением линий всасывания и нагнетания за счет опережения или запаздывания посадки клапанов.

Производительность многоступенчатого поршневого компрессора определяется производительностью первой ступени.

Мощность N (в кВт), потребляемая многоступенчатым поршневым компрессором, рассчитывается по формуле (2.35).

Для воздушных компрессоров также используют формулу

_ 1,69СЛ1|3 _ 1,696./?Г1 1п (рг/Р|)

3600- 1000 3600-1000 ’ у 1

где 1,69—эмпирический коэффициент, учитывающий отличие действительного процесса сжатия воздуха в компрессоре от изотермического, причем изотермическую или адиабатическую работу сжатия 1 кг газа определяют с помощью изображения процесса на диаграмме г — я.
Рис. 2.23. Рабочие диаграммы поршневого компрессора:а —действительная; б—индикаторная; 4—1 — всасывание; 1-2—сжатие; 3 — нагнетание! 3-4—расширение газа, оставшегося во вредном пространстве

Основные технические характеристики некоторых поршневых компрессоров, выпускаемых для химической промышленности

 | Произ | Давление(абсолютное),МПа | Электродвигатель | Особенности | 
Маркакомпрессора | водите ль-ность, м3/мин | всасывания | нагне-тання | тип | мощность.кВт | частотавращения,об/мнн | конструкции, масса установки в | Назначение
2ВУ1-2.5/1.3М7 | 2,5 | 0,1 | 0,9 | 4А160МЧУЗ | 18,5 | 1460 | О = 670 кг (ссистемой автоматики и воздухосборником) | Сжатие воздуха
202ВП-20/2 | 20 | 0,1 | 0,3 | АВ-2-101-В | 75 | 750 | Масса установки С = 2640 кг | То же
ЧМЮ-200/2,2 | 200 | 0,1 | 0,32 | СДК2-17-26--12КУХЛЧ | 630 | 500 | 6— 18 445 кг | 
2ВМ4-24/9С24160

740 Без смазки ци- Сжатие воздуха линдров, в воздухораздели-

<2 = 5600 кг тельных установ

ках

0,9 А2К85/24-

-8/16У4

0,1

145э й = 215 кг

1,27 4А112МЧУЗ

5,5

Обеспечение сжатым воздухом пневмосетей контрольно-измерительных приборов

Сжатие воздуха

ВУ-0.6/13М1

ОД

0,6

725 С = 700 кг

17

1,25 0,1 2,6 А2-72-8УЗ

ВТ-1.25/26М1

ЗСэоП-20/35

ЗС5ВП-16/70

305ВП-12-220

402ВП-4/400

2ГП-4/5

202ГП-12/3

305ГП-40/3

20

0,1

3.6 БСДК-15-21-12

2СЭ

500

500

500

750

600

750

500

Без смазки ци- То же линдров, й = 6690 кг

15,6 0,1 7,1 БСДК-15-21-12 200

12 0,1 22,1 БСДК-15-21-1 200

Без смазки, С == 7360 кг

Сжатие кислорода

'Сжатие воздуха в технологических линиях химических производств

Сжатие воздуха

в = 8115 кг

С = 3105 кг й = 3700 кг

в =- 2420 кг С = 0385 кг

Сжатие сухого у влажного кислорода, азота, аргона и воздуха

Сжатие водорода Сжатие дивинила

А1Ш6-12.5/17-

С = 118 000 кг й = 243 000 кг

-281М1

4М40М-1,12/250--2500

11,7 1,25 32,1 МПК-1200-260 1200 320

1,21 25,1 250 СДКП-2-21-56- 5000 250

■24Ф

Сжатие этилена в технологических линиях производства полиэтилена высокого давления

Регулирование производительности поршневых компрессоров можно осуществлять изменением частоты вращения, однако это ¡удобно и просто лишь при соединении компрессора с паровым двигателем. В химической промышленности компрессоры, как правило, приводятся в действие электродвигателями с постоянной частотой вращения и для регулирования производитель* ности используют другие способы (например, частичное перекрытие всасывающей линии).

Технологические характеристики некоторых поршневых компрессоров, выпускаемых для химической промышленности, приведены в табл. 2.13.

ГЛАВА 3

РАЗДЕЛЕНИЕ ЖИДКИХ И ГАЗОВЫХ НЕОДНОРОДНЫХ СИСТЕМ

3.1. КЛАССИФИКАЦИЯ НЕОДНОРОДНЫХ СИСТЕМ И МЕТОДОВ ИХ РАЗДЕЛЕНИЯ

Неоднородной называется система, состоящая из двух или нескольких физико-химических неоднородных (находящихся в различных агрегатных состояниях) фаз (например, газ— Жидкость, жидкость—твердые частицы, газ—твердые частицы) Фаза, которая находится в мелкораздробленном состоянии, называется дисперсной (или внутренней). Фаза, представляющая собой среду, в которой распределены частицы дисперсной фазы, называется дисперсионной (или внешней). Она является сплошной фазой.

В зависимости от физического состояния фаз различают неоднородные системы, приведенные в табл. 3.1.

Для эмульсий и пен характерна возможность перехода дисперсной фазы в сплошную п, наоборот, сплошной в дисперсную. Этот переход возможен при определенном соотношении фаз и называется инверсией (обращением) фаз.

Классификация процессов разделения неоднородных систем по движущей силе приведена в табл. 3.2.

Из табл. 3.2 следует, что процессы осаждения и отстаивания используют в основном для разделения пылей и суспензий. Осаждение происходит главным образом под действием силы тяжести, а также центробежных, электростатических или акустических сил (и, кроме того, при химических реакциях, протекающих с образованием осадка).

Фильтрование применяется для разделения суспензий или аэрозолей при помощи пористых перегородок, пропускающих жидкость или газ и задерживающих дисперсную твердую фазу на наружной поверхности или в порах перегородки. Процесс

Типовые неоднородные системы
Дисперсионная(сплошнай)фаза | Дисперсная фаза | РазмерыЧАСТИЦдисперсной фазы, мкм | Наименованиенеоднороднойсистемы | Примечание
Газ | Твердые частицы | 5-1000,3-5 | ПыльДым | Механическая га* зовая система
Газ | Жидкость | 0,3-3 | Туман | Конденсированные газовые системы, аэрозоли ВзвесьПри условии наличия броуновского движения
Жидкость | Твердые частицы | 100 0,5—100 0,1-0,5 0,1 | Суспензия:грубаятонкаямутьКоллоидныйраствор
Жидкость | Жидкость | 0,5 | Эмульсия | 
Жидкость | Газ | — | Пена | 
Таблица 3.2

Процессы и типовые аппараты для разделения неоднородных систем
Основная движущая сила | Неоднороднаясистема | Процесс | Аппарат
Сила тяжести | Газ — тнердое | Осаждение | Пылеосадитель
 |  |  | ная камера
 | Жидкость — | Отстаивание | Отстойник
Разность давле | твердое Жидкость — | Фильтрование | Фильтр
ний | твердое |  | 
Центробежная | Газ — твердое | Осаждение | Циклон
сила | Жидкость — | Осаждение | Гидроциклон
 | твердое |  | 
 | Жидкость — | Фильтрование | Фильтрующая
 | твердое | или осаждение | центрифуга, оса
 |  |  | дительная центри
 |  |  | фуга
Сила электриче | Г аз — твердое | Осаждение | Электрофильтр
ского поля |  |  | 
Си.:)., акустическо | Га;! — твердое | Осаждение | УЗ-сирена и др.
го ПОЛЯ |  |  | 

идет под действием разности давлений по обе стороны перегородки.

3.2. ОСАЖДЕНИЕ

Разделение неоднородных систем под действием силы тяжести на составные'части проводят при сравнительно малых линейных скоростях потоков. Определяющими параметрами процесса являются скорость осаждения, время пребывания системы в аппарате и размер получаемых фракций. Осаждение может осуществляться также и под действием центробежных сил.

Гравитационное осаждение

Свободное осаждение. Скорость осаждения[1]* определяется на примере осаждения одиночной шарообразной частицы размером й в неподвижной среде (рис. 3.1). Сила, движущая частицу, определяется разностью между ее весом О и выталкивающей (архимедовой) силой А, равной весу среды в объеме частицы:

С-Л = ^-(р-рс)г, (3.1)

где р и рс — плотность частицы н окружающей сс среды, соответственно, кг/м8; 8 — ускорение свободного ппдоппя, м/с2.

Следует также учесть, что при движении тела в среде возникает сила сопротивления Л', которая может быть выражена в соответствии с законом сопротивлении:

я./’ о.. да ’

*=?;-——. (3.2)

где £ — коэффициент сопротивления среды; ясР/4— площадь проекции шарообразной частицы на плоскость.

В начальный момент осаждения частица движется ускоренно. Однако с увеличением скорости будет расти сопротивление среды и соответственно уменьшаться ускорение. Очень скоро наступит равновесие: сила сопротивления среды 5 сравняется с силой, движущей частицу (О—Л), наступит динамическое равновесие. Начиная с этого момента, частица будет двигаться равномерно, с постоянной скоростью. Эту скорость называют скоростью осаждения ш,,г. Для достаточно мелких частиц (размером 0,1 мм и менее) равномерное движение вниз начинается практически мгновенно.

Скорость осаждения можно найти из условия равенства силы, движущей частицу, и силы сопротивления среды:

я(Р ясР р_а>;’„

-6-я(Р-Рс)=г-4- (3-3)

откуда _

,м>

Эта формула практически почти не применяется для расчета скорости осаждения, так как входящий в нее коэффициент

■> В отстойниках (аппаратах, предназначенных для разделения суспензий под действием силы тяжести) скорости осаждения <С 0,5 м/ч,

сопротивления среды зависит от режима осаждения: /

Е = /( Re). Чщ?

Модифицированный критерий Рейнольдса для про-цесса осаждения можно рассчитать по формуле: -Q-A

Re = woc rfpc/ц, (3.5)

*де Wo с — скорость осаждения, м/с; d — диаметр частицы, м; рс — плотность среды, кг/м3; [г—вязкость среды, Па-с.

Расчет Шос по формуле (3.4) возможен лишь методом последовательных приближении.

Установлено, что существуют различные режимы осаждения одиночной частицы. Каждому из них соответствует определенный характер зависимости £ = /’(Re).

При ламинарном движении, наблюдающемся при небольших скоростях и малых размерах частиц или при высокой вязкости среды, частица окружена пограничным слоем жидкости и плавно обтекается потоком (рис. 3.2, а). Потеря энергии в таких условиях связана в основном лишь с преодолением сопротивления трения. С развитием турбулентности потока (например, с увеличением скорости движения тела) все большую роль начинают играть силы инерции. Под действием этих сил пограничный слой отрывается от поверхности тела, что приводит к понижению давления за движущимся телом в непосредственной близости от него и к образованию беспорядочных местных завихрений в данном пространстве (рис. 3.2,6). Начиная с некоторых значений критерия Рейнольдса, при развитой турбулентности потока (рис. 3.2,в) сопротивлением трения можно пренебречь, так как преобладающей силой становится лобовое сопротивление. В данном случае, как и при движении жидкости по трубам, наступает автомодельный (по отношению к критерию Рейнольдса) режим.

- При ламинарном режиме (область действия закона Стокса, Re < 2) коэффициент сопротивления среды £ = 24/Re (см. рис. 3.3).

При развитой турбулентности (автомодельный режим,

2-105 > Re> 500) £ =

5 + it? I = 0,44 = const. Для пере-

/j/'fjl ходной области (2 < Re < i/m h. ЦУЛ <5°) S = 18,5/Re0-6.

If: A Согласно закону Стокса,

V f / V- . сопротивление среды при

Ч< II

осаждении в ней мелких

### «К


г! Рис. 3.2. Движение твердой шарооб* А\4 разной частицы в жидкости:

С I а —ламинарный поток; б—переходная

область; в — турбулентный поток

частиц выражается зависимостью

Приравнивая действующую на частицу силу силе сопротивления среды, получаем:

(Яб/3/6) 5 (р — Ре) — Зж/ШосЦ, (3.7)

откуда

Отое = (I2 (р — Рс) в/ (18ц). (3.8)

Полученная зависимость носит название формулы Стокса

для осаждения и справедлива при ламинарном режиме осаж

дения (Ие < 2) для одиночной шарообразной частицы, осаждающейся в бесконечной среде.

Расчет скорости осаждения по Лященко (обобщенный метод) основан на преобразовании уравнения (3.4):

р<1 (р — Рс)

ЕРе

путем подстановки о игт скорости ослждспия, выраженной через Ре (шос -- » шмиедспнн обеих частей уравне

ния в квадрат:

Цс2ц2 —П,.)

¿’Рс Е г<с2 =

З^Рс

4 ¿3р1§ Р-Рс

откуда

Рс

Правая часть полученного уравнения представляет собой критерий Архимеда. Таким образом, ^е2 = 4/зАг. Поскольку

Рис. 3.3. Зависимость коэффициента сопротивления среды £ от критерия Рейнольдса Ее и фактора формы ф частиц, осаждающихся под действием силы тяжести

величина коэффициента сопротивления £ зависит от режима эсаждения, то можно установить граничные значения критерия Архимеда, соответствующие переходу одной области осаждения в другую.

В области ламинарного режима осаждения (при Re < 2, т, е. в условиях, характеризующихся законом Стокса) коэффициент сопротивления £ = 24/Re и тогда (24/Re) Re2 = 4/3Аг, откуда Re = Ar/18. Критическое значение критерия Архимеда для этой области: Агкр. i = 18-2 = 36.

Следовательно, существование ламинарного режима осаждения ограничивается условием Аг ^ 36. В переходной области верхнее предельное значение критерия Архимеда соответствует значению Re = 500 и может быть рассчитано по уравнению

Re’'4 = 4'T§T ИЛИ Re = ОД52Аг0,715.

Подставляя в это уравнение критическое значение ReKp = ’«= 500, находят верхнее предельное значение Аг для переходной области Агкр. 2 = 83 ООО. Таким образом, переходная область осаждения соответствует изменению критерия Архимеда в пределах 36 Аг ^ 83 ООО.

В пределах действия закона Ньютона (в условиях автомодельной области критерия Re) £ = 0,44, Re = 1,74°-Б.

Общая интерполяционная полуэмпирическая зависимость, связывающая критерии Аг и Re, для приближенных расчетов скорости осаждения одиночной частицы во всех режимах обтекания имеет вид [1-5]:

Re = Аг/( 18 + 0,61Аг0,5).

Чтобы воспользоваться этой зависимостью, сначала по известному диаметру осаждающихся частиц рассчитывают значение Ап

Ar = d3pcg(p — pc)/(i2.

Затем определяют значение Re по вышеприведенному уравнению и находят скорость осаждения waс = Re|x/(afpc).

Удобной для технических расчетов является графическая зависимость между критериями Ly и Аг (где Ly — критерий Лященко):

L Яс*

У = Аг = Ц (р - рс) g '

Вид зависимости Ly = /(Ar) находят экспериментально Г(рис. 3.4) [1—5].

При известном диаметре частиц d можно рассчитать критерий Аг, затем по рис. 3.4 определить критерий Ly и из его значения рассчитать скорость осаждения шос.

Можно решить и обратную задачу: по заданной скорости осаждения woc рассчитать критерий Ly, по графику (рис, 3.4)

Рис. 3.4. Зависимость Ьу«/(Лг) дли частиц:

/ — шарообразных; 2 —округлых; д — углопатых; нродолгопатых (игольчатых); 5 — пла

стинчатых

Рис. 3.5. Записиатосп* фактора формы ф о г критерия Лрхимсла для частиц:

/ — округлых; 2-' угловатых; 3 и р. долп »нагих; 4— п. то шнча гых

определить критерий Аг, а из его значения определить минимальный диаметр частиц й, которые будут осаждаться при данной скорости да0с-

Рассчитанные по приведенным методам значения &>0с дают хорошее совпадение с экспериментальными данными в случае свободного осаждения одиночной сферической частицы в неограниченной среде.

Для частиц неправильной формы скорость осаждения меньше, и потому скорость, рассчитанную для шарообразной частицы, необходимо умножить па поправочный коэффициент ф, называемый коэффициентом (или фактором) формы: шос —

= сра>осшар ч, где ср < 1, или, используя зависимость Ьу = = ДАг) и зпая йэ частицы, можно рассчитать Аг и по графику определить величину Ьу. Тогда щ>ос = ф д/Ту р. (р — рс) ^/р2-Так, например, по опытным данным: для частиц округлой формы ф « 0,77, для угловатых частиц ф « 0,66, для пластинчатых частиц ф да 0,43.

Зависимость Ф = /(Аг) приведена на рис. 3.5 (по опытным, данным) [5].

Свободное осаждение наблюдается в разбавленных суспензиях и газовых взвесях (при объемной концентрации твердой фазы стп<5%) при отсутствии взаимного влияния частиц дисперсной фазы |).

11 Следует отметить, что па практике большинство суспензии (и газовых взвесей) при объемных концентрациях твердой фазы более 20 % ведут себя как неныотоновские жидкости.

Стесненное осаждение. В случае так называемого стеснси-ного осаждения в ограниченном объеме при большой концентрации твердой фазы частицы соприкасаются друг с другом и сопротивление осаждению становится больше, чем для одиночной частицы. Вследствие этого скорость осаждения уменьшается. При ориентировочных расчетах действительную скорость осаждения принимают равной половине теоретической скорости осаждения одиночной шарообразной частицы:

да ОС. д ~ 0,5шос. (3.9)

Для частицы неправильной формы в расчетное уравнение для Woe подставляют вместо d величину

,/э = -\У(6/Л) Г, (3.10)

где ilj — эквивалентным диаметр; V — объем осаждающейся частицы.

Для оценки d3 целесообразно пользоваться определением скорости витания, когда учитывается не только угловатость частицы, но н шероховатость ее поверхности [1—5].

Расчет скорости стесненного осаждения под действием силы тяжести можно проводить, используя формулу (1.116)

Re = Are4'75/(l8 + 0,61 д/лг е4’75), где е = 1 — ств — порозность суспензии.

*

Эта формула рекомендуется только для однородных суспензий и непригодна в случае полпдпсперсноп твердой фазы.

Осаждение под действием центробежной силы

Осаждение под действием центробежной силы применяют в случаях, когда гравитационное осаждение оказывается недостаточно эффективным. Обычно это наблюдается, когда плотность частиц р близка к плотности среды рс, а их размеры <5 мкм *>. Такие частицы можно выделять из эмульсий и суспензий в поле центробежных сил.

Поле действия центробежных сил организуется при вращательном движении разделяемой системы с ускорением, в десятки раз превосходящим ускорение свободного падения.

При вращательном движении частицы в аппарате (в гидроциклопе или отстойной центрифуге) центробежная сила отбрасывает взвешенную частицу от осп вращения к стенкам со скоростью, равной скорости осаждения.

Можно рассчитать, во сколько раз центробежная сила Gu =>

= tnw2/R превысит силу тяжести GT = mg\

G„ _ mw2 ты2#

__GT ” Ring mg ' ' '

1; Центробежная сила также применяется для разделения грубых суспензий с размером частиц >5 мкм.

где т — масса частииы, кг; R — радиус вращения частицы, м; w — окружная скорость вращения частицы, м/с; о — углова'я скорость, 1/с.

Таким образом, GU/GT = tu2/(Rg) ^ ®2R/g = Кр, т. е. центробежная сила в /СР раз больше силы тяжести. Величина Кр

Кр — w*/(Rg) = tfR/g (3.12)

называется фактором разделения и показывает, во сколько раз центробежная сила действует при разделении неоднородной системы эффективнее, чем сила тяжести.

Следовательно, во всех аппаратах центробежного действия скорость осаждения будет в К? *= w2/(Rg) раз выше скорости осаждения в отстойниках различных конструкций. Например,

для ламинарного режима свободного осаждения вместо фор

мулы (3.8) следует применять для расчета шос формулу

d2 (р — рс) м2/?/(18цс), (3.13)

в которой ускорение свободного падения g заменено центр®-бежным ускорением оyR.

Отстойники

На рис. 3.G изображен отстойник непрерывного действия с гребковои мешалкой, применяемый для осветления суспензий. Это невысокий цилиндрический резервуар большого диаметра (в закрытых помещениях Dan достигает 12—20 м, на открытом воздухе—120 м), с коническим днищем. Исходная суспензия подается в середину резервуара. Твердые частицы осаждаются под действием силы тяжести. В центре резервуара расположен вал, на котором закреплены гребки для- непрерывного перемещения осаждающихся частиц (сгущенной суспензии) к разгрузочному отверстию. Мешалка

Рис. 3.®. Отстойник непрерывного действия с гребковой мешалкой: /—корпус; г —кольцевой желоб; 3—загрузочная воронка[1] 4 осветленной жидкости! 6—мешалка! 7—гребки; 8—разгрузочноепривод мешалки; 5—слив разгрузочное устройство (удаление осадка)

с гребками вращается настолько медленно (0,02—0,05 об/мин), что не нарушает процесса осаждения. Осветленная жидкость непрерывно отводится из верхней части аппарата (через сливной желоб).

Недостатком работы отстойника является большое содержание влаги в осадке (до 60 %).

Расчет отстойников сводится к определению площади осаждения, так как можно показать, что производительность аппарата для осаждения под действием силы тяжести определяется площадью осаждения и не зависит от высоты аппарата:

Л," (ЗЛ4)

Здесь и» — средняя расчетная скорость осаждения, м/с; У0св — объемным расход осветленной жидкости, который определяется из уравнения материального баланса процесса осаждения, м3/'с.

Введем обозначения: Мн, Мк, М0сВ — количества исходной смеси, получаемого осадка и осветленной жидкости, кг/с; х„, хк — массовое содержание твердой фазы в исходной смеси и в осадке, доли.

Прн отсутствии потерь вещества и в предположении, что осветленная жидкость не содержит твердой фазы, уравнения материального баланса имеют вид: по потокам Мп = Мк + Н~ -Мосв-, по твердому веществу М„хн = Мкхк. Совместное решение этих уравнений позволяет определить количество осветленной жидкости:

Мосв = Л1и (1 - ^ ) . (3.15)

ч ЛЦ /

Находим необходимую поверхность осаждения, исходя из уравнения расхода осветленной жидкости:

'’ос = Vocb/Woc = МИ (l - (Росв^ос). (З-16)

где Роев — плотность осветленной жидкости, кг/м3.

Если в отстойнике в результате отстаивания через т (с) на

площади осаждения Fос (м2) суспензия разделится на слой

осветленной жидкости высотой 1i (м) и слой сгущенного осадка, то расход осветленной жидкости W„ (мя/с) будет равен:

VocB*=focA/T. (3.17)

Продолжительность т осаждения частицы на участке высотой h можно выразить через скорость осаждения woc (для минимального размера частиц, которые надо выделить из суспензии) :

т = h/w'c. (3.18)

Подставив значение т в формулу (3.17), получаем: Focb = = F0{,Woc, т. е. уравнение (3.14). Поэтому одноярусные от«

сти; 4— бак для шлама (осадка)

стойники для максимального развития площади осаждения изготовляют (при заданных высотах слоя Н осветленной жидкости и слоя сгущенного осадка) больших диаметров и небольшими по высоте (1 —1,5 м).

В инженерных расчетах поверхность отстойника, определенную по уравнению (3.10), увеличивают согласно экспериментальным данным на 30—ЗГ> %, чтобы учесть измучивающее воздействие гребков, а также неравномерность подачи суспензии.

Таблица 3.3Основные характеристики отстойников-сгустителей
Тип сгустителя | Диаметр, м | Высота, м | Площадь зеркала, м2 | Продолжительностьоборотагребковоймешалки
Сгустители с низкой | 1,8 | 1,8 | 2,54 | 1 | мин | 35 с
фермой | 3,6 | 1.8 | 10,2 | 2 | » | 35 »
 | 6,0 | 3,0 | 28,2 | 3 | » | 20 »
 | 9,1) | 3,6 | 63,9 | 6 | » | 40 »
 | 12,0 | 3,5 | 113 | 5 | » | 16 »
 | 12,0 | 3,6 | 113 | 5 | » | 19 »
 | 15,0 | 3,6 | 176,6 | 5 | » | 19 »
Сгустители с перифери | 15,0 | 3,6 | 176,6 | 8 | » | 30 »
ческим приводом |  |  |  | 12 | » | 42 »
 |  |  |  | 17 | » | 24 »
 | 15,0 | 3,2 | 176,6 | 5 | » | 12 »
 | 18,0 | 3,2 | 254 | 8 | » | 00 »
 |  |  |  | 8 |  | 30 »
 |  |  |  | 9 |  | 30 »
 |  |  |  | 14 | » | 30 »
 |  |  |  | 19 | » | 30 »
 | 24,0 | 3,6 | 462 | 12 | » | 36 »
 | 30,0 | 3,6 | 706,5 | 12 | » | 36 »
Двухярусные сгустители | 12,0 | 4,5 | 113 | 5 | » | 18 »
с центральным приво | 15,0 | 4,5 | 176,6 | 6 | » | 15 »
дом |  |  |  |  |  | 

Отстойники могут быть периодического, полунепрерывного и непрерывного действия. Наиболее широко распространены непрерывнодействующие отстойники с гребковой мешалкой (см. рис. 3.6), которые часто изготовляют многоярусными (рис. 3.7) для более рационального использования производственной площади. Многоярусные отстойники используют в качестве сгустителей, а также для промывки осадков.

Отстойники периодического действия изготовляют любой формы (цилиндрической, конической и др.) и размеров. Монтаж ведется группами для осуществления стадий: наполнение — отстаивание — разгрузка.

Из непрсрыпподсйстиующих отстойников наибольшее распространение получили о т с т о и и и к и - с г у с т и т е л и со скребковом м с ш а л к о й. Питание в сгуститель (цилиндрического сечения) поступает через центральную трубу. Осветленная жидкость переливается по периферии аппарата в кольцевой желоб.

Одноярусные сгустители бывают трех типов: 1) с верхним креплением привода; 2) с центральным приводом и двигателем в центре; 3) с центральным двигателем, помещенным на конце фермы (с тяговым приводом).

Основные характеристики отстойников-сгустителей приведены в табл. 3.3.

Гидроцикломы

Для разделения суспензий под действием центробежных сил применяют гидроциклоны, а также осадительные центрифуги н сепараторы (см. стр. 141).

Гидроциклон (рис. 3.8) имеет цилиндрический корпус (диаметром от 8 до 700 мм), нижняя часть которого выполнена с углом конусности 10—20°.

Высота цилиндрической части равна примерно 5 диаметрам гидроциклона.

Эти аппараты характеризуются простотой устройства и непрерывностью действия, обеспечивая сравнительно высокую степень разделения.

Несмотря на простоту конструкции, гнд-роциклоны характеризуются сложной гидродинамической обстановкой процесса разделения.

На схеме (рис. 3.8) показано, что в гидроциклоне (как и в циклоне) существуют два вращающихся потока — внешний и внутренний. Внешний поток вращается вдоль стенок конической пасти аппарата в направлении к нижнему выходному отверстию (к песочной насадке), вынося из аппарата наиболее крупные и плотные частицы твердой фазы. Внутренний поток имеет цилиндрическую форму (диаметр потока примерно равен диаметру погруженной части сливной трубы) и направлен снизу вверх, выводя нз гидроциклона тонкодисперсные частицы, не успевшие выделиться во время движения из внешнего потока под действием центробежной силы. Большое значение для нормальной работы гидроциклонов имеет соотношение диаметров верхнего (с!п) и нижнего (с?н) выходных патрубков. Оптимальным считается отношение йа/с1п =-■

= 1,33-г- 1,66.

Гидроциклоны обычно применяют дтя разделения суспензий с размерами частиц 10—150 мкм. Однако их можно использовать также для разделения нестойких эмульсий.

Мультигидроциклоны диаметром 5—20 мм соединяют в батареи (блоки) по 40—80 шт. для достижения необходимых производительности и степени очистки. С целмо увеличения срока службы апп,-фатов их внутренняя поверхность футеруется каменным литьем, резиной и другими износоустойчивыми материалами.

Гидроцшслоны широко применяются для сгущения и разделения самых различных суспензий (на угле- и рудообогатитель* ных фабриках, в целлюлозно-бумажном производстве, в производствах крахмала, сахара, катализаторов, для отделения

кристаллов и т. д.) с широкими пределами исходной кон

центрации твердой фазы. Гидроциклоны малых диаметров используются для разгрузки осадка из осадительных центрифуг.

Гидроциклопы часто применяют в каскаде (например, нз трех аппаратов) для получения нужной степени осаж

дения.

Степенью осаждения (и %) в гидроциклопе называют отношение массовых количеств твердой фазы в осадке (Ст(0с)) и в исходной суспензии (О,(о), отнесенных к 1 м3 жидкой фазы:

<Р = (От(ос)/От(с))1СЮ. (3.19)

где 0Т(ос) = СГ(с) — От<осв>; О-г(осв) — массовое количество твердой фазы а осветленной жидкости, Отнесенное к 1 м3 жидкой фазы.

Следовательно, степень осаждения можно кроме формулы ¡(3.19) выразить соотношением:

Ф = [(°т(0 - °т(осв))/0т(с)] 100 = (1 - Ст(0св)/ет(с)) 100. (3.20)

Твердая фаза,реальной суспензии является полидисперсной, поэтому при расчете обычно вводят понятие о предельном диаметре твердой частицы йПр- При этом полагают, что частицы размером й > й„р удаляются из аппарата с осадком, а размером й<с1 пр — с осветленной жидкостью (сливом),

Рис. 3.9. Кривые распределения твердой фа- £-йы при центробежном разделении: *

1 — кривая Р(с1) для дисперсной фазы исходной суспензии; 2—то же осветленной жидкости; заштрихованные площади соответствуют массовым долям частиц, уходящим с осветленной жидкостью (Л) и С осадком {£)

Величина предельного диаметра d„p определяется на основании формулы (3.13): __

,1 — Л / 18а>осИ

пр Л/ (Р — Рс) *

Количества твердой фазы в осадке и в осветленной жидкости определяют с помощью кривой распределения F{d) (рис. 3.9).

Производительность гидроциклона можно определить по уравнению расхода при истечении жидкости из затопленного Ьтверстия [см, уравнение (1.92)],

7С — a (nd2/4) VAp/(pc£b

где а — коэффициент расхода; Лр — перепад давлений в гидроциклоне, отнесенный к скорости выхода осветленной жидкости или к скорости входа суспензии, d—диаметр входного патрубка.

Известно много эмпирических формул для расчета Vc, однако надежность их невелика, так как трудно определять коэффициенты сопротивления С, входящие в уравнение при Др.

В случае приближенного расчета диаметр гидроциклона обычно принимают равным 6—8 диаметрам входного патрубка [диаметр входного патрубка определяют из уравнения производительности Vc (см. выше)]. Если диаметр получается большим, то вместо одного устанавливают несколько гидроциклонов меньшего диаметра, причем число небольших циклонов п (заменяющих один большой):

fl ■=* (¿^б/^м)2»

где D6/D„ — отношение диаметров большого и малого гидроциклонов.

3.3. ФИЛЬТРОВАНИЕ

Этот процесс разделения неоднородных систем (суспензий и газовых взвесей) осуществляется в аппаратах самых разнообразных конструкций, называемых фильтрами. Отличительной особенностью всех фильтров является наличие пористых перегородок, пропускающих сплошную и задерживающих дисперсную фазу.

Движущая сила процесса фильтрования — разность давлений в разделяемой суспензии и за фильтрующей перегородкой. Эта разность давлений расходуется на преодоление потоком

гидравлического сопротивления слоя осадка и фильтрующей перего-' Фильтрующая роДКИ.

■перегородка. Разность давлений по обе стороны фильтрующей перегородки может быть создана: 1) массой столба суспензии (Ар до 0,05 МПа); 2) вакуумированием (Ар до 0,05— 0,09 МПа); 3) нагнетанием жидкостными насосами (Ар до 0,5 МПа); 4) подачей сжатого газа (Ар до 0,05—0,3 МПа).

 | ^СуспензияОсаЗак

Процесс фильтрования обычно не заканчивается разделением суспензии на осадок и фильтрат. Осадок часто (до удаления с фильтрующей перегородки) подвергается промывке другими жидкостями (для извлечения остатков фильтрата), продувке или подсушке.

На рис. ЗЛО представлена схема процесса фильтрования, где рх > р^ и движущая сила Ар = р\ — р

Фильтрующие перегородки

В качестве фильтрующих перегородок используют специальные ткани из волокон растительного (хлопчатобумажные — бельтинг, миткаль и др.), животного (шерсть), минерального (асбест) происхождения и из синтетических волокон (капрон, нейлон, капрон — лавсан и др.). В последнее время все шире начинают применять пористые металлические, керамические и металлокерамические фильтрующие перегородки. Применяют также слои песка, гравия н др.

Выбор фильтрующей перегородки обусловлен ее пористостью (размеры пор должны быть такими, чтобы частицы осадка задерживались па перегородке), химической стойкостью к действию фильтруемой среды, теплостойкостью при температуре фильтрования, достаточной механической прочностью (здесь следует учитывать конструкцию фильтра).

В качестве фильтрующей перегородки служит также слой образующегося на перегородке осадка.

Вспомогательные материалы, используемые при фильтровании: активные угли, измельченный асбест, диатомит, перлит и др. Их непосредственно добавляют к фильтруемой суспензии или предварительно намывают тонким слоем на рабочую поверхность фильтра. Смешиваясь с образующимся осадком, эти материалы увеличивают пористость осадка и уменьшают его гидравлическое сопротивление. Кроме того, диатомит, перлит, активные угли и другие вещества обладают адсорбционными свойствами, благодаря чему способствуют осветлению продуктов, выходящих из фильтра с фильтратом.

Рис. 3.11. Зависимость производительности фильтра от движущей силы процесса фильтрования:

/—несжимаемый осадок; 2 — сжимаемый осадок

Способы фильтрования

Осадок может выделяться из

суспензии в виде слоя на фильт

рующей перегородке или в самой перегородке, забивая ее поры. Различают: 1) фильтрование с образованием осадка; 2) фильтрование с забивкой лор.

Осадки, получаемые при фильтровании, могут быть несжимаемые п сжимаемые. Под несжимаемыми понимают такие осадки, в которых пористость (т. е. отношение объема пор

к объему осадка) не уменьшается при увеличении разности

давлений. Пористость сжимаемых осадков уменьшается, а их гидравлическое сопротивление потоку жидкой фазы возрастает с увеличением разности давлении. На рис. 3.11 изображена зависимость производительности фильтра от движущей силы процесса Ар. Производительность фильтра характеризуется количеством фильтрата (м3), проходящего через единицу поверхности (м2) фильтрующей перегородки в единицу времени. Для несжимаемых осадков производительность с увеличением Ар возрастает примерно по линейному закону, а для сжимаемых осадков сначала происходит увеличение производительности, а затем по мере уплотнения осадка наблюдается уменьшение производительности аппарата. Таким образом, для сжимаемых осадков существует оптимальная величина движущей силы, при которой производительность фильтра максимальна.

Фильтрование ведут: 1) при постоянном перепаде давления Ар; 2) с постоянной скоростью фильтрования АУ/Ат; 3) при одновременном изменении Ар и А У/Ах.

Наиболее широко распространено фильтрование с образованием слоя осадка, осуществляемое при постоянном перепаде давлений.

Уравнение фильтрования

Рассмотрим модель фильтра, в котором все каналы (поры) фильтрующей перегородки н осадка равноценны и фильтрат движется но этим каналам ламинарно. Тогда гидравлическое сопротивление прохождению фильтрата можно рассчитать по уравнению Гагепа — Пуазейля:

А р = 32£цш/й2,

Здесь Др —разность давлений (см. рис, 3.10); Ь — длина каналов осадка И фильтрующей перегородки; <1 — диаметр этих каналов; и) — скорость движения фильтрата в каналах; (л — вязкость фильтрата,

Обозначим: Т7 — площадь фильтрующей перегородки, 5—® суммарное сечение всех ее пор.

Выразим 5 через долю общей площади фильтрующей перегородки: 5 — а/7 или Р = Б/а, где а < 1 — доля от общей площади.

Умножим левую и правую части уравнения Гагена — Пуа-зейля на Т7 и й%. Получим:

“ 32Цш Я

ДрТ7 = —^2— — с1х,

или можно записать

32£и, хю8 Лх

Др ах = ■

d2a F ’

где отношение 32\iL/{d2a) для данной суспензии — величина постоянная. Обозначим ее буквой R (сопротивление процесса фильтрования); wSdx/F = dV — объем фильтрата, собираемый с 1 м2 поверхности фильтрующей перегородки за промежу* ток времени dx. '

Тогда уравнение фильтрования примет вид: Др dx = R dV

или dV/dx — Ap/R. В отечественной литературе уравнение

фильтрования обычно используется в общем виде:

__/3°П

dx ц (Roe + Яф.п) ’ '

где учитываются раздельно сопротивление слоя осадка Roa (в м“1) и сопротивление фильтрующей перегородки R<t>.n (й м-1); |л — вязкость фильтрата (в Па-с). Сопротивление фильтрующей перегородки включает сопротивление самой перегородки и сопротивление тонкого слоя осадка, оставшегося на перегородке.

Таким образом, скорость процесса фильтрования dV/d%

пропорциональна движущей силе Ар и обратно пропорциональна сопротивлению фильтрования R.

Сопротивление фильтрования можно представить как сумму сопротивлений, оказываемых осадком и фильтрующей перегородкой:

/? = Яос + Яф-п. (3.22)

Учитывая пропорциональность объема осадка и прошедшего через него фильтрата, можно записать:

Roc = K'V. (3.23)

Здесь К' — коэффициент пропорциональности; V—объем фильтрата, собранный с 1 м2 фильтрующей поверхности за время от 0 до т.

Аналогично можно выразить сопротивление фильтрующей перегородки:

Яф.п = К'С, (3.24)

где С — такой объем фильтрата, который, проходя через 1 м2 фильтрующей перегбрВДки, образует осадок, сопротивление которого будет равно сопротивлению фильтрующей перегородки,

Для данной фильтрующей перегородки это постоянная ве> адчина. С учетом введенных обозначений уравнение (3.21) йожно записать в виде:

АУ---Ар---(3.25)

йх К' (V + С) '

Разделим переменные и проинтегрируем!

(К + С) (IV =-^т йх)

-у" + (‘V = -^гг Т + С,.

Постоянную интегрирования С: определим из начальных условий процесса: при т ~ О V == 0 и С?1 = 0.

Обозначим 2Др/К'~К, тогда уравнение фильтрования будет иметь вид:

V2 + 2 УС = Кг. (3.26)

Величины С и К в этом уравнении называют константами фильтрования.

Определение констант фильтрования

Константы фильтрования определяют экспериментально. Проводят опыты по разделению исследуемой суспензии на фильтре при постоянном А р. Замеряют объемы фильтрата V и время т, в течение которого собраны эти объемы. Дифференцируя уравнение фильтрования V2 + 2УС ~ Кх, получаем: 2У йУ ^ 2С¿V = /Сг/т. Преобразуем полученное уравнение, раз-

кис. 3.12. Экспериментальна!! зависимость Дт/Д К=/( V} ¡¡,ля одределения констант------- Г> .. ------------- /о пл\

V +!Г

Заменим производную dx/dV отношением конечных раз*

яостеи:

ДтW | 

Это уравнение выражает линейную зависимость м^жду Ах/АУ и V. Построив прямую по результатам проведенных опытов (рис. 3.12), можно определить tga = 2/К, а отсюда значение К; отрезок В на оси ординат равен 2С/К, откуда получим значение С.

Константа С характеризует гидравлическое сопротивление фильтрующей перегородки, а константа К — режим процесса фильтрования {Ар), а также физические свойства осадка и жидкости.

Промывка осадкоп

На практике часто после фильтрования необходимо провести промывку осадка для удаления из него жидкости, входящей в состав суспензии. Примем, что гидравлические свойства промывной жидкости и фильтрата совпадают. Исходя из того, что промывная жидкость должна пройти осадок и фильтрующую перегородку, для расчета времени промывки воспользуемся уравнением (3.25), характеризующим скорость фильтрования. С учетом того, что К' = 2Др/К получим:

tiv к

dx 2 (V + С) '

При условии, что осадок несжимаем, его высота и сопротивление постоянны, и тогда для процесса промывки dV/dx = const и производную можем заменить отношением постоянных величин 1ЛФ/тпр. Таким образом, Упр/тпр = К/\2(V + С) ], откуда ■Хпр = 21/пр(V7 + С) //<, где V — объем фильтрата, собранный за весь цикл фильтрования. Промывка — более длительный процесс, чем фильтрование.

Константа фильтрования К (в м2/с), отнесенная к 1 м2 фильтрующей поверхности, при Ар = const связана с удельным сопротивлением осадка уравнением

(3.27)

Здесь Др — перепад давления на фнльтре, Па; ц — динамический коэффициент вязкости фильтрата, Па-с; ^ —удельное сопротивление осадка (в расчете на 1 кг содержащегося в нем твердого сухого вещества), м/кг; с — масса сухого Твердого вещества, отлагающегося на фильтре при прохождении через фильтрующую поверхность 1 м3 фильтрата, кг/м3.

Величина с (в кг/м3) может быть выражена через концентрацию фильтруемой суспензии х следующим образом: с = = р.г'/ (1—чпх), где р— плотность фильтрата, кг/м3; х —массовая концентрация твердой фазы в суспензии, кг/кг; т—масса влажного осадка в расчете на i кг содержащегося в нем сухого вещества, кг/кг. При подстановке значения с в уравнение (3.27) получаем для константы К (в м2/с):

К = 2 Л/> (1 — mx)/(\irxp). (3.28)

Если известна константа фильтрования К, то удельное сопротивление осадка г может быть найдено из уравнения (3.28), решенного относительно г (в м/кг сухого осадка): A" = 2Ap(l —

— mx) / (/Сц,\-(>).

Константа фильтрования С (в м3/м2), характеризующая сопротивление фильтрующей перегородки (ткани) и отнесенная к 1 м2 поверхности фильтра, при Ар — const определяется еле-' дующим выражением:

С = гтк/(гс) (3.29)

или

С = Гтк (1 — тх)/(гхр), (3.30)

где гтк — удельное сопротивление фильтрующей ткани (на 1 м2 поверхности) м/м2; г — удельное сопротивление осадка, м/кг.

Следовательно, если значение константы фильтрования С (в м3/м2) известно, то удельное сопротивление ткани может быть вычислено по формуле:

лтк =- Crxp/( 1 — тх). (3.31)

Количество сухого вещества G (в кг) в осадке, получаемом на фильтре, зависит от количества собранного фильтрата V, плотности фильтрата р, массовой доли твердой фазы в суспензии х, влажности осадка (выражаемой массовым отношением т) и может быть вычислено по формуле

О = Vc = V p.v/( I — тх). (3.32)

Концентрация твердой фазы в суспензии х в зависимости от плотности суспензии рс выражается формулой

Л' = (Рс - Р) Pr,i/[(Pm ~ Р) Рс]. (3.33)

где плотность суспензии

Pe-£pi+faf"- (3-84)

В этих формулах х — массовая концентрация твердой фазы в суспензии, кг/кг; рс — плотность суспензии, кг/м3; р — плотность жидкой фазы, кг/м3; ртв — плотность твердой фазы, кг/м3; п — масса жидкой фазы в суспензии на единицу массы твердой фазы (Т ; Ж =. 1 ; «)■

По формуле (3.34)- можно вычислить и плотность влажного осадка, рассматривая его как концентрированную суспензию.

По способу действия фильтры подразделяются на фильтры периодического и непрерывного действия; по способу создания разности давлений — на фильтры, работающие под вакуумом (Ар = 0,06 0,08 МПа), и фильтры, работающие под давле

нием (Ар — 0,3 -т- 0,5 МПа); по назначению — на фильтры для разделения суспензий и фильтры для очистки воздуха и про* мышленных газов (см. стр. 153); по роду фильтрующей перегородки — на фильтры с тканевой перегородкой, с несжимаемой зернистой перегородкой (песчаные, угольные и др.), с жесткой Перегородкой (металлической сеткой, пористой керамикой и др.).

Из фильтров периодического действия наиболее широко применяют в химической промышленности нутч- или друк-фильтры, отличающиеся простотой устройства, а также песочные, патронные, дисковые фильтры и рамные и камерные фильтр-прессы (для разделения трудпофнльтрусмых суспензий)'.

Из фильтров непрерывного действия часто используют вакуумные барабанные, ленточные, карусельные и многие другие фильтры.

Большое число типов п конструкций фильтров вызвано разнообразием разделяемых суспензий. Выбор фильтра, наиболее подходящего для заданных условий, осуществляется обычно по результатам экспериментальных исследований.

Нутч- и друк-фильтр представляют собой емкость о-ложным перфорированным днищем, на котором закреплена фильтровальная ткань. Нижнее пространство нутч-фильтра подсоединяется к вакуумной системе через ресивер. Так как нижняя часть фильтра соединена с вакуумом, то между верхней и нижней частью фильтра создается разность давлений, под воздействием которой и происходит фильтрование. Осадок собирается на фильтрующей перегородке, а фильтрат — в сборнике. Толщина накапливаемого осадка оценивается в зависимости от его удельного сопротивления. Осадок удаляется вручную. Друк-фильтры (работающие под давлением) отличаются от нутч-фильтров большей скоростью фильтрования. Для облегчения выгрузки осадка в фильтрах ЕдГр и ЕГр сбоку или по центру фильтра при выгрузке работает мешалка. Нутч-фильтры применяют для разделения нейтральных, щелочных и кислых суспензий в малотоннажных производствах.

Рамный фильтр-пресс (рис. 3.13) состоит из чередующихся плит 2 и рам 1 одинаковых размеров, между которыми зажиматся фильтрующая ткань 3.

Устройство плит и рам изображено на рис. 3.14. Суспензия подается под избыточным давлением по каналу, образованному отверстиями 5. Фильтрат проходит через ткань и по желобкам, имеющимся на поверхности плит, стекает вниз и выводится через канал 4. Как и в любом фильтре периодического действия, скорость фильтрования уменьшается во времени, так как растет слой осадка. Процесс идет до тех пор, пока все пространство внутри рамы не будет заполнено осадком. Затем фильтрование прекращают и начинают промывку (если это требуется).

/ — рама; 2—плита; 3 — фильтрующая ткань; 4—станина; 5—упорная плита; б — подвижная Концевая плита; 7 — горн.нжтл.чьнаи нлирлилиющан; Я — зажимной винт; 9 — сборный желоб для фильтрата или промышюй жидкости

Рис. 3.13. Рамный фильтр-пресс:

По окончании промывки отодвигают подвижную плиту 6 (см. рис. 3.13) при помощи зажимного винта 8, разъединяют плиты и рамы и удаляют осадок.

К достоинствам этих фильтров относятся большая поверхность фильтрования па сдшпщу занимаемой ими площади и отсутствие движущихся частей в процессе эксплуатации. К недостаткам можно отнести необходимость ручного обслуживания.

Автоматизированный фильтр-пресс с горизонтальными камерами — это фильтр периодического действия, работающий под давлением. В конструкциях этого фильтра и рассмотренного ранее фильтр-пресса с вертикальными рамами есть определенное сходство, но в этом фильтре обеспечены более благоприятные условия для стадии фильтрования, так как направления силы тяжести и движения фильтрата совпадают, что дает возможность оседания частиц суспензии в гравитационном поле.

2 4Рис. 3.14. Плиты и рамы фильтрпресса:

(г — плита; б—рама; / — гладкая поверхность плиты; 2—желобок; 3 — фильтровальная тканы 4—канал для удаления фильтрата и промывочной жидкости; 5—отверстия

1 — верхняя часть плиты; 2—перфорированный лист; 8—пространство для приема фильтрата[1], 4~Нижняя часть плиты в виде рамы; 5—камера дли суспензии и осадка; 6 — эластич» пая водонепроницаемая диафрагма; 7—фильтровальная ткань; 8 — коллектор для подачи суспсизии, лромьшлой жидкости, сжатого полдуха; 9, 10, 18- каналы; // — коллектор для отвода фильтрата,проМы1Ш<)П жидкости, но аду ха; ¡2 - ир >с гране гио д, ш ичды

Фильтровальные плиты этого фильтра показаны на рис. 3.15. Верхняя часть / каждой плиты покрыта перфорированным листом 2, под которым находится пространство 3 для приема фильтрата. Нижняя часть 4, выполненная в виде рамы, образует при сжатии плит камеру 5 для суспензии и осадка. Между верхней и нижней частями фильтровальных плит расположены эластичные водонепроницаемые диафрагмы 6. Фильтровальная ,ткань 7 размещается на перфорированном листе 2. В периоды фильтрования, промывки осадка и его продувки в камеры 5 поступают из коллектора 8 по каналам 9 последовательно суспензия, промывная жидкость и воздух (положение А). Фильтрат, обработанная промывная жидкость и воздух отводятся из фильтрата по каналам 10 в коллектор И. Затем осадок отжимается диафрагмой 6, для чего в пространство 12 по каналам 13 подается вода под давлением (иоложение Б). После отжатия осадка плиты раздвигаются, образуя щели, через которые осадок удаляется из фильтра (положение В).

Рис. 3.16. Схема действия автоматизирован* ного фильтр-пресса с горизонтальными каме* рами:

/ — фильтровальные плиты; 2—направляющие рамки; 3—фильтровальная ткань; 4, 7 — коллекторы; 5-~ опорные плиты; 6—ножи

Рис. 3.17, Бард банный вакуум-фильтр с наружной поверхностью фильтрования:

1— барабан; 2 — соединительная трубка; 3 — распределительное устройство;

4 — резервуар для суспензии; 5 — качающаяся мешалка; 6, 8 — полости распределительного устройства, сообщающиеся с источником вакуума;

7 — разбрызгивающее устройство; 9 — бесконечная лента; 10—направляющий ролик; 11, 13— полости распределительного устройства, сообщающиеся с источником сжатого воздуха;

12—нож для съема осадка

Схема автоматизированного фильтр-пресса с горизонтальными камерами показана па рис.

3.16. Цикл работы такого фильтра состоит из следующих операций: сжатия плит, фильтрования, промывки осадка, его продувки, раздвигания плит, разгрузки осадка с одновременным перемещением ткани. Работа фильтра полностью автоматизирована. Основным преимуществом этих фильтров кроме автоматизации является развитая поверхность фильтрования, возможность при помощи диафрагмы регулировать толщину и влажность осадка. Кроме того, п конструкции фильтра предусмотрена возможность регенерации ткани в процессе работы.

Барабанный вакуум-фильтр (рис. 3.17) представляет собой аппарат непрерывного действия, работающий под вакуумом и отличающийся в основном противоположными направлениями силы тяжести и движения фильтрата. Фильтр имеет горизонтальный цилиндрический перфорированный барабан /, который установлен при помощи цапф в подшипниках над корытом 4 так, что часть барабана погружена в суспензию, находящуюся в корыте. Барабан вращается вокруг своей осн. Поверхность барабана покрыта фильтрующей тканью. Под

Таблица 3.4Сравнительные характеристики работы некоторых фильтров
Продукт | ФИЛ КМ | РамныП фильтрпресс | Барабанныйвакуум-фильтр
а | "кон | а | “ко И | а | “кон
Каолин | 36-40 | 23-30 | 7-8 | 33-34 |  | 
Оксид цинка | 45 | 41 |  | — | 6-8 | 50
Органическийкраситель | 1.3—1,5 | 62 | 0,1 Г, | 78 | — | 
Шлак угольный | 80—100 | 20 | ■ 8-9 | 22-24 | — | —
Примечание осадка. % (по массе). | О — удельная производительность, | кг/м2; "ко11 — конечная | влажность

Характеристики некоторых фильтров, применяемых в химической промышленности
 |  |  |  |  | -4
ФЕЛЬТР | Типфильтра | Площадь поверхности фильтрования, м2 | Масса фильтра на единицу фильтрующей поверхности, кг/м2 | Материал фильтра, соприкасающийся с обрабатываемой средой | Примеры нраменения

Вакуум-фильтры бара- БОК

банные с наружной фильтрующей поверхностью БОУ

Вакуум-фильтры бара- БТР банные для трудно-фнльтрующихся и ма< локонцентрированных суспензий

1; 3; 5; 10; 20 980—50 Сталь Х18Н10Т или

0 Х17Н13МЭТ

1; 3; 5; 10; 20 1060—570 Углеродистая сталь, ре

зина

5; 10; 20; 40 998— 447 Углеродистая сталь

30; 45 749, 665 Углеродистая сталь,

гуммированная резиной 1751, 1752, 1976, и

пластмасса

Бензойная кислота, гид-, роксид никеля(Ш), гидроксид алюминия, карбонат кальция и марганца, сульфат бария

Метаниловая кислота в производстве диоксида титана, минеральное масло

Вакуум-фильтры барабанные герметизированные для легколетучих суспензий

БГК 0,25; 3 аЮО; Ш12 Сталь ХГ8Н10Т,

Х17ШЗМ2Т

Метанольная суспензия в производстве диме-тилтерефталагга

Вакуум-фильтры дисковые

ДУ 9; 18; 27; 34; 493—175 Углеродистая сталь

51; 68

ДК 9; 18; 34; 51; 68 466-154 Сталь Х18Ш0Т

Магнетнтовый, медный молибденовый и другие концентраты. Баритовая суспензия, каолиновый шлам

Вакуум-фильтры леи- Л точные

1,6; 2,5; 3,2; 10 22э0— 1о81 Углеродистая сталь, Экстракционная фос-

сталь Х18Н10Т, сталь Х17ШЗМЗТ, сталь Х23Н28МЗДЗТ,

форная кислота, борная кислота, бикарбонат натрия, вольфрамовая

титановый сплав ВТ1-1 кислота Сталь Х18Н10Т

Фильтры патронные ав- ПА томатизированные

2,5; 10

250; 125

Раствор поливинилового спирта

Фильтры патронные и ПЩ щелевые

2,5; 3,6

173; 150

Сталь Х18Ш0Т

Фильтр-прессы автома- ФПАКМ 2,5; 5; 12,5; 25; 50 1910-468

тические камерные

Сталь Х18Н10Т, сталь Х17ШЗМЗТ. сталь 0Х23Н28МЗДЗТ, титановый сплав ВТ1-0

Сточные воды химиче* ских производств

Фильтры емкостные гер- ЕГр

1,13

1,5

1120

1710

метизированные с механической разгрузкой ЕдГр

Углеродистая сталь, Любые продукты в ма-сталь Х18Н10Т, лотоннажных произвол*

титановый сплав 13Т1-0 ствах

'фильтрующей поверхностью создается разрежение, и фильтрат проходит через фильтрующую ткань. На поверхности фильтра Остается осадок, снимаемый ножом 12. Для предотвращения осаждения твердых частиц в корыте оно снабжено качающейся мешалкой 5. Внутри барабана перегородками образованы отдельные секции, которые соединены трубками с каналами, проходящими через одну из цапф. Каналы соединены с переключающим устройством, называемым распределительной головкой. В головке размещены вращающаяся шайба, жестко закрепленная на цапфе барабана и имеющая столько же отверстий, сколько каналов имеет эта цапфа, и неподвижная шайба, вакрепленная на станине фильтра. Неподвижная шайба имеет кольцевые прорези, сообщающиеся с соответствующими трубопроводами, по которым отводятся фильтрат и промывная жидкость, подводятся сжатый воздух для отдувки осадка перед ножом и пар для регенерации ткани (ниже ножа перед зоной фильтрования). Шайбы взаимно притерты и прижаты одна к Другой.

Каждая фильтровальная камера фильтра за один оборот барабана последовательно проходит зоны фильтрования, подсушки осадка, промывки, вторую зону отдувки и зону пропарки. Таким образом, в каждой отдельной секции фильтрование протекает периодически, в целом же фильтр выдает фильтрат и осадок непрерывно.

В табл. 3.4 приведены сравнительные характеристики работы некоторых фильтров. Из нее следует, что наименьшая влажность осадков может быть получена на фильтр-прессе типа ФПАКМ.

Кроме фильтр-пресса ФПАКМ для разделения трудноразделяемых суспензий разработаны высокопроизводительные барабанные вакуум-фильтры со сходящим полотном (площадь поверхности фильтрования ^ = 40 м2).

В табл. 3.5 даны характеристики некоторых отечественных фильтров, применяемых в химической промышленности.

1.4. ЦЕНТРИФУГИРОВАНИЕ

В центробежном поле можно осуществлять оба важнейших процесса разделения неоднородных систем — осаждение и фильтрование.

Аппараты, в которых осуществляется центрифугирование, называют центрифугами. Основная часть любой центрифуги— вращающийся с высокой скоростью цилиндрический барабан— ротор (с перфорированными или сплошными стенками), внутрь которого подается суспензия. Суспензия вращается, и твердые частицы стремятся осесть с ускорением со2/?, где ю — угловая скорость вращения, Я — радиус вращения. Интенсивность разделения суспензии под действием центробежных сил

определяется фактором разделения Кр = a^R/g. Суспензия разделяется на осадок и осветленную жидкую фазу, называемую сливом (иногда — фугатом).

Давление фильтрования (в Па) при центрифугировании приближенно рассчитывается по формуле

Ap4 = c/F. (3.35)

Здесь F = ndH — средняя поверхность фильтрования, м2; с — центробежная сила, развиваемая при центрифугировании, Н:

с = Mw2/R = Ma2R « 20Mn2D, (3.36)

где М — масса осадка н жидкости, находящихся в барабане центрифуги, кг; ш — окружная скорость, м/с; 2R = П — внутренний диаметр, барабана

центрифуги, м; ы ■—угловая скорость, 1/с; п — частота вращения центри

фуги, об/с; /У — высота барабана (или длина зоны фильтрования в центрифугах непрерывного действия), м.

Более точно давление фильтрования в центрифугах:

ЛРц = 20рс«2 (Rl - R\) = 5рся2 (D\ - ri\), (3.37)

где рс — плотность суспензии, кг/м3; D\ = 2R\—диаметр внутреннего слоя жидкости, м; Ог = 2Rz ■—внутренний диаметр барабана центрифуги, м; п—. частота вращения центрифуги, об/с.

Классификация промышленных центрифуг: по принципу работы— отстойные (или осадительные) центрифуги, фильтрующие Центрифуги, сепараторы; по характеру работы — центрифуги периодического и непрерывного действия; по интенсивности центробежного поля (характеризуемого фактором разделе--ния)—нормальные центрифуги с Кр ^ 3000 и сверхцентрифуги с i(P> 3000; по расположению вала — горизонтальные и вертикальные; по выгрузке осадка — с ручной и механизированной выгрузкой.

Рассмотрим конструкции некоторых центрифуг.

Отстойные центрифуги служат для осаждения- частиц твердой фазы размером от 5 до 100 мкм из суспензий с концентрацией (по объему) твердой фазы до 40 %.

Простейшей является отстойная центрифуга периодического действия с ручной выгрузкой осадка и жесткой опорой.вала.

Суспензия в такой центрифуге (рис. 3.18) загружается сверху в сплошной ротор, закрепленный па вертикальном валу. Осадок образуется на внутренней поверхности ротора, осветленная жидкость (слив) удаляется с помощью отводной трубки (на ходу). После удаления слива центрифугу останавливают, поднимают конус, закрывающий отверстие в днище ротора, и вручную выгружают осадок. Затем снова загружают в барабан суспензию.

Цикл работы центрифуги (егр продолжительность) и рабочий объем барабана определяют[1] пройзвбД'йтельность аппарата. Механизированная выгрузка осадка применяется при разделении суспензий с Ств =! 5 -т- 30 % (по объему).

Суспензия
Рис. 3,18, Отстойная центрифуга периодического действии:I — кожух; 2— барабан; 3—ступица; 4—разгрузка фугата

Схема отстойной центрифуги со шнековым устройством для удаления осадка представлена на рис. ЗЛУ.

Суспензия подается через кольцевое пространство между наружной трубой 1 с отверстиями 6 и внутренней трубкой 13, предназначенной для подачи промывной жидкости. Через отверстия 10 суспензия поступает в зону между коническим ротором 11 со сплошными стенками и цилиндрическим основанием 7 шнека 5. Ротор находится в кожухе 12 и вращается в полых цапфах 2. Шнековое устройство вращается в цапфах, находя-

Рис. 3.1 Г, Отстойная центрифуга со шнековым устройством для выгрузки осадка*1 — наружная труба; 2—полые цапфы; 3—отверстия для прохождения слива; 4 — камера для слива; 5 — шиек; 6\ 10—отверстия для прохождения суспензии; 7—цилиндрическое основание шпека; 8—камера для осадка;. 9—отверстия для прохождения осадка! 11 — кони** ческий ро^ор со сплошными, стенками; 12 — кожух; /5—внутренняя трубка

1 — ротор; 2 — подпятник; 3—труба для подачи суспензии; 4— радиальные лопасти* 5 —кожух; 6—отверстия; 7—шкив; 8 — опора; 9—шпиндель; |<3— Труба для отвода осветленной жидкости

щихся внутри цапф ротора, причем скорость вращения шнекового устройства на 1,5—2 % меньше скоро-.сти вращения ротора. Под действием центробежной силы твердые частицы суспензии отбрасываются к стенкам ротора, п осадок медленно перемещается (вследствие разности скоростей вращения ротора и шнека) к отверстию 9 в роторе для ,выгрузки осадка, который удаляется ( через камеру 8. Фугат отводится через отверстия 3 в камеру 4. Такие центрифуги применяются для разделения тонкодисперсных суспензий твердой фазы.

с большой концентрацией

га

Производительность (м3/с) центрифуг типа НОГШ по суспензии с учетом крупности разделения ¡1 (м) и диаметра «сливного цилиндра» 0ол (м) можно рассчитать по эмпирической формуле:

п'- (Р-Рс) £п '

(3.38)

Vc = 3,5 •

Ис

где Ьсл—длина «сливного цилиндра», м; р, рс — плотность твердых частии и жидкости, соответственно, кг/м3; п — частота вращения ротора центрифуги, об/с; Цс — вязкость жидкости, Па-с.

Трубчатые сверхцентрифуги (рис. 3.20) широкс применяются для разделения суспензий с незначительным содержанием твердой фазы, а также для разделения эмульсий Скорость вращения ротора у них достигает 45 000 об/мин, а фактор разделения КР = 15000. В кожухе 5 расположен ротор / с глухими стенками, внутри которого имеются радиальные лопасти 4, препятствующие отставанию жидкости от стенок ротора при его вращении. Вер.хпии часть ротора жестко соединена с коническим шпинделем 9, который подвешен на опоре 8 и приводится во вращение прн помощи шкива 7. В нижней части ротора расположен эластичный направляющий подпятник 2, через который проходит труба 3 для подачи суспензии. При движении суспензии в ротрре вверх на стенках его оседают твердые частицы. Для лучшего разделения высота ротора трубчатых центрифуг должна в несколько раз превышать его дйа* метр. Осветленная жидкость отводится через отверстия 6 в тру* бу 10, По истечении определенного времени сверхцентрифуги

Рис. 3.21. Жидкостный сепаратор тарельчатого типа:

I — труба цля подачи эмульсии; 2—тарелки; Л— отверстие А-ш отвода более тяжелой жидкости; 4 — кольцевой канал для отвода более легкой жидкости;

5 — ребра

останавливают и удаляют осадок, накопившийся в роторе. Для разделения эмульсий применяют сверхцентрифуги, отличающиеся более сложным устройством верхней части ротора, что позволяет раздельно отводить расслоившиеся жидкости.

Жидкостные сепарато-р ы являются отстойными сверхцен-трифугами непрерывного действия с вертикальным ротором. Они предназначаются для разделения эмульсин, л также для осветления жидкостей.

Схема жидкостного сепаратора тарельчатого типа представлена на рис. 3.21. Эмульсия подается но центральной трубе / в нижшою часть ротора, откуда через отверстия в тарелках 2 распределяется тонкими слоями между ними. Более тяжелая жидкость, перемещаясь вдоль поверхности тарелок, отбрасывается центробежной силой к периферии ротора и отводится через отверстие 3. Более легкая жидкость перемещается к центру ротора и удаляется через кольцевой канал 4. Отверстия в тарелках располагаются ориентировочно по поверхности раздела между тяжелой и легкой жидкостями. Для того чтобы жидкость не отставала от вращающегося ротора, он снабжен ребрами 5.

Фильтрующие центрифуги применяют в тех случах, когда нужно получить осадок с наименьшей влажностью и требуется промывка осадка. Суспензия поступает в перфорированный ротор. Осадок откладывается на внутренней стейке барабана, обтянутого сеткой или фильтрующей тканью.

Фильтрующие центрифуги периодического действия типа ФМБ и ФМД получили широкое распространение в химической промышленности. Их применяют в диапазоне массовых концентраций суспензий от 1 до 60 % для отделения частиц размером > 10 мкм. Особенно удобны они для малотоннажных производств (Ус < 5 м3/ч).

Схема фильтрующей центрифуги с пульсирующим поршнем дана на рис. 3.22. Суспензия по трубе 1 поступает в узкую часть конической воронки 2, вращающейся с такой же скоростью, как п перфорированный ротор 10, покрытый изнутри металлическим щелевым ситом 9. Суспензия перемещается по внутренней поверхности воронки и постепенно приобретает скорость, почти равную скорости вращения ротора. Затем суспензия отбрасы* вается через отверстия в воронке на внутреннюю поверхность сита в зоне перед поршнем 8. Под действием центробежной силы жидкая фаза проходит сквозь щели сита и удаляется из кожуха центрифуги по штуцеру 4. Твердая фаза задерживается на сите в виде осадка, который периодически перемещается к краю ротора при движении поршня вправо приблизительно на 1/10 длины ротора. Осадок удаляется из кожуха через канал 3.

Поршень укреплен на штоке 6, находящемся внутри полого вала 7, который соединен с электродвигателем и сообщает ро тору вращательное движение. Полый вал с ротором и шток с поршнем и конической коронкой вращаются с одинаковой ско ростыо. Направление возвратно-поступательного движения поршня изменяется автоматически. На другом конце штока насажен перпендикулярно оси диск 5, на противоположные поверхности которого попеременно воздействует давление масла создаваемое шестеренчатым насосом.

Такие центрифуги (типа ФГП) применяются для обработки грубодисперсных, легкоразделяемых суспензий с размером ча стиц >100 мкм и объемной концентрацией не менее 20 %.

Центрифуги с пульсирующей выгрузкой осадка типа ФГП выпускают производительностью 1000—1500 кг/ч (ФГП-400), 1500—3000 кг/ч (ФГП-600) и 3000—6000 кг/ч (ФГП-800). Унос твердой фазы со сливом в них составляет от 0 до 15 %.

Выпускают также вертикальные (ФВШ) и горизонтальные (ФГШ) центрифуги со шнековой выгрузкой осадка для разде-

9 ю
Рис. 3.22. Центрифуга с пульсирующим поршнем для выгрузки осадка:1 — труба для подачи суспензии; 2—коническая воронка; 3—канал для отвода осадка; 4— штуцер для удаления слива; 5 —диск, перемещающийся возиратно-поступательяо; 6 — шток; 7—полый вал; 3 — поршень; 9 — металлическое щелевое сито; ю — перфорированный ротор

ления суспензий с диаметром частиц (1 >■ 150 мкм. Центрифуги типа ФГП и ФВШ могут применяться при разделении концентрированных суспензий в крупнотоннажных производствах, обеспечивая низкую конечную влажность осадка (до 2 и 5%). Если объемная концентрация твердой фазы менее 10%, то перед центрифугой необходимо устанавливать сгуститель.

3.5. УЛЬТРАФИЛЬТРОВАНИЕ И ОБРАТНЫЙ ОСМОС

Ультрафильтрование заключается в пропускании растворов под давлением через полупроницаемые мембраны. Специально изготовленные (например, на основе ацетата целлюлозы или полиэтилентерефталатных пленок) пористые мембраны должны отвечать следующим требованиям: 1) избирательно пропускать одни компоненты смеси, задерживая другие; 2) обладать высокой разделяющей способностью (селективностью); 3) иметь высокую проницаемость (удельную производительность); 4) устойчиво сопротивляться деистишо разделяемой среды (и микроорганизмов); 5) иметь высокую механическую прочность и постоянные технические характеристики (не изменяющиеся существенно в процессе эксплуатации мембран); 6) не содержать токсичных веществ; 7) иметь сравнительно невысокую цену.

Механизм ультрафильтрования может быть представлен следующим образом: поры мембраны достаточно велики для пропускания молекул растворителя, но слишком малы для пропускания растворенных веществ.

Обратный осмос. Ультрафильтрование и обратный осмос отличаются от обычного фильтрования тем, что при их осуществлении получают два раствора, один из которых содержит большее количество растворенного вещества. В этом случае для нормальных условий работы недопустимо накопление осадка на поверхности мембраны.

Отличие обратного осмоса от ультрафнльтрования выражено на практике не очень ярко: обратным осмосом называют способ концентрирования данного раствора (включая все растворенные компоненты) или способ выделения чистого растворителя из раствора, тогда как ультрафильтрование является способом концентрирования высокомолекулярных веществ (с молекулярной массой ^=500) с одновременной их очисткой от низкомолекулярных веществ.

При ультрафильтровании и при обратном осмосе необходимо преодолевать осмотическое давление я разделяемого раствора, потому что растворитель переносится в направлении, обратном увеличению концентрации растворенного компонента, удерживаемого мембраной.

Схема обратного осмоса на примере концентрирования водного раствора приведена на рис. 3.23. Самопроизвольный переход растворителя (воды) в раствор, находящийся под давле-

т

я —осмотическое давление; Др —создаваемый перепад дав" лений

нием рь через полупроницаемую мембрану прекращается, как только осмотическое давление достигает давления р\ и наступит равновесие (р 1«я). Создание избыточного давления р — я -(- Ар приводит к обратному переходу растворителя (воды) из раствора через мембрану, т. е. к обратному осмосу.

Величина осмотического Оиилснип л (в Па) раствора прямо пропорциональна его температуре н концентрации и обратно пропорциональна молекулярной массе растворенного компонента:

п = ЩТ х/М. (3.39)

гдс/^=1+сс — коэффициент Вант-Гоффа; а — степень диссоциации растворенного вещества; к — газовая постоянная; Т — температура раствора, К; х — концентрация растворенного вещества, кг/м3; М — мольная масса растворенного вещества, кг/моль.

Уравнение (3.39) известно как уравнение Вант-Гоффа. Расчет по этому уравнению показывает, что величина осмотического давления для растворов различных веществ колеблется в очень широких пределах.

Таким образом, при разделении растворов пизкомолскуляр-пых веществ необходимо преодолевать значительное осмотическое давление, а при ультрафильтровании (когда М ^ 500) осмотическое давление обычно находится в пределах 0,3—

1 МПа.

Селективность мембраны <р (в %) можно рассчитать по формуле:

■ *1-~-г'2- 100 — ( 1 — —) 100, , (3.40)

XI \ Х\ /

где Х\ и х2 — массовая концентрация растворенного вещества в и сходной смеси II в фильтрате, %.

Пористость мембраны можно найти с помощью уравнения Пуазеплн, по которому расход жидкости, протекающей через капилляр:

V = п &ре11/(12ЩЦ). (3.41)

Здесь Др — перепад давления в капилляре; <1—-диаметр капилляра; I—< длина капилляра; р.—динамический коэффициент вязкости жидкости.

В предположении, что поры мембраны имеют цилиндрическую форму и одинаковое сечение, расположены перпендикулярно поверхности мембраны, толщиной 6 (м) и площадью Р (м2) при числе пор п на 1 м2, уравнение (3.41) примет вид:

V = тпГ = Я^р Арп^'/(128цб).

Рис. 3.24. Схема работы фильтровальных элемеитоз аппаратов мембранного разделения* а — с плоскими камерами; б — трубчатый элемент; 1 — мембраны; 2— дренаж; 3—фланцы; 4—пористая подложка; 5—перфорированная труба

Если выразить пористость мембраны

Р = л</ср "Л-

то общий расход фильтрата

I' Л/<,/(3.42)

Из у равнения (.4.112) можно получить средний диаметр пор dср (им):

i/cp = д/32Кц6/(р/-‘ Ар). (3.43)

Общая пористость (3 (в %) мембраны может быть рассчитана по плотности:

Р = 100 (р — Р,)/р, (3.44)

где р — плотность материала мембраны, кг/м3; pi — плотность мембраны, определяемая взвешиванием определенного ее объема (с порами), кг/м3.

Величина пористости мембраны, а также форма и длина пор влияют на се проницаемость. Проницаемость (удельную производительность) мембраны |н м:,/(м:!-с)| выражают через объем V фильтрата, полученный с единицы рабочей площади F мембраны в единицу времени т, т. е. п соответствии с законом Дарсп:

w — A p/(hocr), (4.4 5)

где w= V/(Fx) — скорость фильтрования; Ар — перепад давлений па фильтре; hoc — высота слоя осадка; г — сопротивление слоя осадка, отнесенное к единице его высоты

Разделение с помощью мембран требует затрат энергии только на продавливание раствора через мембрану (нет процессов фазового превращения). Поэтому расход энергии, например, на опреснение морской поды методом обратного осмоса примерно в 10 раз ниже расхода энергии на опреснение перегонкой.

На рис. 3.24 показана схема работы фильтровальных элементов промышленных аппаратов мембранного разделения. На

1} (Лосг)—величина сопротивления слоя осадка.

рис. 3.24, а приведена схема аппарата с плоскими камерами, состоящими из пакетов фильтровальных элементов, стянутых болтами. Раствор последовательно проходит через все фильтровальные элементы и концентрируется. На рис. 3.24,6 изображен трубчатый фильтровальный элемент. Такие элементы собирают в цилиндрическом кожухе, как трубы в кожухотрубчатом теплообменнике.

Промышленные аппараты для обратного осмоса и ультра-фильтрования рассчитывают на определенную рабочую поверхность. Они должны быть простыми в сборке, так как мембраны периодически подлежат замене.

3.6. ОЧИСТКА ГАЗОВ ОТ ПЫЛИ

Промышленные газы (а также воздух) очищают от взвешенных в них частиц: 1) осаждением под действием сил тяжести;

2) бсаждением под действием центробежных, электрических и и других сил; 3) фильтрованием; 4) промыванием (мокрая очистка). В табл. 3.2 приведены примеры разделения неоднородных систем под воздействием движущих сил различной природы.

Осаждение пыли под действием силы тяжести

Осаждение пыли под действием силы тяжести осуществляет-ся и различных аппаратах периодического или полунепрерывного действия, в которых происходит изменение направления и скорости потока газовзвеси. Примерами таких аппаратов являются отстойный газоход, пылеосадительная камера (рис. 3.25).

Запыленный газ поступает в камеру 1, внутри которой установлены на расстоянии 40—100 мм горизонтальные полки (перегородки) 3. Частицы пыли оседают на полках, а газ огибает вертикальную отражательную перегородку 2 и удаляется из камеры.

Пылеосадительные камеры предназначены для грубой (50— 100 мкм) очистки газовых потоков от пыли. Достигаемая

Рис. 3.25. Пылеосадительная камера:

I — камера; 2—отражательная, перегородка; 3 —полки; 4 — люки для удаления пыли

Рис. 3.26. К определению производительности пылеосадительной камеры степень очистки не превышает 40—50 %. Степень очистки:

п = (с„ — ск)/сн, (3.46)

где са и с* — начальная и конечная концентрации пыли в газе.

Для расчета пылеосадительных камер необходимо устано-вить связь между расходом запыленного газа, скоростью осаждения и геометрическими размерами камеры. Рассмотрим прямоугольный канал (рис. 3.26). Чтобы частица пыли, попадая в камеру, успела осесть, время се пребывания в камере тпр должно быть равно или больше времени ее осаждения тос:

тпр = l/да; Хос^^/вуос. (3.47)

где w — скорость газа; waс — скорость осаждения.

Предельным случаем, когда частица еще успевает осесть в камере, является равенство тпр = тос или l/w = H/woc.

Скорость газа в камере можно выразить через секундный расход (производительность) и площадь сечения (по уравнению

расхода): w — Vf(bH), тогда lbII/V =■----пли V =-woclb.

Произведение II) — У7,,,, представляет собой площадь осаждения, и, следовательно, производительность отстойного аппарата равна произведению скорости осаждения на площадь осаждения:

V = wocFoc, (3.48)

т. е. производительность пылеосадительных камер не зависит от их высоты, а определяется площадью осаждения.

Кроме пылеосадительных камер часто применяют жалю« зийные пылеуловители инерционного типа с большим количеством щелей (жалюзи) Скорость газа на входе в аппарат—10—15 м/с. Гидравлическое сопротивление—100— 400 Па (10—40 мм под. ст.).

Разделение неоднородных пылегазовых систем под действием центробежных сил

Эффективность центробежного разделения неоднородных систем характеризуется центробежным критерием Фруда, представляющим соотношение центробежной силы и силы тяжести:

„ G, I mw2Jr w2

г 4_”g7— mg “7Y'

Здесь w — скорость потока (газа пли жидкости) ; г — радиус аппарата! g — ускорение свободного падения.

Величина Fru часто называется фактором разделения и обозначается Кр (см. стр. 122).

Циклоны. Эти аппараты широко применяют для разделения неоднородных систем газ—твердое тело под действием центробежной силы (рис. 3.27}, Циклон имеет цилиндрический кор«

; —корпус! 2—входной патрубок: 3—выхлопная труба; 4— пылеотводящнй патрубок

пус 1 с коническим днищем. Пылегазовая система вводится в циклон тангенциально через патрубок 2 со значительной скоростью (20—25 м/с), при этом прямолинейное движение газового потока преобразуется во вращательное. Поток запыленного газа движется в циклоне вниз по спирали. Частицы пыли, как более тяжелые, прижимаются к внутренней поверхности циклопа и сползают вниз через патрубок 4 в пылесборпик, который соединен с этим патрубком. Газ, дойдя до конца конической части циклона и не находя выхода (пылесборник закрыт), меняет направление, закручивается по меньшему радиусу трубе 3.

ТТ ?-

1'

Ш-

¥

Р

и выходит по

Несмотря на то, что циклоны широко применяются в промышленности, идущий в них процесс разделения неоднородных систем до сих пор недостаточно исследован из-за сложности гидродинамической обстановки. Поэтому выбор циклонов, опирается, в основном, на эмпирические данные. С точки зрения гидравлики, циклон представляет собой некоторое местное сопротивление, и гидравлическое сопротивление циклона можно представить как долю скоростного напора газового потока]

где о>ф — фиктивная скорость газа, отнесенная к полному поперечному сечению цилиндрической части циклона.

Фиктивную скорость газа определяют по формуле;

= л/з Др/(£р) ■

Значения Е; и Ар/р имеются в справочной литературе (опытные данные для циклопов различных конструкций). Затем определяют диаметр цилиндрической части циклона из уравнения расхода:

В = УГ'ЛО/ТВбш^), (3.49)

где V — расход газа, м3/с.

Все остальные размеры стандартизированы в зависимости от Б.

Отличительной особенностью циклонов НИИОГАЗ является наклонный патрубок для поступающего газа. Широко применяются три типа этих циклонов: 1) с углом 24°, (ЦН-24) — обес* печивает повышенную производительность при наименьшем

Тип циклона | Без улитки на выхлопной трубе | С улиткой на выхлопной трубе
 | ^общ | ?вх | ^общ
ЦН-11 | 6,1. | 150 | 5,2 | 210
ЦН-15 | 7,0 | 160 | 6,7 | 140
ЦН-15у | 8,2 | 170 | 7,5 | 160
ЦН-24 | 10,9 | 80 | 12,5 | 90
СИОТ | 6,0 | — | 4,2 | —
ВЦНИИОТ | 10,5 | — | 10,4 | —
л йот | 4,2 | 460 | 3,7 | 411
едк-цн-зз | 20,3 | 600 | 31,3 | 920
СК-ЦН-34 | 24,9 | 1270 | 30,3 | 1540

гидравлическом сопротивлении, предназначен для улавливания крупной пыли; 2) с углом 15° (ЦП-15) — обеспечивает хорошую степень улавливания при сравнительно небольшом гидравлическом сопротивлении; .'5) с углом 11° (ЦП-11) — обеспечивает повышенную эффективность н рекомендуется в качестве унифицированного пылеуловителя.

В табл. 3.6 приведены значения коэффициентов гидравлического сопротивления £ для циклонов. Величина гидравлического сопротивления высокопроизводительных циклонов составляет примерно 1080 Па.

Циклоны применяют для очистки запыленных газовых потоков (V > 20 000 м3/ч) с содержанием твердой фазы до 400 г/м3.

Батарейные циклоны. В промышленности обычно применяются одиночные циклоны с /) до 1 м. 1:сли требуются большие производительности по газу (V до НО м3/с), то используют батарейные циклопы (рис. 3.28), состоящие из параллельно работающих циклонных элементов (Л до 250 мм), смонтированных (п до 120) в общем корпусе. Во все такие элементы одновременно сверху подается запыленный газ, который, проходя по винтовым лопастям (или другому устройству), закручивается. Эти лопасти закреплены па выводных трубах циклонов. Процесс разделения осуществляется, как и в одиночном циклоне, под действием центробежной силы (содержание пыли в потоке <250 г/м3, размер частиц от 10 мкм и выше).

Степень очистки газа в циклонах зависит от величины фактора разделения /<р = ау2/(/'ёг). Из этого выражения следует, что степень очистки газа в циклонах может быть повышена либо путем уменьшения радиуса г вращения потока запыленного газа, либо путем увеличения скорости газа а>. Однако повышение скорости газа вызывает значительное возрастание гидравлического сопротивления циклона и увеличение турбулентности базового потока, ухудшающей очистку газа от пыли. Уменьше-

Раобортна лопастей

Рис. 3.28. Батарейные циклоны {а —в) '

ние радиуса циклона приводит к снижению его производительности. Поэтому часто для очистки больших количеств запыленного газа применяют батарейные циклоны (см. рис. 3.28). Их элементы имеют небольшие диаметры, что улучшает степень очистки при заданной производительности.

Фильтрование газов

При очистке фильтрованием газы, содержащие взвешенные твердые частицы, проходят пористые перегородки, пропускающие газ и задерживающие па сноси поверхности твердые частицы. К числу наиболее широко применяемых фильтров относятся рукавные фильтры (рис. 3.29). Запыленный газ нагнетается вентилятором 13 через входной газоход 1 в камеру 9, затем проходит через рукава 7 (обычно ё = 200 мм и / = Зч-8 м), нижние концы которых закреплены на патрубках распределительной решетки 8. Пыль осаждается в порах ткани, а очищенный газ проходит через дроссельный клапан 3 в выхлопную трубу 4 и удаляется из аппарата; При помощи распределительного механизма, установленного на крыше камеры, отдельные

Рис. 3.20. РукапныМ фильтр с механическим «стряхиванием:J—IV — секции фильтр и; / — иходиоП гачоход; 2 — рама; 3, 5 — дроссельные клапаны; 4— выхлопная труда; о' —истряхиипющий механизм; 7—рукава; 5 — распределительная решетка; 9— камера! 10—шлюзовый вагвор; 11 — шнек; 12, 13—вентиляторы

секции фильтра через определенные промежутки времени (5— 10 мин) отключаются (на 20—30 с) для очистки ткани от накопившейся пыли. На рис. 3.29 справа показан момент, когда работают три секции фильтра (/, III, IV), а секция II очищается от пыли. В каждой секции 12—25 рукавов. Гидравлическое сопротивление А/;« 1000 Пп. Температура газа — не выше 60-и 65 ВС.

При переключении секции на очистку закрывают клапан 3 и открывают клапан 5, через который вентилятором 12 по коллектору нагнетается воздух, которым движется в направлении, обратном движению запыленного газа. Одновременно с продувкой осуществляют механическое встряхивание рукавов, для чего специальным механизмом 6 приподнимают и опускают раму 2, к которой подвешены концы рукавов. Пыль падает в камеру 9 и выгружается шнеком 11 через затвор 10. Последовательность и продолжительность отдельных стадий работы фильтра регулируется с помощью автоматических устройств. Эта конструкция пригодна для очистки больших потоков запыленного газа. Для рукавных фильтров характерна высокая степень обеспыливания газа (до 5 мг/м3). Их недостатком является большой из» нос рукавов.

Кроме рукавных фильтров для фильтрования малозапылен-ных газовых потоков (1—5 мг/м3) используют фильтры с полужесткими фильтрующими перегородкам и, которые состоят из набора круглых и прямоугольных эле* ментов, собранных в одном корпусе. Каждый элемент состоит из двух перфорированных дисков или пластин, между которыми помещен слой фильтровального материала (шлаковая вата, стекловолокно[1]', металлическая стружка). Гидравлическое сопротивление фильтра — 500—1000 Па при скорости фильтруемого газа 0,15—1,0 м/с.

Фильтрующие перегородки из тонких полимерных волокон (например, из перхлорвинила) в фильтрах Петрянова отличаются высокой прочностью и стойкостью и находят широкое применение в промышленности для тонкой и сверхтонкой очистки газов от аэрозолей. Для тонкой очистки газов (диаметр улавливаемых твердых частиц <0,5 мкм) применяют также керамические фильтры, аналогичные по действию патронным фильтрам, используемым для разделения суспензий. Регенерация таких фильтров от осевшей пыли осуществляется обратной . продувкой сжатым воздухом. Гидравлическое сопротивление таких фильтров — приблизительно 1000 Па.

Очистка газов в электрофильтрах

Электроочистка применяется для выделения мелкой пыли из газовых потоков, которую нельзя осадить другими способами. Электрическая очистка основана на ионизации молекул газа электрическим разрядом. Запыленный газ пропускается ,через неоднородное электрическое поле, образованное двумя электродами, к которым подведен постоянный электрический ток высокого напряжения (U = 35 000 -f- 70 000 В). Катод обычно выполняют в виде проволоки, а анод — в виде трубы или пластин (рис. 3.30). Расстояние между электродами составляет 100—200 мм. При такой форме электродов образуется неоднородное электрическое поле, поскольку поверхность катода значительно меньше поверхности анода. У катода имеет место сгущение силовых линий и образуется ионизированный слой газа. Внешним признаком ионизации является свечение слоя газа или образование «короны» у катода. Поток электронов направляется к аноду, по пути сталкиваясь и оседая на встречных частицах пыли, заряжает их. Частицы, получившие отрицательный заряд, перемещаются к аноду и оседают на нем. При возникновении «короны» образуются ионы обоих знаков и свободные электроны. Под действием электрического поля положительные ионы движутся к коронирующему электроду — катоду и нейтрализуются на нем. Достигается высокая степень очистки — 95—99 %. Скорость газа в трубчатых электрофильтрах (рис. 3.31) составляет 0,75—1,5 м/с, в пластин*

11 Допустима температура газа порядка 275 °С,

>л

-1

/ г

6--

6--

¿г

-2

УУ

А-А

— 5,6

п

Рис. 3.30. Формы электродов электрофильтра;

с—трубчатые; б— пластинчатые; 1 — коронирующий электрод; 2 —осадительный электрод Рис. 3.31. Электрофильтр:

1 — камера; 2, з— рамы; 3 — распределительная решетка; 4, 9 —штуцеры для газа; 5 — осадительные электроды; 6— коронирующие электроды; 7 — изоляторы

чатых — 0,5—1,0 м/с. Электрофильтры рассчитаны на широкий диапазон температур газа (от —20 до +500°С) и давлений.

Мокрая очистка газов

Мокрую очистку применяют для тонкой очистки газов от пыли (а также в случаях, когда пылеочистка совместима с адсорбцией вредных примесей). Такая очистка .эффективна тогда, когда допустимы увлажнение и охлаждение очищаемого газа, а отделяемые твердые частицы хорошо смачиваются модой и не представляют ценности. Простейшими аппаратами для мокрой очистки являются скрубберы (рис. 'Л.'Л2) — колонные аппараты с насадкой. Снизу подается запылснныП газ, сверху насадка орошается водой. Пода выводится снизу в виде суспензии. Гидравлическое сопротивление колонны с насадкой невелико— 300—800 Па. Н ачальпая запыленность очищаемого газа — 5— 6 г/м3. Очищенный газ отводится в верхней части скруббера. Степень очистки, которая достигается в таких аппаратах, — 75—85 %.

Для тонкой очистки газов от пыли применяют также скрубберы Вентури (рис. 3.33). Запыленный газ через конфу-зор 1 трубы Вентури попадает в горловину 2, где его скорость достигает 60—150 м/с. Через отверстия 3 под избыточным давлением (0,03—0,1 МПа) в горловину вводится жидкость, которая, сталкиваясь с газовым потоком, распыляется на мелкие капли. При соударениях с частицами пыли капли, поглощая их, укрупняются. Эти капли вместе с газом проходят диффузор 4, где скорость потока снижается до 20—25 м/с, и попадают в циклонный сепаратор 5, В циклоне скорость газожидкостной

Рис. 3.33. Скруббер Вентури;

/ —конфузор; 2—горловина; <3— отверстия для ввода жидкости; 4~диффузор; 5 —циклонный сепаратор; 6 — отстойник; 7 —насос

смеси уменьшается до 4—5 м/с, капли под действием центробежной силы отделяются от газа и вместе со шламом удаляются в отстойник 6, гдг вода отделяется от шлама и вновь подается насосом 7 в скруббер. Степень очистки может быть доведена до 99%. Гидравлическое сопротивление очень велико — 2200— 12 800 На.

Для очистки сильно запыленных газов используют барбо-тажные (пенные) пылеуловители (рис. 3.34). Аппарат представляет собой камеру, внутри которой находится перфорированная тарелка I. Вода или,другая жидкость поступает на тарелку, а загрязненный газ подается в аппарат снизу. Проходя через отверстия тарелки, газ барботирует сквозь жидкость и превращает ее в слой подвижной пены. В слое пены пыль поглощается жидкостью, основная часть которой (примерно 80%) удаляется вместе с пеной через регулируемый порог 2. Оставшаяся часть жидкости (около 20%) сливается через отверстия в тарелке и улавливает в подтарелочном пространстве более крупные частицы.

Очищеj•нныи гсса

В таких аппаратах может быть установлено несколько перфорированных тарелок, что повышает степень очистки

Рис. 3.31. Барботажиый (пенный) пылеуловитель: 1—тарелка; 2 — регулируемый порог

(до 99 %)', Гидравлическое сопротивление одной тарелки ~600 Па.

Мокрая очистка применима лишь при условии организации кругооборота воды (во избежание загрязнения окружающей среды).

3.7. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ПРОЦЕССОВ РАЗДЕЛЕНИЯ ЖИДКИХ И ГАЗОВЫХ НЕОДНОРОДНЫХ СИСТЕМ

Химики-технологи активно работают над интенсификацией процессов разделения неоднородных систем и совершенствованием аппаратов, в которых осуществляются эти процессы (особенно, энергоемкие). Например, наиболее распространенными в настоящее время язляются отстойные центрифуги непрерывного действия со шнековой выгрузкой осадка и жидкостные сепараторы. Интенсификация этих аппаратов является важнейшей задачей центрнфугалыюй техники.

Прнмеисппс активных режимов в процессах осаждения и центрифугирования имеет много общего с процессами фильтрования, на которых остановимся более подробно.

Фильтрование

Эффективность процесса фильтрования при соответствующем аппаратурном оформлении представляет собой сложную Проблему, оптимальное решение которой еще не найдено. В первую очередь, необходимо иметь стандартную методику испытаний, позволяющую определять эффективность не только нового, по и многократно попользованного фильтра п учитывающую такие свойства осадков, как распределение частиц по размерам, Норозность или сжимаемость п др. Большое значение для повышения эффективности работы фильтра имеют также следующие факторы: 1) предварительная подготовка суспензии; 2) фильтрующая перегородка.

Подготовка суспензии проводится обычно после качественного выяснения ее устойчивости. Так, существование труднофильт-рующихся шламов может быть обусловлено тем, что твердые частицы, расположенные близко одна к другой, оказываются в «потенциальной яме», соответствующей минимальной энергии. При этих условиях вода, окружающая частицы, находится в неравновесном состоянии и скорости релаксации гораздо ниже, чем обычно принимают. Способность воды в течение длительного времени сохранять измененные свойства используется при уменьшении устойчивости некоторых суспензий, например, магнитной обработкой. Обработанная, в магнитном поле (напряженностью примерно 8 -104 А/м) вода обладает плохой смачивающей способностью, что позволяет интенсифицировать процессы разделения суспензий. Кроме магнитной обработки для

т

Флокулянт | Область применения | pH | Эффективнаяконцентрация
Квасцы А12(504)з-аН20 | Обработка воды | 5-10 | 15 7о„
Сульфат железа | Обработка воды и хи | Любое | 5-100"/«
1-\>(80,)2-хН,0 | мические процессы |  | 
а-Карбоксиметилцел- | Минеральные процессы | 3-9 | 14-220 г/т
люлоза |  |  | 
Альгинаты | Обработка воды | 4-11 | До 5 °/00
Полиакриламид | Химические процессы | 2—10 | 0,2-10 °/о.
Кукурузным крахмал | Минерал!.ш,1С процессы | 2-10 | 4,5 кг/т
Полнэтплепокепд | Химические процессы | 2—10 | 1—50 "/00
Активированный крем | Обработка отходов | 4—6 | 1-20 "/о.
невый золь |  |  | 
Алюминат натрия | Обработка воды | 3-12 | 2-10 7»
Серная кислота | Обработка отходов | 1-5 | В широком интервале

уменьшения устойчивости суспензий применяют различные коагулянты и флокулянты.

Эффект действия флокулянта определяется вероятностью столкновений частиц между собой и способностью их слипаться. При выборе флокулянта учитывают его химическую природу и возможность загрязнения конечного продукта (табл. 3.7) [5]. В отдельных случаях разделение неоднородных систем жидкость— твердое тело эффективнее осуществляется при диспергированном состоянии твердой фазы, чем при агрегированном.

С целью разрушения агрегатов вводят добавки, которые наводят заряды на частицах, препятствующие их сближению. Иногда нужный эффект достигается при простом изменении pH среды. Такой способ изменения устойчивости суспензии называют дефлокуляцией.

Фильтруемость суспензии можно улучшить также с помощью ее предварительной классификации (в гидроциклонах либо конических классификаторах) или флотации мелких фракции с помощью пузырьков воздуха.

Условия проведения процесса фильтрования могут быть улучшены с помощью повышения температуры, уменьшающей вязкость и плотность суспензии.

Подбор фильтрующих перегородок пока проводится эмпирически.

Характеристики фильтрующих перегородок (форма и размер пор, химическая активность материала, из которого они изготовлены, и др.) сильно влияют па ход процесаа фильтрования, на его эффективность. Кроме того, те или иные характеристики перегородки приобретают большее или меньшее значение в зависимости от типа фильтровального оборудования. Так, например, для тарельчатых фильтров первостепенное значение имеют износ, сопротивление истиранию и качество уплотнения (прокладки) фильтрующей перегородки.

При ножевом съеме осадка необходимо выбирать ткань со способностью легко освобождаться от осадка. Для вакуумных барабанных фильтров необходимы прочные ткани, способные оказывать сопротивление разрывам и деформирующим усилиям во время подсушки и др. В тех случаях, когда проводится шнуровой съем осадка с отдувкой, важно, чтобы гибкий шнур мог сопротивляться переменным нагрузкам, вызывающим усталость материала.

Непрерывнодействующие ленточные вакуумные фильтры нуждаются в фильтрующих материалах, имеющих высокую объемную устойчивость, а также достаточное сопротивление разрыву и жесткость, так как лента должна поддерживать значительные количества твердой фазы.

Вакуумные дисковые фильтры с отдувкой осадка и скребками требуют применения тканей с хорошем! объемной устойчивостью и высоким сопротивлением истиранию.

В последнее время и промышленную практику кроме хлопчатобумажных и шерстяных вошли синтетические материалы:

1) полиамидные (нейлон, капрон, анид и др.); 2) полиакрило-нитриловые (орлон, нитрон, дралон и др.); 3) поливинилхлоридные (саран, хлоринэ, ровин и др.); 4) полиэтиленовые и полипропиленовые; 5) полиэфирные (терилен, дакрон, лавсан, териталь и др.); 6) фторлоновые (тефлон, фторлон); 7) металлические, покрытые пластиком. Их свойства и применение подробно описаны в литературе.

Фильтровальное оборудование

Новые высокоиитепсиниые технологические процессы требуют создания конструкции фильтров, от вечающих оптимальным условиям производства. Особенно важно создание установок большой единичной мощности. Для разделения труднофиль-труемых суспензий НИИХИММАШем разработан ряд высокопроизводительных барабанных вакуум-фильтров поверхностью до 40 м2 с новой системой регулирования движения сходящего полотна и регенерации фильтрующей ткани. Если использовать, например, такой фильтр при очистке сточных вод вместо обычного фильтра, то производительность установки увеличится более, чем а два раза.

Барабанные вакуум-фильтры с поверхностью фильтрования до 40 м2 применяют и для разделения легкофильтрующихся суспензий (в частности, в производстве калийных удобрений). Диаметр таких фильтров, достигает 3 м, длина —4 м.

Для обработки быстроосаждающнхся суспензий используют ленточные вакуум-фильтры со сходящим полотном (для обсс-печения непрерывной его регенерации), Поверхность фильтрования в новых типах таких фильтров достигает 10 м2.

Для разделения различных суспензий с получением сухого осадка пригоден листовой фильтр ЛВАв20К, работающий под давлением, с виброударным устройством для снятия осадка. Такой фильтр по йройзводительности может заменить 15 фйЛьТр-прессов. В качестве фильтрующей перегородки в нем используется сетка из коррозионностойкой стали.

Для разделения труднофильтрующихся суспензий, образующихся при карбамидной депарафинизации, применяют фильтры непрерывного действия, работающие под давлением, например барабанный ротационный фильтр ВдО,5К, предназначенный для обработки токсичных и других продуктов. Для 5ТИХ же целен может быть использован натронный фильтр (о вращающимися патронами) П1-16-К, также работающий под давлением.

Патронный автоматизированный фильтр ПАш70-1в6Р при* .меним в крупнотоннажных производствах (например, в производстве ТЮ2). Поверхность фильтрования достигает 70 м2. Производительность на стадии очистки раствора титанилсульфата равна примерно 10 м3/ч. Фильтрующей перегородкой служит сетка из полипропилена.

Для фильтрования тонкодисперсных суспензий (с ств = 5 -4-;-Ь 500 г/л при диаметре твердых частиц <3 мм) может быть использован автоматизированный фильтр-пресс типа ФПАКМ с большими поверхностями фнльтровапнн (Т7 = 50 м2 и выше); имеется также конструкция горизонтального фильтр-пресса с вертикальными плитами типа ФПАВ (Т7 ^ 300 м2).

Выпускаются карусельные вакуум-фильтры производительностью 100 м3/ч (Р =* 100-ь 200 м2), предназначенные для отделения фосфогипса от раствора экстракционной фосфорной кислоты.

Для фильтрования под избыточным давлением малоконцен-трированных суспензий (<?Тв < 10 кг/м3) применяют многоярусные фильтры периодического действия, в которых в качестве фильтрующей перегородки используют бумагу (листы тонкой бумаги укладывают на легко заменяемые сетки, рулон толстой бумаги перемещают специальным приводом). Бумагу с осадком заменяют после цикла работы фильтра. С 1980 г. введены новые ГОСТы на многоярусные фильтры [Р ^ 20 м2) автоматизированных конструкций.

Отметим также перспективность создания новых конструкций так называемых динамических фильтров, работающих под давлением 0,3—0,9 МПа, для обработки неньютоновских жидкостей. Эти фильтры представляют особый интерес для промышленности органического синтеза. Производительность динамического фильтра с вращающимися дисками по суспензии 300—1000 дм3/(м2-ч).

Акустические фильтры, т. е. фильтры с колеблющейся фильтрующей перегородкой, могут применяться в различных отраслях промышленности.

Освоена технология производства температуростойких фильтрующих элементов из спеченных порошков титана, никеля, I нержавеющей стали, бронзы. В частности, бронзовые фильтры ' могут работать при 300°С (при»фильтровании вязких химических продуктов с механическими включениями). Эти фильтры используют также для фильтрования расплавов полимеров, смазочных масел и других веществ.

Освоен ряд новых конструкций для фильтрования газов. Второе рождение переживают тканевые (рукавные) фильтры. Большое распространение получили высокоэффективные фильтры Петрянова. Высокую эффективность (до 99,9 %) газоочистки обеспечивают также разработанные НИИОГАЗом центробежные фильтры (например, ФЦ-13 с непрерывной регенерацией фильтрующей перегородки) со средним размером улавливаемых частиц около 1,0 мкм из газовых потоков с температурой до 500 °С. Частота вращения фильтрующих элементов равна примерно 800 об/мин; при производительности 350 м3/ч поверхность фильтрования составляет 13 м2.

В последнее время большое внимание уделяется разработке стандартных методов испытаний суспензий, для разделения которых проектируется или выбирается фильтровальное оборудование.

ГЛАВА 4

ПЕРЕМЕШИВАНИЕ В ЖИДКИХ СРЕДАХ

4.1. СПОСОБЫ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ

Перемешивание заключается в многократном перемещении частиц текучей среды относительно друг друга, происходящем в объеме аппарата под действием импульса, передаваемого среде мешалкой, струей жидкости или газа. Таким образом, перемешивание относится к числу гидромеханических процессов.

В химической промышленности применяют следующие способы перемешивания: 1) механическое-, 2) циркуляционное;

3) поточное-, 4) пневматическое (барботажное). Эти способы выбирают в зависимости от назначения перемешивания, а также от основных характеристик процесса (температуры, давления), свойств перемешиваемой среды, производительности аппарата и всей технологической линии.

Цели перемешивания! 1) обеспечение равномерного распределения твердых частиц в объеме жидкости (создание суспен-> зий)\ 2) равномерное распределение и дробление до заданных

размеров частиц жидкости в жидкости или газа в жидкости (образование эмульсий, аэрация); 3) интенсификация нагревания или охлаждения обрабатываемых масс; 4) интенсификация мпссообмена в перемешиваемой системе (растворение, выщелачивание) .

Наиболее важными характеристиками перемешивающих устройств являются их эффективность и интенсивность действия. Эффективность перемешивающего устройства характеризует качество проведения процесса перемешивания и может быть выражена по-разному, в зависимости от цели перемешивания. Например, в случае образования суспензий и эмульсий эффективность перемешивания определяется тем, как близки концен- . трацпн целевого компонента в различных точках сосуда, т. е. однородностью полей концентраций. При питепсификацнн тепловых и диффузионных (массообменных) процессов эффективность характеризуется отношением коэффициентов теплоотдачи и массоотдачи при перемешивании и без него. Интенсивность

- перемешивания определяется временем достижения заданного технологического результата.

4.2. ПЕРЕМЕШИВАНИЕ МЕХАНИЧЕСКИМИ МЕШАЛКАМИ Типы мешалок

Наибольшее распространенно в промышленной практике получили вращающиеся механические мешалки различных конструктивных типов. Из них чаще всего применяют: 1) лопастные; 2) винтовые (пропеллерные); 3) турбинные.

Лопастные мешалки (рис. 4.1, а—в) состоят из цилиндрической втулки, к которой приварены плоские лопасти. Ширина ло-ластей мешалки Ь = 0,2йм. Начиная с = 710 мм, мешалки снабжены укрепляющими ребрами. Лопастные мешалки могут быть неразъемными и разъемными (йи — 80 4- 2240 мм).

Винтовые (пропеллерные) мешалки (рис. 4.1, г—е) изготовляют: 1) с постоянным шагом винтовой линии; 2) с крыловидным профилем лопасти; 3) с постоянной толщиной лопасти. Они представляют собой втулку, на которую приварены под углом 120° одна к другой три лопасти (плоские пли со сложной пространственной крыловидной формой), литые или штампованные.

В гидродинамическом отношении винтовые мешалки мало отличаются от трехлопастных, которые и рекомендуется использовать в соответствии с ГОСТ 20680—75.

Турбинные мешалки (рис. 4.1, ж и з) бывают: 1) открытого и

2) закрытого типа. Открытые турбинные мешалки представляют собой конструкцию, состоящую из цилиндрической втулки с кольцевым диском, на окружности которого равномерно расположены шесть плоских лоцаетей. Длина каждой

.. dfA

Рис, 4.1. Основные типы мешалок».

а — лопастная (неразъемная); б—-трехлопастная; е — шестилопастная; а—винтовая с постоянным шагом винтовой линии; д — литая винтовая с профилем крыловидной формы; е — винтовая с постоянной толщиной лопасти; ж — турбинная открытая; з — турбинная закрытая{ и — шнековая; к —якорная; л —рамная; л« —ленточная

лопасти / = 0,25i/M, нысота b = 0,2</м. Внутренний диаметр расположения лопастей i/1=0,5f/,M. Закрытые турбинные мешалки имеют плоские лопасти конической формы (Z22°30'), закрытые с обеих сторон коническими дисками. Тур-бинные мешалки закрытого типа могут быть использованы для подачи газа в перемешиваемую жидкость.

В соответствии с ГОСТ 20680—75 регламентировано 12 типов мешалок — трехлопастная, винтовая, турбинная открытая, турбинная закрытая, шестилопастная, клетьевая («беличье колесо»), лопастная, шнековая (рис. 4.1,«), якорная (рис. 4.1,к), рамная (рис. 4.1, л), ленточная (рис. 4.1, м), ленточная со скребками. Эти мешалки и применяются в различных химических производствах.

Все мешалки условно делят на тихоходные и быстроходные. Быстроходными принято считать те мешалки, у которых окружная скорость концов лопастей достигает порядка 10 м/с (винтовые, турбинные и т. д.), тихоходными — те, у которых окружная скорость порядка 1 м/с, К тихоходным относят якорные, рамные и другие мешалки. В последнее время понятие о быстроходности мешалок стали связывать с гидродинамическим режимом движения перемешиваемой жидкости: быстроходными называют мешалки, работающие при турбулентном режиме и в переходной области, а тихоходными — при ламинарном режиме. Тихоходные мешалки, как правило, используют в гладкостенных аппаратах (исключением является шнековая мешалка, которая применяется и при наличии перегородок).

Режимы перемешивания

Гидродинамический режим движения перемешиваемой жидкости оценивают по величине модифицированного критерия Рейнольдса 1>:

^ем = = Рс'^м/н*. (4.1)

где га ■=» пйу,п\ п — частота вращения мешалки, об/с; рс и ¡Хс — плотность (кг/м3) и вязкость (Па-с) перемешиваемой среды, соответственно; йм —< диаметр мешалки.

Критическое значение критерия 1?еи> при котором наблюдается переход от ламинарного режима движения жидкости к переходной области или турбулентному режиму, зависит главным образом от конструкции мешалки. В среднем, при определении режимов работающих быстроходных мешалок считают Кем. Кр да 50. В табл. 4.1 приведены критические значения ИеМ1 а также другие характеристики мешалок [1—5].

В аппарате с мешалкой, вследствие вращательного движения мешалки, возникает сложное трехмерное течение жидкости.

Таблица 4.1Гидродинамические характеристики некоторых типов мешалок
Тип мешалки | Значение ^ ре лламинарного и переходной области | ¡м на границеСИМОВпереходной области и турбу* лентного | Коэффициент сопротивления мешалки £м | ®ап/^м
Клетьевая | 50 | •2 ■ Ю2 | 23,5 | 3-6
Лопастная | 10 | 50—10* | 0,83 | 1,5—2,5
Рамная | 103 | 104 | 1.28 | 1,1 —1,3
Трехлс?пастпая | 10а | б. 102- 103, | 0,56 | 3-6
Турбннная закрытая | ю2 | 103 | 4,2 | 3-6
Турбинная открытая | 10 | 102—10э | 8,4 | 3—6
Шестилопастная | 50 | 5- 102 | 3,0 | 2—4
*> В работах по перемешиванию используют также модифицированные критерии Рейнольдса, в которые в качестве определяющего линейного размера включены другие параметры (например, высота лопасти, диаметр или радиус аппарата и т. п.),

Тангенциальная (окружная) оу>, радиальная да, и осевая (аксиальная) скорости являются составляющими скорости го жидкости. Данные по измерению скоростей показывают, что среднее значение тангенциальной составляющей скорости примерно на порядок превышает средние значения как радиальной, так н осевой составляющих, причем значения почти не изменяются по высоте аппарата п практически ие зависят от высоты расположения мешалки. Тангенциальная скорость достигает максимального значения на диаметре, составляющем примерно 3/4с/м, и затем уменьшается обратно пропорционально диаметру.

Под действием центробежной силы, возникающей при вращении мешалки любого типа с достаточно большой частотой (Ием Ю2), жидкость будет стекать с лопастей мешалки в радиальном направлении. Этот поток, двигаясь в плоскости вращения мешалки, дойдет до стенки сосуда, где он разделится на две части: одну, текущую вдоль стенки аппарата вниз, ко дну сосуда, и другую, текущую вверх к свободной поверхности жидкости.

Возникновение радиального течения приводит к тому, что в полосе переходной области, которая ометается мешалкой, создастся зона пониженного давления, куда и устремляется жидкость, текущая от свободной поверхности и от дна сосуда. Следовательно, в переходной области будут существовать аксиальные потоки, движущиеся в верхней части сосуда сверху вниз к мешалке, а.в нижней части сосуда — снизу вверх к мешалке. Таким образом, в аппарате создается устойчивое меридиональное течение или устойчивая вынужденная циркуляция. При обычных соотношениях основных размеров аппарата (#/Оап <! < 1,5), как правило, возникает двухконтурная циркуляция (рис. 4.2). Меридиональное вторичное течение накладывается на окруж-г нос первичное течение, что и приводит к образованию в аппаратах с мешалкой сложного трехмерного движения жидкости, при котором частицы обрабатываемой среды будут перемещаться во всех направлениях.

При очень малых значениях критерия Рейнольдса (Ием < 1), т. е. при низких частотах вращения, мешалки небольшого диаметра в высоковязкой жидкости, преобладающее влияние на формирование потока будут оказывать силы вязкости. Очевидно, что при весьма малых значениях центробежной силы ме-

Рис. 4.2. Траектории движения частиц жидкости в аппарате а мешалкой

Рис, 4.3. Глубина и форма воронки, возникающей в аппарате с ^ап = 300 мм при п^ремеч из и ван »и воды лоластной мешалкой («=45°) диаметром <*м=200 мм, расположенной &т дна на высоте Лм= 0,75^м при разных частотах вращения п <в об/с):7 —1,7; 2 — 2,5; 5 — 2,9; 4 — 3,3; 5—3,7

Рис. 4.4. Влияние отражательных перегородок на форму потока жидкости в аппарате с мешалкой:

а —без перегородок; б—с пере городками

ридионалыюе течение, обусловленное радиальным потоком жидкости стекающей с лопастей мешалки, т. е. вынужденная циркуляция, возникнуть не может. Тем не менее, даже в этих условиях движение перемешиваемой жидкости не будет чисто вращательным. Элементы массы вращающейся жидкости по инерции стремятся к стенке сосуда, и это движение (в силу неразрывности потока) будет вызывать перемещение поверхностного и придонного слоев жидкости от периферии к центру, т. е. будет вызывать меридиональное течение. Циркуляция, обусловленная действием силы инерции, в отличие от циркуляции, причиной которой является центрбежиая сила, называется свободной.

Поскольку вторичное течение (как свободное, так и вынужденное) обладает тем свойством, что его вихревые лшшп совпадают с траекториями движения частиц, то ыто течение является винтовым.

Таким образом, при ламинарном течении (Кем < 10) в аппаратах с мешалкой существует слаборазвитое трехмерное течение со свободной циркуляцией. Центральные цилиндрические вихри, как таковые, отсутствуют, поскольку диаметры их оказываются меньше диаметра вала мешалки. В аппарате реально существуют лишь периферийная и переходная области течения. По мере турбулизации потока ,(10 < Ие» < 103) форммрует-

Рис. 4.5. Мешалка с диффузором:

1 — аппарат; 2—диффузор; 3—мешалка

£
:тО:-Уч | ~£ХЖ✓

ея вынужденная циркуляция, и в аппарате реально существуют не только пе-рнфернннан и переходная области, но обнаружишься н область центральных цилиндрических вихрен.

При работе вращающихся механических мешалок на поверхности жидкости возникает воронка, глубина которой растет с увеличением частоты вращения мешалки (рис. 4.3). В пределе глубина центральной воронки может достигнуть не только ступицы мешалки, но даже и дна сосуда. Устойчивость работы перемешивающего устройства при этом резко снижается, а качество перемешивания существенно ухудшается.

Чтобы предотвратить чб¡р.ткж,чипе воронки у стопок аппаратов с быстроходными мешалками устанавливают радиальные Отражательные перегородки (рис. ‘Ы). Как показала практика, оптимальное число перегородок равно 2—4, ширина их В = = 0,1/Jon, а высота h = 2d„.

Отражательные перегородки несколько повышают интенсивность перемешивания, но увеличивают и расход энергии в 1,3— 1,5 раза.

Структура потоков, создаваемых мешалкой,зависит не только от'конструктивного типа мешалки и аппарата, но и от способа установки мешалки. Если мешалка (например, турбинная или винтовая) установлена близко ко дну аппарата, то нижняя циркуляционная зона существенно уменьшается {см. рис. 4.2). Направление потоков жидкости изменяется. При создании однородности перемешиваемой среды возникает необходимость организации осевых (аксиальных) потоков. В таких случаях рекомендуется использовать винтовые мешалки с диффузором (рис. 4.5). Диффузор представляет собой соосную цилиндрическую обечайку, внутренний диаметр которой несколько больше диаметра мешалки. Мешалка и диффузор в комплекте работают как осевой насос.

Насосным эффектом мешалки называют объем циркулирующей жидкости в единицу времени. Насосный эффект уменьшается при увеличении вязкости перемешиваемой жидкости. Он является важной характеристикой мешалки.

При выборе типа мешалки следует учитывать практические рекомендации, приведенные в табл. 4.2 [1—5].

На выбор типа мешалки, однако, могут влиять дополнительные условия и требования, предъявляемые к конструкции аппарата, в котором устанавливается мешалка.

Рекомендуемые типы мешалок в зависимости от технологического назначения аппарата

 | Рекомендуемый тип мешалки . для гидродинамического режима | 
 |  |  | Внутренние
аппарата | турбулентного(I) | ламинарного(XI) | устройства ;

Смешение взаимнорастворимых жидкостей (в том числе, с химической реакцией)

Перемешивание суспензий [7], растворение, реакции в системе жидкость — твердое тело

Перемешивание несмешивающихся жидкостей, мас-сообмен в системе жидкость — жидкость (в том числе, при наличии химических реакций)

Перемешивание и массообмен в системах газ—жидкость (в том числе, при наличии химической реакции)

Трехлопастная шсстнлонастная, лопастная, клс-тьевая, турбинная, трехлопастная с наклонными лопастями, эмалированные мешалки всех типов

а. Лопастная, шестилопастная, турбинная, кле-тьевая, эмалированные мешалки всех типов

б. Турбинная, трехлопастиая с наклонными лопастями, эмалированные лопастная и трехлопастная

Турбинная, шестилопастная, клетьевая

Турбинная эмалированная, лопастная и трехлопастная

Ленточная, шнековая, рамная, ленточная со скребками [8], якорная эмалированная

Ленточная, шнековая, ленточная со скребками *, якорная эмалированная

Шнековая, ленточная, рамная, якорная эмалированная

Шнековая *, ленточная, рамная, якорная эмалированная

1, II — отсут* ствуют; со шнековой мешалкой — циркуляционная труба

1а — отсутствуют

16 — отражательные перего* родки, отражав тели

II — отсутствуют

I —- отражательные перегон городки и отра* жатели

11 — отсутствуют

I — отражательные перегородки, отражатели

II — отсутствуют; со шне^ ковой мешал« кой —- циркуля-' ционная труба

Определяющая частота вращения является минимальной частотой, при которой можно получить устойчивую суспензию. Ьсевая составляющая скорости потока жидкости становится равной (или немного больше) скорости осаждения частиц, при этом восходящий поток удерживает равномерно распределенные в объеме жидкости твердые частицы во взвешенном состоянии, препятствуя их осаждению.

Для суспензий определяющая частота вращения па (в об/с) мешалки, прп которой достигается практически равномерное распределение твердой фазы в объеме суспензии, может быть рассчитана по формуле:

«о = С1 л/Ч (Р - РЖ (П*п/аш)- (4-2)

Здесь р и рс — плотность частиц и среды, соответственно, кг/м3; йч — диаметр твердых частиц, м; Ьа11 и с1м — внутренний диаметр аппарата и диаметр мешалки, соответственно, м.

Для эмульсий определяющая частота вращения п0 (в об/с) мешалки при перемешивании песмешивающихся жидких фаз может быть рассчитана по формуле:

- «2 (Р - Рс)"’31* (4.3)

где ст — тжерлностпое натяжение, Дж/н2,

Значения коэффициентов с\ и сг, а также показателей степени XI, хг, у\ и г/г приведены в табл. 4.3.

Таблица 4.3

Значения коэффициентов в формулах (4.2) и (4.3)
М1‘пилка |  | Суспспзпя |  |  | Эмульсия | 
с| | *1 | *'| | Г2 | *2 | У 2
Винтовая (про | 40,4 | II | 1 | 3,02 | 1,3 | 2,17
пеллерная)Лопастная | 20,5 | 1 | 2 | С),05 | 0,07 | 1,54
Турбинная ; 1 к]) 1,1 - | 1-1,7 | 1 | 2 | 4,72 | 0,67 | 1,54
тая

Таблица 4.4Диапазон вязкостей жидких сред, перемешиваемых наиболее распространенными мешалками
Мсшмлкп | ис. I | 1;1 ■ с | Мешал ка | Пс. Па-с | Мешалка | Ис, па-с
Впптопая 0,001 — 10 Ленточная 10—3000 Шнековая Б—500Лопастная 0,1—50 Рамная 1 — 100 Якорная 0,1—3Турбинная 0,001—50

Вязкость перемешиваемой среды является одной из важнейших характеристик процесса перемешивания и может слу-жить ориентиром при выборе конструкции механической мешалки (табл. 4.4).

Важным фактором, определяющим выбор перемешивающего устройства и мощность двигателя, приводящего мешалку и массу жидкости во вращение, является расход энергии, затрачиваемой на перемешивание.

Расход мощности при механическом перемешивании

На рис. 4.6 изображен сосуд с жидкостью, в котором установлена мешалка. При вращении лопасти мешалки, как и прц обтекании жидкостью любого движущегося в ней тела, энергия затрачивается на преодоление трения, а также на образование и срыв вихрей. Вынужденное движение жидкости может быть описано известным из гидродинамики критериальным уравнением вида:

Ей = ф (Ие, Г). (4.4)

Здесь Ей = Д/?/(рш2) —критерий Эйлера; Ие : нольдса.

тёр/ц — критерий Рей-:

Для описания процесса перемешивания применяют модифицированные критерии Рейнольдса (Нем) и Эйлера (Еим), которые могут быть получены путем преобразования обычных выражений этих критериев. Вместо линейной скорости жидкости, которую вычислить практически невозможно, подставляется величина, пропорциональная окружной скорости мешалки:

^окр==^^^м, (4.5)

где п — частота вращения мешалки в единицу времени; — диаметр мешалки.

В качестве определяющего линейного размера в критериях Еим и Ием используется диаметр мешалки:

Д р

Е-

Яем

^ Р (пс1м)2 '

Рассматривая работу мешалки как работу насоса, мощность, потребляемую мешалкой теоретически, можно определить по уравнению N = Ус Ар, где N — мощность, потребляемая мешалкой; Ар — давление, создаваемое мешалкой; Ус— расход жидкости. Из уравнения мощности А р = N /Ус.

Рис. 4.6. к определению расхода энергии на перемешивание ‘(£»а = £>ап)

Р п<гм

Еиы

ш

Расход жидкости, создаваемый мешалкой, представим как заключенный в сосуде объем жидкости, умноженный на кратность циркуляции т (т показывает, сколько раз один и тот же объем жидкости проходит через одно и то же сечение в единицу времени);

Fc = 0,785 D\j¡m. ■ (4.6)

Размеры аппарата для перемешивания берутся в определенном соотношении с диаметром мешалки и тогда можно записать, что Dall = C)dM; 11 = C2iim где c¡ и с2 — постоянные для данного аппарата величины.

Кратность перемешивания зависит от частоты вращения мешалки, и можно считать, что т = с3п. Тогда

N N

Ьр =* -гг = '

Ve 0,785с\с.,с1рп

Подставпн полученное значение \р и критерий Эйлера, получим:

Нн*- ----^-гг*-. (4-7)

|> (»!./„)* 0.785г'(с,,<'/м(|р {ndj

Так как при получении критериев подобия все постоянные величины могут быть опущены, из уравнения (4.7) окончательно имеем:

Еи«“-/з--**г (4'8)

сРУр

Критерий Эйлера, выраженный п таком виде, называют критерием мощности и обозначают через Kn.

Для расчета мощности, потребляемой мешалкой, применяют уравнения вида KN = c\{cZ.

Значения коэффициента с и показателя степени а определяют из опытов. Они зависят от типа мешалки, конструкции аппарата и режима перемешивания. В справочной литературе [1-5J представлены графические зависимости Kn = Í(Re) для мешалок нормализованных типов. Пример такой зависимости приведен на рис. 4.7.

С учетом назначения процесса перемешивания выбирают тип мешалки, ее dM и ti, рассчитывают ReM, по которому из графика находят Kn и определяют потребляемую мощность N.

Если высота уровня 11 жидкости в аппарате не равна его диаметру Dan, то величину мощности, рассчитанную из значения Кы по формуле (4.8) или найденную по графику, умножают на поправочный коэффициент:

^ = УЯ/°ап-

Рис. 4.7. Зависимость Для винтовых (пропеллерных) мешалок {1—4) и равных мешалок (<5):1 — Н/Оа^= Гр = 3, аппарат без перегородок; 2 —Г# *= 4, аппарат без перегородок; 3 — Г £ =3? аппарат с перегородками; 4—аппарат с диффузором; 5—Га =1,15

Мощность двигателя Nяъ (в кВт) можно рассчитать с учетом необходимых эмпирических поправочных коэффициентов:

/Л/Л10^ (4.Ю)

где = 1,3 — коэффициент, учитывающим пусковой момент; /ш =•

= 1,1 -ь 1,2 — для аппарата с очень шероховатыми стенками без отража

тельных перегородок; /ам = 2-}-3 — при наличии в аппарате змеевика; /г = = 1,1—при наличии гильзы для термометра; (н — по формуле (4.9); Г1 = *= 0,8 -г- 0,95 — к. п. д. передачи.

Моделирование аппаратов с мешалками

В первом приближении при использовании однотипных или очень близких по конструкции мешалок в условиях сохранение геометрического подобия и при небольших масштабах перехода (не более 5 по объему) удовлетворительные результаты дает моделирование по удельным затратам мощности!

Л7К = сопз^ (4.11)

В тех случаях, когда моделируется аппарат для проведения процесса, описанного эмпирическим уравнением, условия работы проектируемого аппарата надежно устанавливаются согласно результатам прямых расчетов по соответствующему уравнению (в пределах его применимости). Этим методом можно моделировать аппараты с мешалками некоторых типов, предназначенные для нагревания (охлаждения), суспендирования, эмульгирова* ния и т, п.

Конструкции аппаратов с мешалками

Аппараты с механическими мешалками относятся к важнейшим типам аппаратов, применяемых в химических производствах.

Аппараты с мешалками классифицируют: 1) по характеру производства — для нетоксичных нзрыво- и пожаробезопасных сред, для токсичных нзрыво- н пожароопасных сред, для сред с особыми свойствами; 2) по режиму работы — под давлением, под наливом, с теилообменпым устройством, без теплообменного устройства; 3) по способу установки — вертикальные и горизонтальные; 4) по конструкции и исполнению корпуса -*-■ стальные сварные, из цветных металлов, эмалированные, гуммированные, литые, с отъемной крышкой, с приварной крышкой; 5) по внутренним устройствам — гладкостенные, с отражательными перегородками, с циркуляционной трубой.

Любое перемешивающее устройство представляет собой узел, состоящий из мешалки, вала и привода. Обычно привод вклю-

Рис. 4,8. Реактор ГИБА с мешалкой 174

Рис. 4.9. Погружной теплообменник

для pea кторов высокого давления С >10 МПа) с мешалкой:

1 — теплообменные трубы; 2—перегородки; 3— верхний ко л.лектор; 4 — нижнйй коллектор; 5, 6 — штуцеры для входа и выхода теплоносителя, соответственно;

7—корпус реактора (р «** 30 МПа и выше;

V = 300 дм4)» 8 — втулка осевого насоса;

9— привод

чает электродвигатель, редуктор и стойку привода, в которой монтируются опоры качения для вала мешалки.

Вал редуктора с помощью муфты соединяется с иллим мешалки. Перемешивающее устройство устанавливается на крышке корпуса или на отдельных монтажных конструкциях. Перемешивающее устройство может быть переносным.

Аппараты с мешалкой проектируются для различных температур и давлений.

Если в аппарате осуществляют тепловые процессы (нагревание или охлаждение) , то он снабжается теплообменными устройствами — рубашками или змеевиками, встроенными в корпус. Тепловые характеристики аппарата определяются свойствами перемешиваемой среды и теплоносителя, а также конструктивными особенностями аппарата (в частности, типом уплотнения). Стандартные аппараты для перемешивания предназначены для сред с температурой от —40 до +350 °С.

На рис. 4.8 приведены детали разработанного Н. Е. Вишневским уплотнения герметичного реактора с мешалкой, работающего при давлении 0,4 МПа, для получения триизобутилалюми-ния, а также для гидрогенизации. Па рис. 4.9 дана схема погружного теплообменпого устройства для реакторов высокого давления (10 МПа и выше) с перемешивающим устройством.

О характере современных конструкций аппаратов с мешалками можно судить по приведенным на рис. 4.10—4.13 примерам промышленных аппаратов. Они предназначены как для ньютоновских, так и для неньютоновских жидкостей с различной вязкостью (до 100 Па-с и более) в аппаратах больших (100 м3) и очень больших (1000 м3 и более) объемов.

Например, разработанное в ЛТИ им. Ленсовета перемешивающее устройство с комбинированной мешалкой отличается тем, что вал мешалки крепится к выходному валу привода с помощью шарнира Гука (рис, 4.13), Шарнир обеспечивает мешалке не только вращение с угловой скоростью ом вокруг собственной оси, по также дополнительное прецессионное (планетарное) вращение вокруг оси привода с угловой скоростью со2. Эффект прецессии позволяет улучшить гидродинамику в аппарате, При перемешивании высоконцснтрироваппых суспензий, когда после расслаивания высота слоя твердой фазы составляет '/з-т-'/г высоты заполнения, удается даже после 24-часового и более отстаивания усреднить (через 15—20 мин) распределение твердой фазы без значительных пусковых нагрузок и поломок привода. Это достигается с помощью комбинированной мешалки, где закрытая турбинная мешалка вследствие своей обтекаемости не перегружает ротор при срезе осадка, а трехлопастная мешалка

Рис. 4.ГО. Аппарат для перемешивания (Кс до БО м3) с турбинной мешалкой!/ — привод; 2 -корпус с рубашкой; 3 —мешалка

Рис. 4.11. Аппарат для перемешивания неньютоновских жидкостей ^ГС = 260 м3): / — привод; 2 —корпус; 5 —ленточная мешалка

рис. 4.12. Аппарат для перемешивания С вибрационной мешалкой?1 — привод; 2 —корпус; 3 -моталка с нульсацн-опимм перемешивающим устройствомРис. 4.13. Схема аппарата с прецессирующей мешалкой:I—турбинная закрытая мешалка; 2—трехлопастная мешалка; 3—шарнир Гука

второго яруса эффективно размывает твердую фазу осветленной жидкостью. Такие конструкции можно применять в аппаратах-аккумуляторах большого объема (1/= 1000 м3 и более), которые могут быть выключены большую часть времени накопления суспензии. Следует отметить высокую надежность и экономичность нового аппарата, которые достигаются благодаря: 1) отсутствию недолговечной концевой опоры вала в корпусе; 2) незначительности нагибных гидродинамических и инерционных нагрузок на привод в связи с использованием шарнира Гука, обеспечивающего повышение долговечности привода; 3) высоким критическим скоростям, а следовательно, и незначительным диаметру и весу шарнирно закрепленного вала.

4.3. ЦИРКУЛЯЦИОННОЕ ПЕРЕМЕШИВАНИЕ

Схемы циркуляционного перемешивания показаны на рис. 4.14. Для интенсивного перемешивания жидкой среды ее многократно перекачивают по контуру аппарат — циркуляционный насос — аппарат. Трубопроводы, по которым жидкость нагнетается в аппарат, устанавливают под некоторым углом к горизонтали и касательно к стенкам аппарата. Концы трубопроводов снабжаются специальными насадками, через которые жидкость распыляется в объеме аппарата. Такие устройства применяют взамен механического перемешивания для образования неоднородных систем — приготовления суспензий или эмульсий.

В качестве циркуляционного используют центробежный или струйный насос. Циркуляция увеличивается по мере увеличения производительности насоса.

Более предпочтительно выглядит схема, представленная на рис. 4.14, б, по которой нижние слои жидкости содержат больше тяжелого компонента и всасываются центробел-шым насосом.

Рис. 4.14. Схема циркуляционного переме** шивания:а, б—с циркуляционным насосом! в— с цнр* куляционным насосом и эжектором; 1—ап* парат; 2 — циркуляционный насос; 3—раз« брызгиватсль; 4— трубопровод! 5 — эжектор

Ко ЬтврЬЩаппарату
Л А

¿1.

Затем они нагнетаются и верхнюю часть аппарата п разбрызгиваются, смешиваясь с менее концентрированной жидкостью.

Расход 'жергни па циркуляционное перемешивание с помощью пасоса определяется по формулам, приведенным в гл. 2.

4.4. ПОТОЧНОЕ ПЕРЕМЕШИВАНИЕ

Многократное смешение потока на диафрагмах со смещенными отверстиями, полуперегородках, рассекателях (рис. 4.15) и других турбулизаторахможет осуществляться как непосредственно в трубопроводах, так и в специальных установленных на них смесителях. Поток наменяет величину и направление при по-

" Иногда шпмшн'мых н •■ппч-рлтурс статическими смесителями.
Рис. 4.15, Схемы устройств для перемешивания в потоке.Вставки: а—диафрагмооая; б —из полуперегородок; в—винтовая; а—винтовая в струйной смесителе; 1, 2—вход компонентов смеси; 3 — выход смеса

ступлении (после ввода) на различные неподвижные детали, например, из чередующихся правых и левых винтовых элементов. При таком виде перемешивания используется энергия потока жидкости. Поточное перемешивание требует затраты большого количества энергии и применяется в случае взаимной раствори-мости и сравнительно низкой вязкости жидких компонентов смеси, т. е. при больших скоростях и относительно большой длине трубопровода. Турбулизаторьг рассматриваются при расчете как местные сопротивления.

4.5. ПНЕВМАТИЧЕСКОЕ (БАРБОТАЖНОЕ) ПЕРЕМЕШИВАНИЕ

При пропускании через жидкость потока пузырьков газа (воздуха) она перемешивается. Особенно рекомендуется применение этого метода в том случае, когда необходимо, чтобы газ (например, кислород воздуха) вступал в химическую реакцию С жидкостью.

В качестве перемешивающих устройств в этом случае аппараты оборудуют: 1) газораспределительными перфорированными решетками; 2) пористыми плитками; 3) барботерами или 4) эрлифтами (рис. 4.16).

Барботер представляет собой трубу (либо систему труб) о отверстиями, свернутую в кольцо или спираль, по которой пропускается сжатый воздух. Пузырьки сжатого воздуха, равномерно поднимаясь вверх через слой жидкости, перемешивают ее.

Эрлифт (воздушный подъемник) действует за счет сжатого воздуха, который, поступая в нижнюю часть устройства, образует в ней воздушноводяную смесь, плотность которой меньше плотности воды. Пузырьки воздуха, двигаясь по центральной трубе, расширяются вследствие уменьшения давления, и скорость воздушноводяной смеси увеличивается, при этом смесь сыпучего материала с водой поднимается на нужную высоту и выводится из аппарата. В случае необходимости смесь возвращается в аппарат и цикл движения повторяется. Предельная приведенная

со

—-.0- о __с .0 .р.. О С _0 в о о

п 5 ей. е г ,_«—ч
Рис. 4.16. Схемы пневматических (барботажных) перемешивающих устройств: а — с газораспределительной сеткой; 6—с барботером; а—с эрлифтом; в—с сочетанием барботера с лопастной мешалкой

скорость газа в эрлифтах — 2 м/с, циркуляционный поток достигает скорости 1 м/с.

Пневматическое перемешивание применяется в химической промышленности в соответствии с особенностями технологического процесса (например, в аппаратах для очистки газов, биологической очистки сточных вод, при полимеризации и др.)..

Приведенная скорость газа в барбогерах— до 0,1 м/с, скорость циркуляционного потока достигает 0,25—0,4 м/с.

Аэрацнонныс устройства кроме эффекта перемешивания характеризуются степенью насыщения среды кислородом. Так, в растнльных аппаратах для дрожжей количество кислорода (в мг), поглощаемого жидкостью за время т (при заданных температуре и давлении), оценивается по формуле:

^02 = К.б/(*„ас-‘ч)*- (4-12)

Здесь Км с — коэффициент абсорбции, показывающий, какое количество кислорода поглощается жидкостью в единицу времени в заданных условиях при /' *= 1 м2 н с,,;,,. — сх = 1 мг/мя, м/с; /•'—поверхность контакта

между жидкостью и по ¡духом, м2, с,,., — концентрации кислорода в среде,

соответствующая пределу насыщения при данных условиях, мг/м3; сх — концентрации кислорода в среде в данный момент, мг/м1.

Расчет пневматических перемешивающих устройств сводится к определению необходимого давления и расхода сжатого воздуха.

Давление сжатого воздуха р для перемешивания (в Па):

р = 1,2Яржй + ро, (4.13)

где Н — высота столба перемешиваемой жидкости, м; рж — плотность пере-мешиваемой жидкости, кг/м3; р0 — давление над жидкостью, Па.

Потери давления в воздуховоде приняты равными 20 % от сопротивления столба жидкости (коэффициент 1,2).

Расход воздуха нм 1 м2 свободной поверхности жидкости в аппарате принимаю!: при умеренном перемешивании УВозД =: = 0,8 м3/(м2' мни), при интенсивном—1,0 м3/(м2-мин), или 60 м3/(м2•ч).

Скорость истечения газа из отверстий барботера равна 20— 40 м/с.

Количество работы, передаваемой газом перемешиваемой жидкости:

¿•из = рУг >п (р/ро), (4.14)

где Уг —расход барботирующего газа.

4.6. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ

Повышение эффективности и интенсивности перемешивания осуществляется на основе исследований структуры потоков и-анализа гидродинамических моделей аппарата, лежащих в основе математической модели. Кроме того, большое значение имеет изучение работы всех перемешивающих устройств в уело-*

виях промышленной эксплуатации, Очень важно при аттестации серийной продукции, выпускаемой заводами химического машиностроения, учитывать заключения потребителей этой продукции о ее работоспособности. Одним из условий улучшения качества перемешивающих устройств является повышение уровня нх стандартизации и унификации на основе освоения использования новых конструкционных материалов (алюминия, титана, низколегированных материалов, сплавов и пластических масс).

Большое внимание уделяется выпуску аппаратуры с перемешивающими устройствами для обработки больших объемов жидкостей, усовершенствованию конструкций приводов и других важных узлов аппаратов.

Для аппаратов с мешалками при обработке больших объ* емов жидкостей (Кс> 300 м3) характерно применение иесколь-ких мешалок с независимыми приводами или многоярусных мешалок.

Расширяется использование таких интенсивных способов обработки жидких сред, как вибрационное и пульсационное перемешивание. Для процессов, идущих с поглощением газов, получили распространение всасывающие мешалки, а также аппараты с циркуляционным контуром.

Раздел 1Г

ГЛАВА 5

ОСНОВЫ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ

Теплообменом называется процесс переноса теплоты, происходящий между телами, имеющими различную температуру. При этом теплота переходит самопроизвольно от более нагретого к менее нагретому телу. В результате передачи теплоты происходят: нагревание — охлаждение, парообразование — конденсация, плавление — кристаллизация. Теплообмен имеет важное значение для проведения процессов выпаривания, сушки, перегонки п др. [7, 8).

Тела, которые участвуют п теплообмене называются теплоносителями.

Теплообмепные процессы могут происходить только при наличии разности температур между теплоносителями, т. е. разность температур — движущая сила теплообмена.

Различают стационарные и нестационарные теплообменные процессы. В периодическидействующих аппаратах при нагревании или охлаждении, где температуры меняются во времени, осуществляются нестационарные процессы.

В пспрсрывподействующнх аппаратах, где температуры в различных точках аппарата не изменяются но времени, протекают стационарные процессы.

5.1. МЕХАНИЗМ ПЕРЕНОСА ТЕПЛОТЫ

Теплота от одного тела к другому может передаваться теплопроводностью, конвекцией и тепловым излучением.

Теплопроводность — это процесс передачи теплоты внутри тела от одних частиц к другим вследствие их движения и взаимного соприкосновения. Передача только при помощи теплопроводности может происходить лишь в твердых телах.

Конвекция — это процесс распространения теплоты в результате движения и перемещения частиц жидкостей или газов. Перенос теплоты возможен в условиях естественной конвекции, при которой движение частиц вызвано разностью плотностей в различных точках объема, вследствие разности температур в этих точках, и принудительной конвекции при перемещении всей массы газа или жидкости.

Лучеиспускание (тепловое излучение) —процесс распространения теплоты с помощью электромагнитных волн, обусловлен* НЫЙ только температурой и оптическими свойствами излучающего тела, при этом внутренняя энергия тела переходит в энергию излучения.

В действительных процессах все эти три способа теплообмена обычно сопутствуют друг другу и часто связаны с переносом массы (диффузией), т. е. имеет место сложный тепло- и массооб-мен.

Перенос теплоты от поверхности твердого тела к газообразной пли жидкой среде называется конвективной теплоотдачей или просто теплоотдачей.

Процесс передач и теплоты от горячей жидкости |(газа) к холодной через стенку называется теплопередачей.

Тепловой баланс

При теплообмене теплота, отдаваемая более нагретым теплоносителем (<31), затрачивается на нагрев более холодного теплоносителя (О2). Пренебрегая потерями теплоты, уравнение теплового баланса можно записать в виде:

Я = (¿1 = (¿2, (5-1)

где <2—тепловая нагрузка аппарата, Вт.

Пусть расход более нагретого теплоносителя (5ь его энтальпия па входе в аппарат /1м и па выходе из аппарата /щ, а для более холодного теплоносителя—6’г, его начальная энтальпия ¡2н и конечная энтальпия /гк. Тогда уравнение теплового баланса примет вид:

Здесь С\ и Сг — средние удельные теплоемкости нагретого и холодного теплоносителя, соответственно, Дж/(кг-К); ¿н и — начальная и конечная температуры теплоносителя.

Если теплообмен осуществляется при изменении агрегатного состояния теплоносителя (конденсация пара, испарение жидкости и др.), то в тепловом балансе должны быть учтены тепловые эффекты, сопровождающие процесс.

Например, при конденсации насыщенного пара, являющегося греющим агентом, величина 1\п в уравнении теплового баланса представляет собой энтальпию поступающего пара, а /щ — энтальпию удаляемого парового конденсата.

В случае использования перегретого пара и охлаждения конденсата тепловая нагрузка Q будет представлять собой сумму теплоты Q,,Р,,, отдаваемой при охлаждении пара от t„ до температуры насыщения /„,с> теплоты конденсации QKонд и теплоты, отдаваемой при охлаждении конденсата Q0\n, а уравнение теплового баланса примет вид:

Q “ G (I 1Ж — /1К) = Qnep "Ь Фконд + Фохл = Gcn (in ^нас) "1“

+ Gr + GcK (tH — ¿охл)> (5.5)

где с„ и ск — удельные теплоемкости пара и конденсата, Дж/(кг-К); г—* удельная теплота конденсации (испарения), Дж/кг; /0»л — температура охлаждения конденсата, К.

Температурное поле и температурный градиент.

Тепловой поток

Совокупность значений температур во всех точках тела называется его температурным полем. Температурные поля бывают стационарными нестационарными. Стационарным (установившимся! называется такое поле, в котором температура в каждой точке не меняется во времени, если же температура меняется, то поле будет нестационарным (неустановившимся). При стационарном тепловом режиме изотермические поверхности неподвижны, при нестационарном режиме они перемещаются в теле.

Температурит' ноле выражается функцией: t = f(x, у, г, т), т. е. температура в данной точке / зависит от координат точки (х, у, z) и изменяется во времени т.

Если температуры в двух соседних точках тела равны, то, следовательно, эти точки лежат па одной поверхности одинаковых температур, т. е. на изотермической поверхности, и теплота не может распространяться вдоль всей изотермической поверхности.

Для перехода теплоты от одной точки к соседней необходимо наличие между их температурами некоторой разности, причем теплота распространяется в сторону понижения температуры.

Для характеристики степени интенсивности изменения температуры в различных точках температурного поля пользуются величиной, которая называется температурным градиентом и обозначается через grad t (град/м). Это предел отношения приращения температуры At по направлению распространения теплоты между двумя изотермическими поверхностями к расстоянию АI между этими поверхностями, измеренному по кратчай-»

шему расстоянию между ними:

ега(1 ¿= Пт -тт — -гг-Д/-»0 ц‘ “‘

Поток теплоты может возникнуть только при условии, что поток всегда направлен в сторону наименьшей температуры.

Тепловым потоком называется количество теплоты (в Дж), переданное в единицу времени (вс), и выражается в Дж/с, т. е, в ваттах (Вт).

В различных точках температурного поля тепловой поток может быть различным по величине и по направлению. В нестационарном температурном поле он меняется и во времени.

Величина теплового потока зависит от температурных условий ноля и от физических свойств вещества.

Теплопроводность. Закон Фурье

Основным законом передачи теплоты теплопроводностью является закон Фурье. При исследовании передачи теплоты в твердом теле Фурье установил, что количество теплоты, проходящее через тело, пропорционально падению температуры, времени и площади сечения, перпендикулярного направлению распространения потока теплоты.

Рассмотрим передачу теплоты через плоскую стенку (рис. 5.1) толщиной <3. Температуры поверхности стенки 1\ и Режим теплопередачи стационарный, температуры пе изменяются во времени.

Через поверхность Р в перпендикулярном к ней направлении в единицу времени проходит количество теплоты, равное 0.. Температура ^ по направлению теплового потока уменьшается по толщине (11 на величину йИ.

Согласно закону Фурье,

= (5.6)

где <Н1<И — температурный градиент; X — коэффициент пропорциональности, называемый коэффициентом теплопроводности, Дж/(м-К).

Знак минус в уравнении (5.6) указывает на то, что тепловой ноток пе- f ремещается в сторону понижения температуры.

Коэффициент теплопроводности показывает количество теплоты, проходящее вследствие теплопроводности в единицу времени через единицу поверхности теплообмена при разности

Рис. 5.1. Теплопередача через плоскую стенку в ко> ординатах 1 — 1

температур между стенками 1 К на единицу -Болтины сТенйиЗ |^] = [Вт/(ад-К)]-

Таким образом,

Я - -¡-г.-^, (5.7)

• (‘ст. I — *ст. 2; ^

Величина Х/Ь = (¿/(Г{1 ст, 1 — /(-т.2)] выражает тепловую про-ницаемость. Это количество теплоты, которое проходит через единицу поверхности обеих сторон стенки и единицу времени при

разности температур /Ст. 1 — ¿ст-и = 1 К. Обратное значение этой

величины, т. е. 8/к — Р({Ст \ — ¿ст. 2) /<2, называется тепловым или термическим сопротивлением стенки.

Уравнение теплопроводности плоской стенки при установившемся тепловом режиме:

(2 = № (¿ст. 1 — tcт, 2) т/6. (5.8)

Значение коэффициента теплопроводности X зависит от природы пещеспзл и меняется е температурой, плотностью, влажностью, давлением и структурой. Так, коэффициент теплопроводности газов возрастает с повышением температуры. То же наблюдается и у теплоизоляционных твердых материалов. У чистых металлов коэффициент теплопроводности уменьшается с ростом температуры, а у жидкостей эта зависимость имеет весьма сложный характер. При обычных температурах и давлениях лучшими проводниками теплоты являются металлы и худшими— газы. Например, для стали К~ 17,5 Вт/(м-К), для меди К = 384 Вт/(м-К), для капельных жидкостей Я = 0,1 — Ч- 0,7 Вт/ (м • К), а для газов X = 0,006 Ч- 0,6 Вт/ (м • К).

Небольшое количество примесей в чистом металле приводит к значительным потерям теплопроводности. Облучение быстрыми нейтронами может вдвое и более уменьшить теплопроводность металлов или керамических изделий.

Конвекция. Закон Ньютона

Конвектиппый теплообмен — это теплообмен между твердым телом п жидкостью (газом), происходящий при их соприкосновении и одновременном переносе теплоты путем теплопроводности и конвекции. Такой случай распространения теплоты называется теплоотдачей. Конвективный перенос теплоты связан с движением теплоносителя. Движение среды вызывается разными причинами: вынужденное движение возникает под действием какого-либо возбудителя (иасоса, вентилятора, мешалки), свободное движение — вследствие разности плотностей нагретых и холодных частиц среды, которая обусловлена наличием разности температур. В нервом случае это будет вынужденная конвекция, во втором — естественная конвекция.

Во всех случаях движения теплоносителя у твердой стенки образуется тепловой пограничный слой, термическое сопротив-лейке которого отличается от термического сопротивления свободно движущегося теплоносителя.

' Б настоящее время в гидродинамике вязкой жидкости получила признание гипотеза о том, что частицы жидкости, непосредственно прилегающие к твердому телу, адсорбируются им, как бы прилипают к его поверхности, т. е. скорость потока равна скорости тела (а если тело неподвижно, то пулю). Этот слой «прилипшей» жидкости (гидродинамический пограничный слой). нужно рассматривать, как бесконечно тонкий слой.

Гидродинамический и тепловой пограничные слои геометрически не совпадают.

В основной массе теплоносителя (ядре потока) решающая роль при переносе теплоты принадлежит турбулентным пульсациям. Благодаря нм температура в ядре потока практически постоянна (выравнивается до некоторого среднего значения).

Резкое изменение температуры наблюдается лишь в пограничном слое. Здесь турбулентные пульсации затухают и решающее влияние на теплообмен оказывает передача теплоты теплопроводностью, а в непосредственной близости от стенки перенос теплоты осуществляется только теплопроводностью.

Понятия «толщина пограничного слоя» и «внешняя граница пограничного слоя» довольно условны, так как резкого перехода от пограничного слоя к течению вне слоя нет.

Для интенсификации конвективного теплообмена желательно, чтобы тепловой пограничный слой был возможно тоньше. С развитием турбулентности потока пограничный слой становится настолько тонким, что теплообмен осуществляется исключительно конвекцией.'

Основным законом теплоотдачи является закон охлаждения Ньютона, согласно которому количество теплоты 0,, переданное (или полученное) от теплообменной поверхности к окружающей среде, прямо пропорционально поверхности теплообмена Т7, разности температуры поверхности /от и температуры окружающей среды ¿ь а также времени т, в течение которого идет теплообмен:

(5.9)

<3 = а/7 (*ст — Л) т,

где а — коэффициент пропорциональности, называемый коэффициентом теплоотдачи, Вт/(м2-К).

Коэффициент теплоотдачи а определяет количество теплоты (в Дж), которое передается от 1 м2 теплообменной поверхности к жидкости (или от жидкости к 1 м2 теплообменной поверхности) в течение 1 с при разности температур между теплообмен-

ной поверхностью и жидкостью

Коэффициент теплоотдачи а не является постоянной величиной для данного вещества или материала и зависит не только от скорости перемещения жидкости вдоль поверхности нагрева, но и от размеров и формы сечения поверхности теплообмена, плотности, вязкости, теплопроводности, удельной теплоемкости и коэффициента объемного расширения движущейся жидкости.

Вполне очевидно, что экспериментальное определение коэффициента теплоотдачи в зависимости от всех указанных переменных величин является трудной задачей. В данном случае известную помощь оказывает теория подобия.

5.2. УСЛОВИЯ ТЕПЛОВОГО ПОДОБИЯ.

КРИТЕРИИ ТЕПЛОВОГО ПОДОБИЯ

Сложность явлений конвективного теплообмена, происходящего в процессе движения жидкости около стенок, затрудняет нахождение коэффициентов теплоотдачи чисто аналитическим путем, заставляя обратиться к опыту.

Теория подобия в применении к конвективному теплообмену позполяет установить зависимость коэффициента теплоотдачи от некоторых безразмерных комплексов величин — так называемых критериев иодоГшя (табл. 5.1 и 5.2).

Критерии подобия принято обозначать двумя первыми буквами фамилии ученых, мною сделавших для развития соответствующих областей знаний.

Физико-химические свойства жидкостей (газов), входящие в критериальные уравнения конвективной теплоотдачи, надо брать по справочным данным при определяющей температуре, которая принимается отдельно для каждого частного случая теплоотдачи. В отдельных случаях, например, принимается средняя температура пограничного слоя:

(5.10)

где /Ст — температура стопим; /„ — температура жидкости в ядре. Часто применяют отношение критериев Pe/Re:

(5.11)

IV/Rc ^ v/íi = Pr.

Это отношение, называемое критерием Прандтля, обладает тем важным преимуществом, что оно содержит только физические свойства потока. Таким образом, если три критерия Ре, Рг, Ыи сохраняют одинаковые численные значения, то, следовательно, процессы физически подобны между собой.

При естественном течении теплоносителя критерий Рейнольдса заменяется критерием Грасгофа, который учитывает движущую силу теплоотдачи. В этот критерии входит значение разности температур, являющейся движущей силой теплообмена; Сг = йа (3 Д/.

Таким образом, можно записать обобщенное (критериальное) уравнение для конвективного теплообмена:

(5.12)

Nu = / (Pr (или Pe), Re, Gr, ...).

Основные критерии подобия, входящие в критериальные уравнения конвективной теплоотдачи

Критерий Формула

Наименование

Физический смысл

Прапдтля Рг == сц/Я =

Нуссельта Ыи = а//Я Критерий теплоотдачи

•= V/«

Рейнольдса Ке = ю/р/ц--=» = Ш)1/\

Пекле Ре = 1?еРг==

= ш’1/а •=* •=■ ш1с р/\>

Г расгофа

йг =

= ¿?/3Р A^/v2

Критерий подобия температурных и скоростных нолей

Критерий режима движения

Критерий теплового подобия

Критерий, применяемый при свободной конвекции

Характеризует интен« сивность перехода теплоты на границе поток — стенка Характеризует отноше-* ние вязкостных и температуропроводных сноист» теплоносителя Характеризует соотношение сил инерции и трения в потоке Характеризует соотно« шение между теплотой, переносимой путем конвекции и путем теплопроводности при конвективном теплообмене Характеризует соотношение сил трения, инерции и подъемной силы, обусловленной различием плотностей в отдельных точках неизо-термнческого потока

Таблица 5.2Величины, входящие в критерии подобия, и их единицы измерения
Обозначения | Величина |  | Единицаизмерения
а | Коэффициент теплоотдачи |  | Вт/(м2 • К)
р | Коэффициент объемного расширения |  | к-1
р | Плотность |  | кг/м3
я | Коэффициент теплопроводности |  | Вт/(м ■ К)
д/ | Разность температур стспки и жидкости наоборот) | (или | К
 | Динамический коэффициент вязкости |  | Па • с
V | Кинематический коэффициент вязкости |  | м 2/с
а = Я/(ср) | Коэффициент температуропроводности |  | м2/с
с | Удельная теплоемкость (при постоянном лении) | дав- | Дж/(кг ■ К)
8 | Ускорение свободного падения |  | м/с2
1 | Определяющий геометрический размер (для каждой формулы указывается, какой размер является определяющим) | м
ш | Скорость |  | м/с

Здесь Г\[и — определяемый критерий, так как в него входит искомая величина — коэффициент теплоотдачи а:

N4 = а/Д = / (Рг, Ре, йг, ...), (5.13)

откуда а = (Х/1)1(Рг, Яе, йг, ...).

В условиях только вынужденного движения среды уравнение (5.13) имеет вид Nи = /(Ие, Рг). Для чисто свободного движения: N11 = /(Ог, Рг).

5.3. ТЕПЛООТДАЧА БЕЗ ИЗМЕНЕНИЯ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ ПОТОКА

Теплообмен при вынужденной конвекции

Вынужденная конвекция происходит под действием какого-либо внешнего источника энергии (насоса, вентилятора).

При движении потока теплоносителя в теплообменных аппаратах наблюдается влияние ноля температур на поле скоростей.

Процесс теплоотдачи при течении жидкости в трубах является более сложным но сравнению с процессом теплоотдачи при омываипи поверхности неограниченным потоком. Жидкость, протекающая вдали от поверхности, не испытывает влияния процессов, происходящих у стенки. Сечение труб имеет конечные размеры. В результате, начиная с некоторого расстояния от входа, жидкость по всему поперечному сечению трубы испытывает действие сил вязкости, происходит изменение температур жидкости как по сечению, так и по длине канала. Вес это сказывается на интенсивности теплоотдачи.

Теплоотдача в прямых трубах и каналах

Развитое турбулентное течение (Ке>10'1). Теплоотдача в этом случае зависит от характера движения и физических свойств жидкости:

1\'и = 0,021 е/ Ко0'8 Рг0’43 (Рг/Ргст)0’25. (5.14)

Здесь определяющая температура — средняя температура жидкости, а для критерия Ргст все физические величины берутся при температуре стенки. Для многоатомных газов Рг/Ргст=1. Определяющий геометрический размер / — эквивалентный диаметр йэ — 4¡/17, где Iе — площадь поперечного сечения потока; П — периметр поперечного сечения потока. Для труб круглого сечения с1э=ё. В развернутом виде уравнение (5.14) примет вид:

а й/к — 0,021 (йУ£/р/^)0,8 (ф/А)0,43.

Коэффициент теплоотдачи в коротких трубах и каналах больше, чем в длинных, однако сказывается это только у корот-

Значение |  |  |  | Значение при t/d |  |  | 
Де | 1 | 2 | 5 | 10 | 15 ! | 20 | 30 | 30 | 50
1 • 104 | 1,65 | 1,50 | 1,34 | 1,23 | 1,17 | 1,13 | 1,07 | 1,03 | 1
2- 104 | 1,51 | 1,40 | 1,27 | 1,18 | 1,13 | 1,10 | 1,05 | 1,02 | 1
5- 104 | 1,34 | 1,27 | 1,18 | 1,13 | 1,10 | 1,08 | 1,04 | 1,02 | 1
1 • 105 | 1,28 | 1,22 | 1,15 | 1,10 | 1,08 | 1,06 | 1,03 | 1,02 | 1
1 • 10s | 1,14 | 1,11 | 1,08 | 1,05 | 1,04 | 1,03 | 1,02 | 1,01 | 1

ких труб с t/d •< 50. В атом случае необходимо величину а умножить на поправочный коэффициент т (табл. 5.3).

Неустойчивое турбулентное движение. При неустойчивом турбулентном движении, т. е. в переходной области (2,3 -102 <3 -< Re < 104) надежных расчетных формул нет, так как для степенной формы уравнения не удается найти постоянный показатель степени при Re.

Приближенная формула имеет вид:

Nu = 0,008 Rcn'9 Pr0'43. (5-15)

Чаще используют опытные данные в виде графической зави

Nu

Re (рис. 5.2).

симости

рг0,4.) (рг/ргст)».Л

Ламинарный режим движения. При ламинарном режиме движения вследствие разности температур у стенки и в ядре потока на основное послойное движение потока накладывается естественная конвекция (нагретая среда как более легкая поднимается вверх, а холодная опускается вниз). Интенсивность теплоотдачи при этом усиливается. В качестве характеристики свободной кон-

 | Рис.

Зависимостьот Крите- | 

рг0,43 (рг/ргст)0,25 рия Re при значении (GrPr) < <8-105

Рис. 5.3. Теплоотдача к жидкости, движущейся в канале с концентрическим сечением

Б.2.

NU

векции <? критериальное уравнение входит критерий Грасгофа:

N11 = 0,15е/ Г*с0'33 Ог0'1 Рг0’43 (Рг/Ргст)0’25. . (5.16)

Для определения критериев N11, Де, Рг, Ог в качестве определяющего размера принят внутренний диаметр трубы или эквивалентный диаметр капала.

В качества определяющей температуры берется средняя температура теплоносителя. Критерий Ргст вычисляется при температуре стенки, соприкасающейся с потоком теплоносителя.

Теплоотдача к жидкости, движущейся в канале с концентрическим сечением

Типичным примером является теплообменник типа «труба в трубе». При движении теплоносителя между двумя трубами (рис. 5.3) критериальное уравнение для расчета теплообмена с поверхностью внутренней трубы имеет вид:

\п (>,():!:< (/>,/</-)"• *’• КЧ-'1"[4] Гг‘4 (5.17)

Уравнение (5.17) применяется при 0^/й2 = 0,1 ~ 1,0. Определяющим геометрическим размером является эквивалентный диаметр проточного сечения, который рассчитывается по формуле:

^ = [О] - 4}/й2- (5-18)

Теплоотдача при продольном омывании пучка труб

Типичным примером является пучок труб, смонтированный в цилиндрической рубашке- без поперечных перегородок (кожухотрубчатый теплообменник).

Скорость протекания жидкости определяется в данном случае размером проходного сечения между трубами. Для расчета коэффициента теплоотдачи при Не > И)1 можно применить критериальное уравнение

N11 = 0,023 1*с°'в Рг0'4. (5 19)

Определяющим геометрическим размером является эквивалентный диаметр межтрубного пространства:

(5.20)

п(1и

где Д,— внутренний диаметр кожуха теплообменника, м; йя— наружный диаметр трубы, м; п — число труб в пучке.

Эквивалентный диаметр является диаметром сечения, ограниченного четырьмя соседними трубами. Определяющая температура— это средняя температура теплоносителя.

Теплоотдача при поперечном обтекании труб

Этот вид теплоотдачи имеет ме» сто в кожухотрубчатых теплообменниках при движении теплоносителей в межтрубном пространстве с поперечными перегородками и в трубчатых подогревателях, установленных в дымовых ка-налах.

Одиночная труба. При поперечном обтекании одиночной трубы (рис. 5.4) на ее лобовой части образуется пограничный ламинарный слои, имеющий конечную толщину по всему течению от точки отрыва. С кормовой стороны поток отрывается от поверхности трубы, и возникают завихрения, приводящие к более интенсивной теплоотдаче в этой зоне.

Теплоотдача от стенки одиночной трубы при поперечном обтекании рассчитывается по уравнениям: 1) при Не=Ю-+-103

Ш = 0,59 Г?е0,47 Рг0'38 (Рг/Ргст)0,25; (5.21)

2) при Ие = 103 -Ь 2-105

Ми = 0,21 Ие0'62 Рг0-38 (Рг/Ргст)0'25. (5.22)'

Пучок труб. Пучки труб характеризуются следующими параметрами: с1 — диаметр труб, м; I — таг груб, м; г — число рядов труб.

На форму потока, обтекающего трубки, оказывает влияние взаимное расположение труб и величина шагового расстояния I между ними (рис. 5.5). У первого ряда труб условия теплоотдачи подчиняются тем же закономерностям, что и у одиночных труб, а во втором и третьем ряду интенсивность теплообмена возрастает за счет турбулизации потока при прохождении через пучок труб.

Характер течения потока в межтрубном пространстве практически стабилизируется при шахматном расположении труб на*

а Поток
Рис. 5.5. Поперечное омыпание пучка труб:а —коридорное расположение труб; б —шахматное расположение труб

чиная с четвертого ряда, а при коридорном расположении — о седьмого ряда.

Перемешивание при шахматном расположении труб более интенсивно, чем при коридорном, что обусловливает более эффективную теплоотдачу.

Расчетные уравнения зависят от величины критерия Ре. При Рс < Ю:1 для коридорных и шахматных пучков

Ыи = 0,56в<р Ке°'г’ Р1дзс (Рг/Ргст)0’25, (5.23)

При Рс > КР для коридорных пучков

N11 = 0,22еф 1?е0-65 Рг0'36 (Рг/Ргст)0'23 (5.24)

и для шахматных пучков

Ми = 0,4еф Ие0'6 Рг0’36 (Рг/Ргст)0’25, (5.25)

где еф = 0,42 + 1,0 — коэффициент, учитывающий угол направления потока на пучок труб.

Определяющей температурой является средняя температура жидкости, определяющим размером — наружный диаметр трубы.

Теплоотдача в аппаратах с мешалкой

Для повышения интенсивности теплообмена в аппаратах со змеевиками и рубашками используют мешалки. В этом случае значения коэффициентов теплоотдачи зависят от конструкции аппарата, мешалки и физических свойств перемешиваемой среды. Для расчета можно воспользоваться упрощенными уравнениями:

1) при теплообмене со стенками сосуда

№1 = 0,ЗГ>Ке£07Ргн'3:’; (5.26)

2) при теплообмене со змеевиком

1\ти = 0,87 Рг0'33. (5.27)

Критерий Рейнольдса определяется по формуле

Рем = пс12р/ц, (5.28)

где п — частота вращения мешалки, об/с; й — диаметр лопасти мешалки, м. Для критерия 1Чи определяющим размером является диаметр сосуда, определяющей температурой — температура теплоносителя.

Теплоотдача при пленочном течении жидкости

Если теплоноситель движется по вертикальной поверхности в виде топкой пленки, то теплоотдача зависит от толщины пленки, которая в свою очередь является функцией физических свойств жидкости и режима течения пленки.

При турбулентном отекании пленки: (Ке > 2,3-103) I

Nuпл = 0,01 (Оа Рг Reпл)I/3. (5.29)

При ламинарном стекании пленки (Ке < 2,3-Ю3):

1Чипл = 0,67 (Оа2 Рг3 Репл)1/Э. (5.30)

Определяющей температурой является средняя температура рограничного слоя, равная 0,5 (¿ст + ¿ср- ж). Критерий Кепл для поверхности вертикальной трубы рассчитывается по формуле:

Репл = 4Г/ц. (5.31)

Здесь Г = й/ (пс1н) — 0/11 — линейная плотность орошения, кг/(м-с);

Г1 — п(1п — оминаемый периметр, м; п — число труб; й — инутрепшш диа

метр трубы, м; О — расход теплоносителя, кг/с.

Критерии N11 и ва:

№д = а ЯД; (5.32) Оа = #3р2£/ц2, (5.33)

где Н — высота поверхности, м,

5.4. ТЕПЛООТДАЧА ПРИ ИЗМЕНЕНИИ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ ПОТОКА

Теплообмен при естественной конвекции

Естественная конвекция поддерживается не искусственным путем, а возникает сама, иод действием разности температур и обусловленной этим .разности плотностей в жидкостях и газах. Если, например, поместить в воздушное пространство с постоянной температурой нагревательный элемент, то наступает теплообмен между элементом и окружающим воздухом. Частицы воздуха, находящиеся вблизи элемента, нагреваются, плотность их уменьшается, вследствие чего они поднимаются. На их место поступают новые, более холодные частицы, которые, нагреваясь, тоже поднимаются. Таким образом, подъемная сила создается за счет вытеснения нагретого воздуха более тяжелым холодным воздухом.

Естественная конвекция возникает за счет действия массовых сил па элементы жидкости или газа. Эти силы могут иметь различную физическую природу: сила тяжести, центробежная сила, электромагнитные силы.

Рассмотрим процесс естественной конвекции, вызванный разностями гравитационных сил, обусловленными перепадами температур и, как следствие, разностями плотности среды. В данном случае теплоотдача зависит от формы и размеров поверхности нагрева, температур поверхности и теплоносителя, коэффициента объемного расширения и других физических свойств. Скорость движения жидкости не оказывает влияния на теплоотдачу, поэтому критерий Рейнольдса исключается из уравнений теплоотдачи при естественной конвекции, в которых определяю* щими являются критерии йг и Рг.

При теплоотдаче снаружи горизонтальных труб, если 103 <2 < вг Рг < 109

N11 = 0,5 (Сг Рг)0'25 (Рг/Ргст)0'23. (5.34)

Для вертикальных поверхностей (плоских и цилиндрических): 1) при 103 С ДгРг < 10я

N11 == 0,76 (Сг Рг)0'25 (Рг/Ргст)0,25; (5.35)

2) при ОгРг > 109

N11 = 0,15 (йг Рг)0'33 (Рг/Ргст)0'25. (5.36)

Определяющей температурой является температура пленки

^ПЛ “ 0|5 (¿СР 4" ^ст)| (о.37)

а определяющим размером для горизонтальных труб — диаметр, для вертикальных поверхностей — высота.

Теплоотдача при кипении жидкостей

Кипением называется процесс интенсивного парообразования, происходящего во всем объеме жидкости, перегретой относительно температуры насыщения, с образованием паровых пузырей.

Различают два основных режима кипения: пузырьковый и пленочный.

Режим кипения, при котором пар образуется в виде отдельных периодически зарождающихся, растущих и отрывающихся паровых пузырен, называется пузырьковым кипением.

С увеличением теп.итого потока до некоторого значения паровые пузырьки елпи.ткмея, образуя у поверхности теплообмена сплошной паровой слой, периодически прорывающийся в объем жидкости. Режим кипения, при котором происходит слияние образующихся пузырьков в подвижную паровую пленку, поднимающуюся у поверхности нагрева, называется пленочным кипением.

Коэффициенты теплоотдачи при пузырьковом кипении выше, чем при пленочном кипении.

Процесс кипения определяется скоростью образования пузырей, их ростом, отрывом и всплыванием.

Пузырьки пара возникают только в отдельных точках обогреваемой поверхности, называемых центрами парообразования. Эти выступающие точки являются следствием шероховатостей, приставших частиц и др. Число действующих центров парообразования увеличивается вместе со степенью нагрева жидкости, когда процесс кипения становится более интенсивным. Эта зависимость в основном обусловливается явлением поверхностного натяжения.

Рис. 5.6. Формы паровых пузырьков при кипении на хорошо смачиваемой (а) и несмачи-ваемой (б) поверхностях нагрева

Вследствие поверхностного -£]Г JT—'

натяжения давление внутри пу-зырьков образующегося пара вы- 'S//////////////S ше давления окружающей его жидкости.

Возникнув на греющей поверхности, пузырек пара растет до тех пор, пока сила Архимеда не превысит силу сцепления его с поверхностью (рис. 5.6). Затем пузырек отрывается от поверхности и всплывает. По мере всплывания пузырек пара увеличивается в объеме за счет испарения в пего жидкости и, достигнув поверхности, лопается.

На место оторвавшегося пузырька к греющей поверхности подходит свежая жидкость из общего объема. Эти локальные, <1асто повторяющиеся акты обновления жидкости у стенки обеспечивают высокую интенсивность процесса теплоотдачи.

Необходимым условием передачи теплоты от твердой поверх-ности к кипящей жидкости является перегрев поверхности относительно температуры насыщения. При малых разностях температур стенки и жидкости (Ai) интенсивность теплообмена определяется процессом свободной конвекции жидкости около нагретой твердой стенки. По мере увеличения перегрева число центров парообразования становится больше, возрастает интенсивность перемешивания жидкости и, соответственно, повышается коэффициент теплоотдачи (рис. 5.7).

При некотором значении Дt — AtKV пузырьки у поверхности перестают отрываться индивидуально и сливаются в сплошную паровую пленку. Повышение разности температур сверх критической приводит к резкому снижению интенсивности теплообмена за счет перехода пузырькового кипения в пленочное, коэффициент теплоотдачи к кипящей среде значительно понижается.

Знание критической разности температур имеет большое

практическое значение, так как в зависимости от данной разности можно выбрать оптимальные условия работы для обору* доваппя, в котором осуществляется кипение.

Коэффициент теплоотдачи для кипящей жидкости может быть рассчитан по уравнению, связывающему коэффициент теп-

Рис. 5.7. Характер изменения интенсивности теплоотдачи при кипении в зависимости ОТ перегрева теплопроводящей поверхности <*■=»

лоотдачи с тепловым потоком и физическими свойствами жидкости:

Все физико-химические константы следует брать при температуре кипения.

(5.38)или
щнй от отношения плотностей жидкости и пара; а — поверхностное натяжение, П/м; Типа — температура кипения, К; Я— удельная тепловая нагрузка, Вт/м2.

Теплоотдача при конденсации пара

Если пар соприкасается со стенкой, температура которой ниже температуры насыщения, то он конденсируется на стенке и оседает па нем п виде жидкости. Различают три вида конденсации пара на твердой поверхности.

Пленочная конденсация, когда конденсат стекает по поверхности п виде сплошной пленки (имеет место на поверхностях при интенсивной конденсации).

Капельная конденсация, когда конденсат выпадает на поверхности в виде отдельных капель (имеет место на несмачи-ваемых поверхностях охлаждения).

Смешанная конденсация, когда часть поверхности покрыта каплями, а часть —пленкой конденсата.

При капельной конденсации можно получать высокие коэффициенты теплоотдачи. Например, коэффициенты теплоотдачи при пленочной конденсации водяного пара атмосферного давления имеют порядок (7 —12)-ИР Вг/(м2-К), а при капельной конденсации — (4 4- 10) • К)1 Вт/(м2- К).

Устойчивый характер капельная конденсация имеет лишь в аппаратах, поверхность охлаждения которых не смачивается конденсатом благодаря физическим свойствам жидкой фазы, например в конденсаторах ртутного пара, а также при периодическом вводе в пар эффективных гидрофобизаторов.

Практически в современных конденсаторах всегда происходит пленочная конденсация пара.

Теплота, выделяющаяся при конденсации пара, должна пройти к стенке через пленку конденсата (рис. 5.8). Если движение жидкой пленки ламинарно, то переход теплоты осуществляется исключительно путем теплопроводности. Решающим фактором в данном случае является толщина пленки конденсата.

При пленочной конденсации на вертикальной поверхности (рис. 5.9) в верхней части пленки, когда ее толщина и, соответ-!

V

А

П

i V

1

Рис. 5.8. Стенание жидкой пленки с горизонтальной трубы:

1 — труба; 2 — охлаждающая вода; 3 — пленка конденсата

Рис. 5.9. Стенание пленки конденсата по вертикальной поверхности

Область лашнйрною течения пленки

Область турбулентною течения пленки

ственно, скорость течения невелики, имеет место чисто ламинарное движение с плоской границей раздела фаз.

В дальнейшем на поверхности пленки начинают возникать волны, приводящие к некоторому уменьшению толщины пленки конденсата. Па поверхости конденсата устанавливается температура, практически равная температуре насыщения tHас.

Содержание неконденсирующихся газов в паре резко снижает теплоотдачу. Так, содержание в водяном паре 1 % воздуха уменьшает коэффициент теплоотдачи на 60%, а содержание

3 % воздуха — на 80°/о- Скапливаясь у поверхности пленки стекающего по трубе конденсата, эти газы создают защитный слой, препятствующий доступу пара к поверхности теплообмена.

Оценить скорость перемещения пленки очень трудно, поэтому для описания гидродинамики стекания пленки используют критерии Галилея:

Cia = Ro'VFr = A’^3/v2, (5.40)

который характеризует соотношение сил тяжести и трения.

Общий вид критериальной зависимости для определения коэффициента теплоотдачи при конденсации имеет вид:

Nu = f (Qa, Рг, К).

Здесь К = г/(сжД;)—критерий фазового перехода, или критерий конденсации, является мерой отношения теплоты, затрачиваемой на фазовое превращение, к теплоте переохлаждения фазы; г — удельная теплота конденсации; сж — удельная теплоемкость конденсата; М = tBас — tcт.

5.5. ЧИСЛЕННЫЕ ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТОВ ТЕПЛООТДАЧИ

Для того чтобы дать представление о порядке значений коэффициентов теплоотдачи в наиболее распространенных теплообменных процессах, ниже приводятся ориентировочные интервалы их в промышленных тсилообменпых устройствах:

Теплоотдача Вт/(м2-к)

При нагревании и охлаждении: воздуха 1,16—58

перегретого пара 23,2—116

масел 58—1740

воды 232—11 600

При кипении воды 580—52 200

При пленочной конденсации водяных паров 4640—17 400

При конденсации паров органических веществ 580—2320

В большинстве практических случаев взаимодействие теплоносителей происходит через некоторую поверхность раздела, которая в общем случае может рассматриваться как многослойная твердая стенка. Например, в трубчатых теплообменниках теплообмен происходит через стенку трубы и два слоя загрязнений с обеих сторон стенки.

Этот вид теплообмена называется теплопередачей. Количество передаваемой теплоты определяется основным уравнением теплопередачи: ,

(}=*№ МСр, (5.41)

где <3 — тепловой поток, т. е. количество теплоты, передаваемое через поверхность теплообмена в 1 с, Вт; К — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К); Р—площадь поверхности теплопередачи, м2; А/С|> — средняя разность температур горячего н холодного теплоносителя, К.

Коэффициент теплопередачи К показывает, какое количество теплоты переходит и единицу нременн от Гюлес нагретого к менее нагретому теплоносителю через разделяющую их стенку площадью 1 м2 п течение 1 с, при разности температур между теплоносителями 1 К

Удельная тепловая нагрузка (удельный тепловой поток):

ц = СЦР = К Мер. (5.42)

Ориентировочные значения коэффициентов теплопередачи;

Пил теплообмена ‘ /(, Вт/(м2-К)

От жидкости к жидкости (мода) 140—1700

От жидкости к жидкости (Vтлеподороды, масла) 30—270

От конденсирующеюся пара к органическим жидкостям 60—340

От конденсирующего пара органических веществ к воде 230—800

От конденсирующегося пара к кипящей жидкости 300—2500

Теплопередача через плоскую стенку

Рассмотрим случай передачи теплоты от горячего теплоносителя с температурой ¿1 к холодному теплоносителю с температурой /2 через разделяющую их плоскую стенку, состоящую из двух слоен толщиной й, и б2, с различной теплопроводностью Я1 и Хг (рис. Г). 10).

Теплопередача идет в четыре этапа.

1. Конвективная теплоотдача от ядра потока горячего теп» лоиосителн к стенке:

2. Теплопроводность через первый слой стенки толщиной 61 и теплопроводностью Л1:

42 “ 'ф р (^СТ. 1 - ^ст. 1 — 2).

3. Теплопроводность через второй слой стенки толщиной 62 и теплопроводностью Х2:

. --Г-^ (/ст. 1-2 02

' ^СТ. 2).

4. Конвективная теплоотдача от стенки к ядру потока холодного теплоносителя:

Ч* “ (¿ст. 2 — ¿2).

При установившемся процессе эти количества передаваемой теплоты равны между собой, т. е. Qx=zQ2=Q^=zQi=zQ, Полученные уравнения можно представить в виде

1

^__0_ Л, ^

_L.iL 02 ^

Л - ¿С Т. 1 -

— ¿ст. 2 —

»СТ. 1 — 2

(5.43)

’

^ л

Я2 ^

Сложив эти уравнения, получим:

1 2 ■ /•’ I а, + Я, + Я2 а2 )

1

1+У1 +

а1 /_( Л

ЕА _ _®1. I _£2 1 ;

Я Я, ^ Я2 ^ Я/г

/ст. I — /ст. 1 — 2

или

где

Исходя из уравнения теплопередачи (5.41) <2 = /С/7(^—£>), имеем

-+У- +

а, /_) Я

1 = 1л-У1+1

/О

К «I Я а2 ’

1

«2

Здесь 1 //С — общее термическое сопротивление, (м2-К)/Вт; 1/011, 1/«2—« термические сопротивления теплоотдачи, (м2-К)/Вт; ^ — — термическое сопротивление многослойной стенки, (м2-К)/Вт.

Теплопередача через цилиндрическую стенку

Рассмотрим передачу теплоты теплопроводностью через цилиндрическую стенку (рис. 5.11) длиной I, внутренним радиу« сом гв и наружным радиусом гн. Температуры внутренней и

внешней поверхностей постоянны и равны ¿1 и ¿2, соответственно, т. е. процесс теплообмена установившийся.

Пусть 1\ > и температура изменяется только в радиальном направлении.

Для цилиндрической стенки поверхность ее в некотором сечении, отвечающем текущему радиусу г, составляет У7 = 2г1. Подставив значение Т7 в уравнение Фурье с учетом, что гн/гв = йи/с1в, и произведя ряд преобразований, получим:

Q *= 2я/т (/,-/,) 1п

Это уравнение показывеет, чт по толщине цилиндрической стопки температуры изменяются но логарифмическому закону.

Движущая сила процесса теплопередачи

Движущей силой теплопередачи является разность температур между горячим и холодным теплоносителем.

Наиболее часто теплопередача в промышленной аппаратуре протекает при переменных температурах теплоносителей. Температуры теплоносителей изменяются вдоль поверхности разделяющей их стенки, поэтому в тепловых расчетах пользуются средней разноси,ю тем/н'ритур Л/.-с, которая и входит в уравнение теплопередачи.

Количество теплоты, передаваемое через поверхность при теплообмене, иропорцнаналыт средней разности температур.

При равномерном и небольшом падении температур по длине поверхности нагрева или охлаждения средняя разность температур будет среднеарифметической, т. е.

(5.44)

Д^ср = Шб + А*м)/2,

если отношение Д^б/Д^м < 2. Здесь AÎ6 и Д£м—большая и меньшая разности температур на концах теплообменника.

При более интенсивном теплообмене и больших разностях температур, т. е. при Д^/Д/м > 2, падение температур по длине поверхности неравномерно. В этом случае средняя разность будет среднелогарифмической, изменяющейся по кривой от начальной до конечной разности температур теплоносителей, и расчет ведется по уравнению:

Мб — А/м

2

Рис. 5.12. Варианты направленна движения теплоносителей вдоль разделяющей их стенки:

а — прямоток; б —противоток; в —перекрестный ток; г —смешанный ток; Л 2 —теплоносители

Теплопередача при переменных температурах зависит от взаимного направления движения теплоносителей вдоль разделяющей их стенки. Параллельный ток, или прямоток, — теплоносители (1 и 2) движутся в одном направлении (рис. 5.12, а). Противоток — теплоносители движутся в противоположных направлениях (рис. 5.12,6). Перекрестный ток — теплоносители движутся взаимно перпендикулярно один другому (рис. 5.12, в). Смешанный ток — один из теплоносителей движется в одном направлении, а другой — как прямотоком, так и противотоком к первому (рис. 5.12, г).

Наиболее распространенными видами движения являются прямоток и противоток. Однако применение противотока более экономично, чем прямотока. Это следует из того, что средняя разность температур при противотоке больше, чем при прямоток, а расход теплоносителей одинаков (при одинаковых начальных и конечных температурах теплоносителей) и скорость теплообмена при противотоке больше.

Сопоставление температурных режимов работы теплообменных аппаратов при прямотоке и противотоке убеждает, что при прямотоке (рис. 5.13, а) максимальный температурный напор имеет место у входа в теплообменник. Затем этот напор уменьшается, достигая минимального значения на выходе из аппарата. При противотоке (рис. 5.13,6) тепловая нагрузка более равномерна, а конечная температура нагревающей среды может быть выше конечной температуры охлаждающей среды, Это позволяет при регенерации теплоты обеспечить более вы-

Рис. 6.13. Характер изменения температур теплоносителей: а—прямоток; б—противоток

сокий подогрев нагреваемой среды, а при охлаждении — снизить расход охлаждающего агента или при том же его расходе понизить конечную температуру охлаждаемой среды.

Определение температуры стенки

Для определения коэффициентов теплоотдачи а необходимо знать температуры стенки /гт., и /'ст. 2. Расчет ведется с применением уравнений теплоотдачи и теплопередачи.

Количество теплоты, отдаваемое горячим теплоносителем: (3 = сс1/7(/1 — ¿ст> 1). Количество теплоты, получаемое холодным теплоносителем: ф = а2/г(/Ст. г — ¿2). Исходя из этих уравнений, находим температуры стенки:

у _I Ф ■ 1 _/4- Ф

/сг. I —'ст. 2 - *2 +

Согласно уравнению теплопередачи,

С1 -=« Д7' Л/1,-р.

Подставив значение (] н предыдущие уравнения и произведя сокращения, получим окончательные формулы для определения температур поверхностей стенки:

л:д/ср км ср

^ст. 1 в Л----5 (5.46) /ст. 2 = ¿2 Н . (5.47)

где и /2 — температуры горячего и холодного теплоносителей, К; Д/ср — средняя разность температур между теплоносителями.

5.7. ЛУЧЕИСПУСКАНИЕ

Почти всегда наряду с теплопроводностью и конвекцией в тепловых процессах участвует п лучеиспускание. При нагревании тел часть тепловой энергии превращается в лучистую.

Носителем лучистой энергии являются электромагнитные колебания с различными длинами волн. Они известны под названием рентгеновских, ультрафиолетовых, световых, инфракрасных лучей. Колебания, свойственные тепловым лучам, лежат в инфракрасной, невидимой глазам части спектра, в диапазоне 0,8— 40 мкм.

При прохождении тепловых лучей через пространство действительны законы, установленные оптикой для видимых лучей (с длиной световой волны 0,4—0,8 мкм).

Лучеиспускание свойственно всем телам. При попадании на тела лучистая энергия частью поглощается, частью отражается, частью проходит сквозь них. Та часть лучистой энергии, которая поглощается телом, переходит в теплоту. Часть энергии, которая отражается и проходит сквозь тела может поглощаться другими телами. В результате этих явлений осуществляется лучистый теплообмен. По способности тел пропускать, отражать и погло* щать.лучистую энергию различают абсолютно прозрачные, абсолютно белые и абсолютно черные тела.

Тела, которые поглощают всю падающую на них энергию, называются абсолютно черными. Тела, которые полностью отражают лучистую энергию, называются абсолютно белыми, а полностью пропускающие — абсолютно прозрачными.

Практически не существует тел, обладающих идеальными свойствами. Все реальные тела способны поглощать, отражать, пропускать только часть падающих на них лучей. Все тела, которые поглощают, отражают, пропускают только часть падающей на них лучистой энергии, называют серыми телами.

Закон Стефана — Больцмана

Стефан (1879 г.) нашел опытным путем, а Больцман (1884 г.) вывел теоретически зависимость между лучеиспускательной способностью и температурой, называемую законом Стефана — Больцмана: лучеиспускательная способность серого тела Е пропорциональна четвертой степени его температуры Г (в К) и коэффициенту лучеиспускания серого тела С;

Л = С (Г/100)4. (6.48)

Сопоставив энергию излучения серого тела с энергией излучения абсолютно черного тела при той же температуре, получим характеристику тела, называемую относительной излучательной способностью или стененыо черноты тела е:

е = Е/Е0 = С/С0, (5.49)

где Еа — лучеиспускательная способность абсолютно черного тела, Вт/м2; С0 = 5,7 — коэффициент лучеиспускания абсолютно черного тела, Вт/(м2-К',)<

Отсюда С еС0 = 5,7е Вт/(м2-К4). При е = 0 1 значение

С = 0-4-5,7 Вт/ (м2 • К4).

Количество теплоты, переходящее от более нагретого тела К менее нагретому посредством лучеиспускания, определяется по уравнению:

<3л = с,_2ф^ [(Г,/Ю0)< - (Г2/100)4. (5.50)

Здесь (?., -- количество теплоты, передаваемое лучеиспусканием в единицу времени, Вт; /•'—площадь поверхности излучения, м2; С,-2— коэффициент взаимного излучения, Нт/(м2-К4); 7'а — температура поверхности менее нагретого тела, К; Т\—температура поверхности более нагретого тела, К; Ф — угловой коэффициент, определяемый формой и размерами участвующих в теплообмене поверхностей, их взаимным расположением в пространстве и расстоянием между ними (находится из справочной литературы).

Закон Кирхгофа

Связь лучеиспускания и лучепоглощения выражена законом Кирхгофа.

Шероховатая поверхность, на которую падают тепловые лучи, лучше поглощает лучистую энергию, чем гладкая поверхность. Кирхгоф доказал, что и лучеиспускательная способность такой поверхности должна быть выше, чем у гладкой.

По закону Кирхгофа: А = е, т. е. коэффициент лучепоглоще-ния тела А равен степени его черноты при тех же условиях.

Для абсолютно черного тела коэффициенты лучепоглощения и лучеиспускания равны единице.

Совместная теплоотдача лучеиспусканием и конвекцией

Практически всегда теплота передается одновременно двумя или тремя видами переноса (теплопроводностью, конвекцией, лучеиспусканием). Рассмотрим совместную теплоотдачу излучением и конвекцией на примере определения потерь теплоты стенками аппарата в окружающую среду.

Количество теплоты С?л, передаваемое лучеиспусканием от стенки к среде, определяется уравнением

Ял “ С,-»/' [<7',/КН1)4 - (/’а/ЮО)4]. (5.51)

где С, 2 — кочффкшгемг танмпою и иуп тт, Пг/(мг-К4); Т;'—температура

степкп, К; Т2 — температура среди, К; I' — площадь поверхности стенки ап

парата, ма.

Умножив и разделив правую часть уравнения на Т1 — Гг, получим:

<2л = ал5 (Г,-Г2).

Здесь ал = С1_2[(7’,/100)4—(Г2/100)4]/(Г1 — Г2)—коэффициент теплоотдачи при лучеиспускании, Вт/(м2-К).

Количество теплоты, отдаваемое стенкой путем конвекции, будет равно:

<?к (5.52)

где ак — коэффициент теплоотдачи мишекцней, определяемый по соответствующим формулам для свободного или иипужденного движения.

Для совместной теплоотдачи излучением и конвекцией имеем:

Я = <?л + <?к = «Л/• (т, - Та) + (Г, - Тг) = (ал + ак) (Г, -- Г8).

Обозначив суммарный коэффициент теплоотдачи конвекцией и излучением ал + ак = а, получим:

<Э = аГ (Г, - Г,).

Потери теплоты в окружающую среду

В инженерных расчетах для определения суммарного коэффициента теплоотдачи пользуются эмпирическими уравнениями.

Для расчета тепловых потерь аппаратов, находящихся в закрытых помещениях, при температуре поверхности аппарата до 150°С можно воспользоваться уравнением1 где а — суммарный коэффициент теплоотдачи конвекцией и лучеиспусканием, Вт/(м2'-К); Д/1—разность температур поверхности аппарата и окружающего воздуха, К.

Для уменьшения потерь теплоты в окружающую среду аппа^ раты и трубопроводы покрывают теплоизоляционными материалами с низкой теплопроводностью (X < 0,232 Вт/(м-К)). В качестве теплоизоляционных материалов используют стекловату, асбест, пробковые плиты, совелит и др. Изоляция должна быть термостойка, негигроскопична, дешева и долговечна. Наиболее экономичной толщиной изоляции является та, при которой за-, траты па изоляцию и потери теплоты минимальные.

ГЛАВА 6

ИСТОЧНИКИ ЭНЕРГИИ. ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ

6.1. ИСТОЧНИКИ ЭНЕРГИИ. ТОПЛИВНО-ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ БАЗА СССР. ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ ПРОГРАММА СССР

Обеспеченность энергией является важнейшим, необходимым условием развития и технического прогресса народного хозяйства.

Основными источниками, из которых человечество черпает энергию, являются топлива — природные полезные ископаемые или получаемые па их основе горючие органические вещества. Все виды топлив по агрегатному состоянию делятся па твердые, жидкие я газообразные.

К твердым топливам относятся каменный и бурый уголь, горючие сланцы, торф, древесина. Жидкие топлива — это в первую очередь нефть и продукты ее термической или каталитической переработки: бензин, лигроин, газойль, масла и получаемые на их основе товарные топливные продукты. Газообразные топлива включают природный газ, попутные газы нефтедобычи, а также образующиеся во многих процессах углехимии, нефтепереработки и нефтехимии коксовый и генераторный газ и др.

Основной характеристикой топлива является теплота сгорания. Теплотой сгорания топлива называется количество теплоты (в кДж), выделяемое 1 кг (пли 1 м3) топлива при его полном сжигании (в кДж/кг, кДж/м3). Теплота сгорания зависит от химического состава топлива и условий его сжигания.

Теплота сгорания природных топлив: торф—18 800—

23 300 кДж/кг; бурый уголь — 25 700—27 600 кДж/кг; каменный уголь — 27 000 — 32 000 кДж/кг; антрацит — 33 500 — 36 000 кДж/кг; горючие сланцы — 30100—32 700 кДж/кг; нефть — 41800—62 700 кДж/кг; природный газ — 35 000— 45 800 кДж/м3.

Состав некоторых природных топлив приведен в табл. 6.1.

Состав [в % (по массе)] некоторых природных топлив
Топлиио | Органическая масса | Влага | Зола | Сера
с; | и | о
Торф | г,у | 6,0 | 35,0 | 25 | 4,5 | 0,4
Бурый уголь | 70 | 5,5 | 24,5 | 50 | 4,0 | 2-3
Каменный уголь | 82 | 5,0 | 13,0 | 3-8 | 6,0 | 2-6
Антрацит | 95 | 2,0 | 3,0 | 1-1,5 | 6,0 | 1-2
Горючие сланцы | 75 | 10,0 | 13,0 | 10-15 | 30-60 | 1,5—11
Нефть | 83-87 | 12-14 | 0,2-0,3 |  | 0,1-0,5 | 0,1-7

Советский Союз в отличие от большинства промышленно развитых капиталистических стран имеет топливно-энергетический баланс, обеспеченный запасами угля и других энергоресур-сов на длительную перспективу.

Обеспечение надежности развития всего народного хозяйства Требует дальнейшего укрепления топливно-энергетического комплекса.

С учетом задач, направленных на дальнейшее развитие народного хозяйства, которое должно осуществляться высокими темпами, была разработана Энергетическая программа СССР. Эта программа определила научно-обоснованные главные направления расширения энергетической базы и дальнейшего совершенствования топливно-энергетического комплекса страны. Намечены основные мероприятии, необходимые для этих целей. Энергетическая программа (’ССР будет осуществлена в два этапа, первый из которых завершается на рубеже 1990 г., а второй — к 2000 г.

Выполнение .чперпч пческой программы СССР будет обеспечиваться путем выполнения ряда основных положений, к которым относятся;

— активная энергосберегающая политика на базе ускоренного научно-технического прогресса, всемерная экономия топлива и энергии, обеспечение энергоемкости продукции;

— ускорение темпов научно-технического прогресса в отраслях топливно-энергетического комплекса;

— ускоренное развитие ядерной энергетики для производства электрической п тепловой энергии и высвобождения дополни-teлыIЫx ресурсов органического топлива;

— обеспечение роста ресурсов моторных топлив, прежде всего путем увеличения глубины переработки нефти и одновременного сокращения расхода мазута электростанциями. Предусматривается также широкое использование в качестве моторных Топлив сжатого и сжиженного природного газа;

— •организация промышленного производства искусственных жидких топлив на основе угля, сланца и природного газа.

В соответствии с Энергетической программой СССР будут осуществляться крупные сдвиги в структуре топливно-энергетического баланса.

Следует подчеркнуть, что многие мероприятия, проводимые в соответствии с Энергетической программой СССР, связаны с химической промышленностью. Они будут осуществляться и осуществляются с участием химической науки и химических производств. Так, химическая и нефтехимическая промышленности производят около 7 % промышленной продукции, а расходуют при этом 13 % тимлпнпо-энергстическпх ресурсов. Отсюда важность создания безотходных и энергосберегающих производств для этих отраслей промышленности. Развитие ядерной энергетики связано с ее использованием для осуществления экзотермических реакций, а также с созданием химических схем утилизации отходящей теплоты атомных электростанций.

Однако наиболее важные задачи должны решить химическая наука и химическая промышленность в деле создания технологии производств альтернативных топлив, т. е. топлив из нефтяного сырья, разработки новых высокоэффективных методов переработки твердых горючих ископаемых, и в первую очередь угля, получения ценных химических продуктов. Важно создание новых, высокоэффективных, селективных и стабильных катализаторов для осуществления этих процессов. Ограниченность запасов нефти и перемещение основных центров ее добычи на северо-восток нашей страны делают эту задачу особенно актуальной.

Потребность народного хозяйства в топливно-энергетическю ресурсах удовлетворяется за счет первичных топливных ресурсов (нефть, природный и попутный газ, уголь, горючие сланцы торф, дрова) и электроэнергии, производимой на атомных элек гростанциях и гидроэлектростанциях.

Около 75 % первичных ресурсов в настоящее время используется в качестве котельно-печного топлива непосредственно в натуральном виде (главным образом энергетический уголь и природный газ) или в 1шде продуктов их переработки (топочный мазут).

Основной расход котельно-печного топлива в стране приходится на выработку электроэнергии, теплоэнергии и сжатого воздуха. Отмечая огромные объемы расхода энергоресурсов в народном хозяйстве и общую устойчивую тенденцию их роста, следует отметить нерациональный расход ресурсов.

По мере увеличения затрат на добычу топлива и производства энергии возрастает необходимость в более полном использовании получающихся при их преобразовании и конечном потреблении энергетических «отходов» в виде горючих газов,

теплоты нагретого воздуха и воды и т. д., иными словами^ вторичных энергетических ресурсов (ВЭР).

Вторичные энергетические ресурсы принято подразделять на три основные группы: горючие (топливные), тепловые и энергетические ресурсы избыточного давления.

Первая группа — это горючие энергоресурсы, образующиеся в различных технологических процессах с использованием топлива. Например, доменный ¡'аз при вышивке чугуна, отходящий газ в производстве технического углерода, горючие газы при получении исходного сырья для пластмасс, каучука и других химических продуктов.

Вторая группа — это теплота отходящих газов при сжигании топлива, теплоты воды или воздуха, использованных для охлаждения технологических агрегатов и установок, теплоотходы производства (например, теплота горячих шлаков). Большое количество теплоты теряется при сбросе промышленных сточных вод, при отводе дымовых газов, а также в вентиляционных системах промышленных и общественных здании.

Третья группа — это потенциальная -уперши газов гг жидкостей, имеющих давление, не требуемое па последующих стадиях данного технологического процесса. ВЭР избыточного давления преобразуется в механическую энергию, которая или непосредственно используется для приборов, механизмов и машин, или преобразуется в электрическую энергию.

Таким образом, повышение уровня утилизации вторичных энергетических ресурсов обеспечивает не только значительную экономию топлива, капитальных вложений и предотвращение загрязнения окружающей среды, но и существенное снижение себестоимости промышленной продукции.

6.2. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ТЕПЛОНОСИТЕЛЯМ В ХИМИЧЕСКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ

Проведение технологических процессов в химической про« мышленности в большинстве случаев связано с теплообменом.

Во всех теплообменных устройствах химической промышлен« ности основным рабочим процессом является процесс теплообмена между теплоносителями.

Теплоносители аккумулируют тепловую энергию, получен« ную от источника теплоты, и отдают ее в теплообменных аппаратах.

Выбор теплоносителей зависит от требуемой температуры и необходимости ее регулирования.

Каждый теплоноситель характеризуется прежде всего определенным температурным диапазоном его применения. Если для достижения какой-либо температуры могут быть применены несколько теплоносителей, то выбор проводят по соображениям экономичности п безопасности работы. Кроме того, промышленный теплоноситель должен обеспечивать интенсивность теплообмена при уменьшении собственного расхода, для чего он должен обладать малой вязкостью, но высокими плотностью, теплоемкостью и удельной теплотой парообразования.

Теплоноситель не должен оказывать отрицательного влияния на материал аппарата.

В качестве теплоносителей в теплообменных аппаратах применяют: водяной пар, горючие жидкости, пары высококипящих жидкостей, топочные газы, а также электрообогрев.

В ряде случаев в качестве теплоносителей применяют вторичные энергоресурсы.

Расход теплоносителей определяют из уравнений теплового баланса.

6.3. НАГРЕВАЮЩИЕ АГЕНТЫ И СПОСОБЫ НАГРЕВАНИЯ

Водяной пар

Водяной пар является наиболее распространенным теплоносителем. Экономично использование отработанного пара паросиловых установок и вторичного пара выпарных установок.

Обычно пользуются насыщенным водяным паром. Он обладает высокой удельной теплотой парообразования. При давлении пара р = 9,8Ы01 Па удельная теплота конденсации г = = 2,26-Юб Дж/кг. Отсюда сравнительно невысокие расходы греющего пару, равные СЦг.

Важным достоинством насыщенного водяного пара является постоянство температуры его конденсации при данном давлении, что позволяет точно поддерживать температуру нагревания, а также в случае необходимости легко ее регулировать, изменяя давление греющего пара. Коэффициенты теплоотдачи при конденсации пара очень высоки: а = Ю4 — 1,2-104 Вт/(м2<К); это позволяет работать при малых значениях температурного напора. Водяной пар дешев, доступен, нетоксичен и пожаробезопасен.

Использование перегретого пара допускают при том условии, что перегрев пара невелик (20—30 °С); перегретый пар в процессе теплообмена переходит в состояние насыщенного пара и затем конденсируется.

Существенным недостатком водяного пара является то, что рост температуры его насыщения связан с повышением давления. Так, даже умеренным температурам насыщения 150—■ 200 °С соответствуют значительные давления (до 19,62 -104 Па),

1—емкость; 2 — барботер; 3 —паропровод; 4—запорных вентиль

а это ведет к повышению стоимости аппаратуры, так как требуется толстостенная и дорогостоящая теплообменная аппаратура.

.1

Применяют насыщенный водяной пар для нагревания до температур 150—« 180 °С при давлении 0,5—1,2 МПа.

Существует два способа нагревания водяным паром: обогрев острым паром и обогрев глухим паром.

При нагревании острым паром водяной пар вводится непосредственно в нагреваемую среду и смешивается с ней. Этот способ применяется, когда допустимо смешение нагреваемой среды с паровым конденсатом. Введение острого пара осуществляется через барботер ы — трубы, расположенные у дна аппарата и снабженные множеством мелких отверстий (рис. 6.1), При барботажс пузырьки пара проходят слой жидкости, перемешивая ее.

Расход острого пара определяется из уравнения теплового

баланса:

ОС (¿2 - Л) "Ь ФпоТ

(6.1)

Я п =

Здесь £>„ — расход греющего пара, кг/с; О — расход нагреваемой жидкости, кг/с; с — средняя удельная теплоемкость нагреваемой среды, Дж/(кг-К)!

/2 — начальная н конечная температуры нагреваемой среды, К; <Зпот потери теплоты от стенок н окружающую среду (для аппаратов, находящихся п помещении, (,> .....■ .4 Г> % от всей подводимой теплоты), Вт;

/п — удельная энтальпии ] реющего мара, Дж/кг; с. — удельная теплоемкость конденсата, Дж/(кг-К).

При нагревании глухим парим теплота передается через стенку теплообменпого аппарата.

Расход глухого пара определяют по формуле, выведенной из уравнения теплового баланса:

йс (¿2 — М Ч~ С?ПОТ

где /к — удельная энтальпия конденсата, Дж/кг;

При неполной конденсации пара в теплообменнике часть его будет уходить с конденсатом, при этом расход пара повышается. Чтобы организовать беспрепятственное удаление из теплообменника парового конденсата без выпуска пара, применяют специальные устройства — конденсатоотводчики.

Типы конденсатоотводчиков: 1) устройство подпорной шайбы со вставным ниппелем; 2) термостатический конденсатоот* Ьодчик с сильфоном; 3) термостатический игольчатый конденса-

Рис. 6.2. Кондспсатоотнодчик с накрытым поплавком:

1 — корпус; 2 — клапан; 3 — поплапок; 4— папраплиющий стакан; 5 — стержень

Рис, 0.3. Схема установки коиденсатоотводчнка:

1 — теплообменник; 2— конденсатоотводчик; 5 — обводная линия

тоотводчик конструкции А. В. Кудрявцева; 4) поплавковый конденсатоотводчик с закрытым поплавком; 5) поплавковый кои-денсатоотводчик с открытым поплавком.

При давлении не выше 0,7 МПа в качестве конденсатоот-водчика устанавливают подпорные шайбы, которые зажимают между фланцами трубопровода, отводящего конденсат; диаметр отверстия шайбы зависит от расхода и давления пара.

Наибольшее применение находят конденсатоотводчики поплавкового типа— коиденсатоотиодчнк с открытым и закрытым поплавком.

Конденсатоотводчик с закрытым поплавком (рис. 6.2) состоит из чугунного литого корпуса 1, поплавка 3 со стержнем 5, входящим в направляющий стакан 4, и клапана 2, закрывающего выход конденсата из корпуса. Смесь пара и конденсата поступает в корпус конденсатоотводчика. При достижении определенного уровня жидкости в корпусе поплавок всплывает, клапан 2 открывает отверстие для выхода конденсата, уровень жидкости понижается и поплавок опускается до следующего наполнения. При непрерывном поступлении конденсата клапан открыт. В конденсатоотводчике всегда поддерживается определенный уровень жидкости, который препятствует проникновению водяного пара за копдемсатоотподчнк.

Конденсатоотводчик устанавливают ниже теплообменника и снижают обводной линией (рис. 6.3), позволяющей проводить ремонт без остановки теплообменного аппарата.

Горячая вода

Горячая вода используется для нагрева до 100 °С. Получают горячую воду в водогрейных котлах, обогреваемых топочными разами, Может быть использован также водный конденсат,

Рис. 6.4. Обогрев с естественной циркуляцией:1 — печь; 2— теплообменник

Рис. 6.5. Обогрев с принудительной циркуляцией!

1—печь; 2—теплообменник; 3—насос

поступающий из выпарных установок или теплообменных аппаратов.

Коэффициенты теплоотдачи при нагревании горячей водой во много раз ниже, чем коэффициенты теплоотдачи от конденсирующего пара (см. стр. 199). Нагревание горячей водой сопровождается снижением ее температуры вдоль теплообменной поверхности, что затрудняет регулирование температуры и ухудшает равномерность обогрева.

Иногда для нагревания до температуры 350°С применяют перегретую воду, однако это связано с высоким давлением (до 22 МПа), что резко снижает экономичность теплообменного ап-парата.

В теплообменных установках с обогревом горячими жидкостями обычно применяется циркуляционный способ обогрева, при котором теплообменник н источник теплоты образуют замкнутую систему, п которой циркулирует жидкий теплоноситель— вода или иысококппящие жидкости. Различают естественную и принудительную циркуляции.

При естественной циркуляции (рис. 6.4) теплоноситель циркулирует за счет разности его плотностей в нагретом (после нагревательной печи) и охлажденном (после теплообменника) виде. Нагретый в печи / теплоноситель за счет снижения плотности поднимается в теплообменник 2, где отдает теплоту. При этом плотность повышается и теплоноситель возвращается в печь для последующего нагревания.

Так как скорость циркуляции зависит от высоты расположения теплообменника относительно печи, для циркуляции горячей воды со скоростью 0,2 м/с эта высота должна быть не менее 4—5 м.

При принудительной циркуляции (рис. 6.5) жидкость пере* качивается по замкнутому циклу с помощью насоса, за счет че^

го увеличивается скорость циркуляции (до 2,5 м/с) и соответственно интенсивность теплообмена. При этом возможно любое взаимное расположение теплообменника 2 и печи 1.

Высокотемпературные органические теплоносители (ВОТ)

Высокотемпературные органические теплоносители применяются как в жидком, так и в парообразном состоянии для нагревания примерно до 400 °С (терфенилы).

В качестве высокотемпературных органических теплоносителей применяются: глицерин, нафталин, этиленгликоль, дифенил, дифонилоиыи н|)И|\ дитолнлмстлн, лрохлоры, многокомпонентные ВОТ, минеральные масла, креыишнф! апические жидкости и др.

Наибольшее применение получила смесь, состоящая из 26,5 % дифенила (СвН5—С6Нз) и 73,5 % дифенилоксида (СбН5—О—С6Н5), называемая дифенильной смесью и носящая торговое название Даутерм А.

Основным достоинством дифенильной смеси как теплоносителя является возможность получения высоких температур без применения высоких давлений: ¿КИп = 2580С, г — 285 кДж/кг при /; = 0,1 МПа; ¿Кип = 380°С, г = 220 кДж/кг при р = = 0,8 МПа.

Дпфеппльнпн смесь обладает большой термической стойкостью, низкий температурой плавления (12°С), практически нзры11(1(>сз(1паспа н слаботоксична.

Дпфенильиую смесь используют для обогрева в жидком и парообразном состояниях. В жидком состоянии дифенильную смесь используют для нагревания до температур 250 °С, в парообразном состоянии температура нагрева не превышает 380°С. Коэффициент теплоотдачи при конденсации паров дифенильной смеси а приблизительно равен 1200—1700 Вт/(м2-К).

Дифенильная смесь и ее пары не вызывают коррозию металлов, что позволяет применять для изготовления аппаратуры обыкновенную углеродистую сталь.

Схема нагрева дифенильной смесью (рис. 6.6) включает в себя испаритель 2, в трубчатой системе которого испаряется жидкий ВОТ. Система пепаре- 3 Т>** -

ния установлена в топке, обо- 1 ю греваемой с помощью газовой горелки 1. Пары ВОТ подаются по трубопроводу в греющую рубашку аппарата 3, где они конденсируются и отдают

Рис. 6.6. Схема нагрева дифенильной смесью:

7—газовая горелка; 2—испаритель; 3—обогреваемый аппарат; 4—хранилище ВОТ; 5— насос

теплоту парообразования нагреваемому продукту. Конденсат ВОТ стекает самотеком в испаритель 2. Емкость 4 является хранилищем ВОТ. Заполнение системы теплоносителем осуществляется с помощью насоса 5.

Глицерин С3Н5(ОН)3 применяется в качестве жидкого теплоносителя при нагревании до 220—250СС. Глицерин не ядовит и невзрывоопасен, недсфицитсн и примерно в 4 раза дешевле дифенилыюй смеси. При помощи глицерина достигается равномерный обогрев теплоиспользующих аппаратов.

Используемые для нагревания минеральные масла бывают обычные и ароматизированные. В настоящее время для нагревания до 300 СС в качестве теплоносителей применяются цилиндровые и компрессорные масла, а также ароматизированные масляные теплоносители АТМ-300, Мобильтерм-600, Мо-бильтерм Лепт и др.

Силиконовые теплоносители (полиорганосилоксаны) представляют собой кремнийорганнческне соединения — полиметил-сплоксаны, полпэтплсплоксаны и полпметплфспилсилоксаны, характеризующиеся относительно высокой химическом и термической стойкостью, хорошей теплоотдачей, низкой температурой плавления, высокой химической инертностью. Применяются по-лиоргаиосплоксаны для нагревания до 300°С.

Дитолилметан (ДТМ) обладает температурой кипения 292— 296 °С. Температура плавления — минус 30—36°С. Дитолилметан применяют в качестве жидкого теплоносителя при температурах до 300 °С.

Моноизопропилдифенил (МИПД) применяют в качестве теплоносителя как в жидком, так и парообразном состоянии при температуре не более 400 °С. Моноизопропилдифенил имеет температуру плавления минус 27 X и температуру кипения плюс 290 °С.

Расплавы неорганических солей

Расплавы неорганических солей применяют в качестве теплоносителей при нагревании до 550 °С. Наибольшее применение нашел расплав, содержащий 40 % ЫаЫ02, 7 % ЫаЫОз, 53 %! К1М03 и имеющий температуру плавления 142 °С (нитрит-нит-ратная смесь). Установки, где применяются расплавы солей, должны отличаться высокой герметичностью и защищаться инертным газом. Смесь применяют при обогреве с принудительной циркуляцией. Нитрит-иитратная смесь является сильным окисляющим агентом, поэтому она не должна соприкасаться с органическими веществами.

Жидкие металлы

Для нагревания до температур 300—800 °С в качестве теплоносителей используются литий, натрий, калий, ртуть, свинец и некоторые сплавы.

Система теплообмена, наполненная натрием, должна быть герметична и защищена инертным газом. Сплав натрия и калия является еще более опасным горючим и взрывчатым веществом.

Ртуть применяется при атмосферном давлении для подачи теплоты только при пониженной температуре. Пары ее очень токсичны.

Эффективным теплоносителем с высоким коэффициентом теплоотдачи является эвтектика РЬ + В1. Этот теплоноситель в обращении сравнительно безопасен.

Ртуть, свинец и его сплавы используют в химических реакторах для отвода реакционной теплоты.

В настоящее нремя жидкие металлы приобретают особое значение при их применении и атомных электростанциях.

Топочные газы

Обогрев топочными газами применяется там, где требуется получение высоких температур, для достижения которых применение водяного пара или других теплоносителей невозможно.

Топочные газы позволяют осуществлять нагревание до 1100 °С. Они образуются при сжигании жидкого и газообразного (включая природный газ) топлива в специальных топках. Для снижения температуры топочных газов до 500—800 °С их смешивают с воздухом. После этого они направляются в тепло-обменный аппарат, где охлаждаются, отдавая часть теплоты нагреваемым продуктам. Ич теплообменника топочные газы отсасываются дымососом в атмосферу. Непосредственное нагревание топочными газами осуществляется в трубчатых печах, а также в печах для реакционных котлов или автоклавов.

Обогреваемый аппарат располагается в топочном пространстве так, что поверхность нагрева его находится под непосредственным воздействием продуктов сгорания. Если требуется обеспечить быстрый нагрев продукта или нагрев его до высокой температуры, то топки с газовой горелкой располагаются под обмурованным аппаратом для того, чтобы использовать теплоту излучения пламени (рис. 6.7). Остальная часть теплоты передается автоклаву продуктами сгорания, протекающими вдоль стенки.

Вследствие большого объема и пысокон температуры газов транспортирование их затруднительно и сопряжено с потерями теплоты; поэтому топки для получения топочных газов располагают в непосредственной близости от обогреваемого аппарата.

Наиболее существенными недостатками топочных газов являются неравномерность нагрева, обусловленная охлаждением газа в процессе теплообмена, низкие коэффициенты теплоотдачи (значение а приблизительно равно 35—60 Вт/(м2-К)), загрязненность,

Рис. 6.7. Лвтоклпп. обогрей... |иП газом:I —горелки; 2 — корпус; 3 ш’ш>.|каРис. в.8. Лппврлт с индукционным >лгк1]>онагреватслсм:/—корпус; г -со.'Н'Пнмд

Электронагрев

Нагревание электрическим током обеспечивает равномерный и быстрый нагрев, легкое регулирование степени нагрева в соответствии с заданным технологическим режимом.

Элсктрообогрев прост и удобен в обслуживании, компактен, по относительно дорог.

По способу прекращения электрической энергии в теплоту различают нагревание, сопротивлением, электрической дугой, индукционное л высокочастотное нагревание.

Нагревание электрическим сопротивлением осуществляется при прохождении тока через нагреваемое тело или через специальные нагревательные элементы, изготовленные из хромо-жслезо-алюмннневых сплавов, обладающих большим омическим сопротивлением, что даст возможность достигать температур

1000—1100 °с.

Трубчатые электрические нагреватели (ТЭН) представляют собой металлический патрон (обычно трубу из латуни, меди, углеродистой стали или аустенитной хромонике-левой стали Х18Н10Т), внутри которого запрессована в наполнителе спираль из ипхромовой проволоки. В качестве наполнителя применяют кварцевый песок, оксид алюминия и другие материалы. Наполнитель служит, с одной стороны, электроизо-ляцпей спирали от металлической трубы, а с другой — проводником теплоты. Возможность погружения ТЭН в жидкости и расплавы устраняет потери теплоты в окружающую среду и тем самым повышает коэффициент полезного действия этих нагревателей. Заводы выпускают трубчатые электронагреватели длиной от 200 до 6000 мм, наружным диаметром 9—10 мм.

При индуктивном нагревании используется тепловой эффект, вызываемый вихревыми токами Фуко, возникающими под воздействием переменного поля в стенках стального нагреваемого аппарата.

' Корпус обогреваемого аппарата при индукционном обогреве (рис. 6.8) является сердечником соленоида, по которому пропускается переменный ток, при этом вокруг соленоида возникает переменное магнитное поле, которое индуцирует в стенках обогреваемого аппарата электродвижущую силу. В результате стенки аппарата нагреваются, что оосспсчивасг равномерный обогрев при температурах около 400"С.

Основным недостатком индукционного обогрева является его высокая стоимость. Поэтому для удешевления обогрева массу в аппарате предварительно нагревают насыщенным водяным паром до 180 °С, включая затем индукционный нагрев для дальнейшего нагревания до температуры 400°С.

Высокочастотное нагревание применяется для нагревания материалов, не проводящих электрического тока,— диэлектриков (пластмасс, дерева, резины и др.)

Молекулы диэлектрика, помещенного в переменное электрическое поле, начинают колебаться с частотой поля и поляризуются. При этом в результате внутреннего трения между молекулами выделяется теплота — непосредственно I! массе нагреваемого материала, обеспечивая равномерный п хорошо регулируемый прогрев.

Высокочастотный обогрев в химической технологии применяют для нагревания пластических масс перед прессованием (при изготовлении гетинакса, текстолита, девесиослоистых пластиков), для сушки материалов и т. д. Недостатком этого способа является высокая стоимость и низкий к.п. д. частотного преобразователя.

Нагревание электрической дугой проводят до температуры 3000 °С в дуговых печах за счет пламени дуги, возникающей между электродами. Дуговые печи применяются для плавки металлов, получения фосфора, карбида кальция.

Различают дуговые пел и прямого и косвенного действия. В первых дуга стабилизируется между электродом и нагреваемым материалом, в печах косвенного действия дуга стабилизируется между двумя электродами. Теплота от столба дуги пе* редается нагреваемому материалу.

6.4. ОХЛАЖДАЮЩИЕ АГЕНТЫ И СПОСОБЫ ОХЛАЖДЕНИЯ

Для охлаждения до температур 10—30°С используются наи> более распространенные и доступные охлаждающие агенты — вода и воздух.

Вода имеет большую теплоемкость и более высокие коэффи* циенты теплоотдачи, чем воздух. В зависимости от времени года и климатических условий температура воды из водоемов составляет 12—25°С. Артезианская вода имеет температуру 4—15 °С. Вода из водоемов дешевле артезианской, но ее температура выше и подвержена сезонным колебаниям.

Для экономии воды и охраны окружающей среды вводится система водооборота, что даст возможность резко сократить потребление свежей воды и уменьшить стоки.

Оборотную воду, т. е. отработанную охлаждающую воду теплообменных устройств, охлаждают в градирнях (башнях с насадкой, по которой распределяется стекающая вода) за счет частичного испарения в движущийся противотоком воздух и снова направляют на использование в качестве охлаждающего агента.

Вода используется для охлаждения в поверхностных и сме-сительных теплообменниках.

Однако использование поды промышленными предприятиями часто является источником загрязнения водоемов и требует осу. ществлсиня комплекса мероприятий но очистке воды перед ее сбросом. Важнейшим элементом по охране окружающей среды является такая организация водоснабжения, при которой осу-ществляется замкнутый цикл, т. е. отсутствуют стоки воды в водоемы.

Атмосферный воздух как охлаждающий агент используется при его принудительной циркуляции с помощью вентиляторов в градирнях и в теплообменных аппаратах с увеличенной поверхностью теплообмена (например, путем ее оре-брения).

Достоинством воздуха как охлаждающего агента является его доступность и то, что он практически не приводит к загрязнению наружной поверхности охлаждения. К недостаткам этого агента по сравнению с водой следует отнести сравнительно низкий коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха (до 58 Вт/(мМ<)) и сравнительно низкую удельную теплоемкость (1,0 кДж/(кг-К)), вследствие чего массовый расход воздуха в

4 раза превышает расход воды.

Охлаждение льдом применяют для получения температуры около О °С. Если добавить ко льду или к снегу кристаллическую поваренную соль (ЫаС1), то температура таяния этой смеси будет ниже 0 °С, и величина ее определяется количеством соли в смеси. Наиболее низкую температуру смеси (—21,2°С) можно получить при содержании соли 29 % в смеси.

В качестве промежуточных хладоиосителей в холодильной технике применяются рассолы ЫаС1 и СаС1.

Для охлаждения до температуры ниже 0°С применяются такие хладагенты, как аммиак и хладоны, имеющие низкие температуры кипения (подробнее см, гл. 7)л

Классификация теплообменников

Теплообменники — это устройства, в которых осуществляется теплообмен между греющей и нагреваемой средами.

В теплообменных аппаратах могут происходить различные тепловые процессы: нагревание, охлаждение, испарение, конденсация, кипение, затвердевание и сложные комбинированные процессы. Теплообменные аппараты применяются практически во всех отраслях промышленности и в зависимости от назначения называются подогревателями, испарителями, конденсаторами, регенераторами, парообразователями, скрубберами, кипятильниками, пыпарпыми аппаратами и т. д.

В зависимости от назначения производственных процессов в качестве теплоносителей могут применяться самые различные газообразные, жидкие и твердые среды.

Теплообменные аппараты по принципу действия разделяют на: поверхностные, смесительные и регенеративные.

Поверхностные теплообменники: 1) с трубчатой поверхностью теплообмена — кожухотрубные (кожухотрубчатые), погружные змеевиковые, типа «труба в трубе», оросительные; 2) с плоской поверхностью теплообмена — пластинчатые, спиральные, с оребренной поверхностью теплообмена; с поверхностью теплообмена, образованной стенками аппарата; 3) блочные; 4) шнековые[1].

Смесительные те л л о о б м е п н и к п: 1) градирни;

2) конденсаторы смещения; 3) аппараты с барботажем газа;

4) аппараты с погружными горелками.

Регенеративные теплообменники: 1) с непод

вижной насадкой; 2) с движущейся насадкой.

Поверхностные теплообменные аппараты

В поверхностных теплообменниках оба теплоносителя разделены стенкой и теплота передается через стенку от одного теплоносителя к другому.

Поверхностные теплообменники — наиболее распространенные.

Кожухотрубчатые теплообменники применяются тогда, когда требуется большая поверхность теплообмена, т. е. для испарения и конденсации теплоносителей в различных технологических процессах, а также для нагревания и охлаждения жидкостей и газов. В большинстве случаев пар (горячий теплоноситель) вводится в межтрубное пространство, а нагреваемая жидкость протекает по трубам. Загрязненные потоки (например, запыленные газы или суспензии) следует направлять в трубки, а не в межтрубное пространство (так как трубки легче очищать).

Рис. 6.9. Кожухотрубчатый теплообменник[1] h

/ — кожух; 2—крышка; ¿—трубная решетка; 4— трубы

Здесь и далее цифрами I и II на рисунках обозначены входы и выходы соответствующих потоков теплоносителей.

Рис. 0.10. Диухходошн1 (но груонпму нрос 1 parte i пу) кожухотрубчатый теплообменник

Рис. 0.11. Двухходовой (по межтрубному нрос гранству) кожухотрубчатый теплообменник

Кожухотрубчатый теплообменник (рис. 6.9) представляет собой аппарат, состоящий из пучка труб 4, жестко закрепленных в трубных решетках 3 и ограниченных кожухом 1 и крышками

2 со штуцерами. Крышки и трубы образуют трубное пространство, а между кожухом и наружной поверхностью труб имеется межтрубное пространство.

Трубное и межтрубное пространства, по которым движутся теплоносители, разделены между собой поверхностью теплообмена, причем каждое из них может быть поделено перегородками па несколько ходов (па рис. 0.10 изображен многоходовой теплообменник, которым имеет два хода по трубному пространству). Перегородки устанавливаются с целыо увеличения скорости движения теплоносителей, а следовательно, и интенсивности теплообмена. В этих аппаратах с помощью перегородок в крышках трубы делятся на секции, которые последовательно проходит жидкость. Число труб в секциях одинаково. В многоходовом теплообменнике по сравнению с одноходовым той же поверхности скорость и коэффициент теплоотдачи возрастают соответственно числу ходов.

Для повышения коэффициента теплоотдачи со стороны жидкости, движущейся в межтрубпом пространстве, в нем также устанавливаются перегородки. Перегородки могут быть продольными (рис. 6.11) и поперечными (рис. 6.12). Различают следующие поперечные перегородки '(рис. 6.13): сегментные, секторные, кольцерые. Наибольшее распространение получили сегментные перегородки. В горизонтальных теплообменниках

Рис. 6.12. КожухотрубчлтыИ теплообменник с поперечными перегородками п межтруб* ном прострпнстпе

Рис. 6.13. Схемы поперечных перегородок Трубного пучка:

а —сегментные; б —секторные: в —чередующие кольца и диски; г —сплошные диски с отверстиями на 1,5—2 мм больше наружного диаметра труб

эти перегородки являются одновременно промежуточными опорами для труб.

Перегородки в межтрубном пространстве изменяют направление движения теплоносителя так, что наружная поверхность труб омывается преимущественно в поперечном направлении, т. е. по принципу смешанного тока.

Способ соединения труб п трубных решетках определяется свойствами материалов, применяемых для данной конструкции. Трубы в трубных решетках закрепляют (рис. 6.14) развальцовкой, сваркой, пайкой и т. д. Чаще используют развальцовку. Иногда трубы крепят с помощью разъемных сальниковых устройств, допускающих свободное продольное перемещение труб.

Размещение труб в решетках осуществляется по периметрам правильных шестиугольников (рис. 6.15,а), по концентрическим окружностям (рис. 6.15,6) и по вершинам квадратов (рис. 6.15,в).

Наиболее часто трубы размещают по периметрам правильных шестиугольников. Число труб в трубных решетках

Рис. 6.14. Закрепление труб в трубных решетках: а — ра звальцовкой; б—сваркой: в—пайкой

рассчитывается по уравнениям:

и = Зсе (й -|- 1) 1; Ь = 2# -{- 1,

где п — общее число труб; а — число шестиугольников; Ь — число труб' по диагонали наибольшего шестиугольника.

Внутренний диаметр корпуса аппарата рассчитывают по уравнениям: 1) для одноходовых аппаратов

Лш= 1.1' V" или /■>..!. = /(/■>—!) + 4г/„;

2) для многоходовых аппаратов

£>„„ = 1,1/ -\Гф\.

Здесь ¿ — шаг труб; га —число труб; г| = 0,6 -г- 0,8 — коэффициент заполнения трубной решетки.

Расстояние между трубными решетками, т. е. активная длина трубок:

I =» /г/(лй,Ср'гг),

где Р — площадь поверхности теплообмена, м2, с1с[, = (<!„ + ¿п)/2 — расчетный диаметр трубы, м; п число трубок и одном ходу; г — число ходов.

Полная высота кожухотрубчатого теплообменника складывается I! I активной (рабочей) длины труб и высоты распределительных камер;

// = I + 2А,

где /[ = 200 -Н 400 — высота распределительной камеры, мм.

Диаметр труб и шаг трубного пучка (расстояние между осями соседних труб) существенно влияют на компактность и массу теплообменника. Для стандартных труб с наружным диаметром = 16; 20; 25; 38,5 мм, размещенных по периметрам правильных шестиугольников, принимают шаг, равный при развальцовке

1,3 -Ь 1 ,(> й,и при сварке 1,25 </„.

Кожухотрубчатые ! еп.тообмеп....... располагаются вертикаль

но или горизомта.чыи>.

При разности температур между теплоносителями свыше 50°С возникают температурные напряжения, которые могут превысит!, предел прочности материала; в результате, появляются неплотности, нарушается герметнчпость.

Для компенсации неодинакового удлинения труб и корпуса аппарата используют теплообменники с линзовыми компенсато-

Рис. 6.15. Размещение труб в решетках кожухотрубчатых теплообменников:

§— по периметрам правильных шестиугольников; б —по концентрическим окружностям; в — о вершинам квадратов

11Р-

ь

\'

ь

Рис. 6.16. Кожухотрубчатый теплообменник с сальниковым устройством для компенсации неодинакового удлинения труб и корпуса

Рис. 6.17. Кожухотрубчатый теплообменник с линзовым компенсатором

рами, с плавающей головкой, с и-образными трубами, а также теплообменники с сальниковыми устройства-м и (рис. 6.16).

Наиболее распространены аппараты с линзовыми компенсаторами (рис. 6.17), которые применяются, когда температурные деформации не превышают 10 —15 мм, а условное давление не превышает 2,5 МПа.

Линзовые компенсаторы (рис. 6.18) ввариваются между обечайками кожуха. Различают следующие виды линзовых компенсаторов: тарельчатые, торовые, трапецеидальные.

Кожухотрубчатые теплообменники с плавающей головкой (рис. 6.19) применяют для нагрева или охлаждения жидких и газообразных сред в пределах рабочих температур от минус 30°С до плюс 450 °С и условного давления 1,6—

6,4 МПа в трубном или межтрубном пространстве. Подвижная трубная решетка позволяет трубному пучку свободно перемещаться независимо от корпуса. Кроме того, трубные пучки легко вынимаются из корпуса для ремонта, чистки или замены.

в

Рис. 6.18. Линзовые компенсаторы: а —тарельчатый; б — торовшй; в— трапецеидальный

о

* /| 71

¿та

 | II

и

г

Рис. 8.19. КоЖухотрубчаты§

теплообменники с плавающей головкой:

а — открытый тип} б— закрытый тип

71

Теплообменники с и-образными трубами (рис. 6.20) имеют одну трубную решетку, в которую ввальцо-ваны оба конца каждой и-образиой трубы. Корпус теплообменника не связан жестко с трубами, и каждый элемент может удлиняться, пс вызывая термических напряжении I! местах присоединения. Недостатком таких теплообменников является трудность внутренней очистки труб.

Кожухотрубчатые теплообменники имеют следующие условные обозначения: конденсаторы — К, испарители — И, теплообменники— Т, холодильники — X. Вторая буква условного обозначения показывает наличие конструкционных устройств для компенсации температурных деформаций: ТН — теплообменник с неподвижными трубными решетками; ТП — теплообменник с плавающей головкой; ХК — холодильник с температурным компенсатором на кожухе; ИУ — испаритель с и-образными трубками.

Например, условное обозначение теплообменника

1000ТПГ-1- 16-Б9 1Г100 -7,4, *

-20ПГ4- (10(.1 15122 — 70) показывает, что теплообменник с неподвижными трубными решетками в горизонтальном

’\ V -? М в"

, V

Л

-04

П

Т

Рнс. 6.20. Кожухотрубчатый теплообменник с и-образнымн трубами

Рис. 0.21. Теплообменник типа „труба в трубе":

/ — внутренний труба; 2— наружная труба: 3— соединительные калачи

исполнении (буква Г в числителе) имеет кожух диаметром JООО мм, неразъемные распределительные камеры (цифра 1 в числителе); рассчитан на условное давление 16 МПа; трубы Имеют наружный диаметр 20 мм, гладкие (буква Г в знаменателе), длиной 6 м; число ходов в трубном пространстве 4. Обозначение Б9 в числителе указывает материалы кожуха и трубок в соответствии с ГОСТ 15122—79.

Двухтрубные теплообменники, иначе называемые теплообменниками Типа «труба в трубе», состоят из нескольких элементов, расположенных один над другим (рис. 6.21). Каждый элемент состоит из двух труб: наружной трубы 2 и концентрически расположенной в ней трубы 1. Внутренние трубы соединены между собой последоиатс.мыю калачами 3, наружные — патрубками с фланцами.

Для нагревания или охлаждения газообразных сред, поступающих в межтрубное пространство, применяют внутренние трубы с оребрением в виде пластин или наварных шипов.

Высокие скорости теплоносителей в этих теплообменниках позволяют получать высокие коэффициенты теплопередачи, но громоздкость ограничивает их применение.

При площади поверхности теплообмена F, числе секций т, длине трубы одного элемента I общая длина трубы рассчитывается по уравнению:

I = FI(nilcpm),

а число элементов п каждой секции, если 1 = 3 — 6 м (реже 12 м):

п =-=///;.

Теплообменники типа «труба в трубе» подразделяют на аппараты жесткой конструкции (типа ТТ), с сальниками на одном или на обоих концах труб (типа TTC) и с оребренными внутренними трубами (типа ТТР).

Теплообменники типа ТТ применяют для нагрева и охлаждения жидкостей при давлении теплоносителей до 2,5 МПа и при температуре теплоносителя, пропускаемого по внутренним трубам, до 450 °С. Теплообменники типа «труба в трубе» могут компоноваться путем последовательного соединения их в секции и параллельного соединения секций между собой. Это позволяет создавать теплообмеипые аппараты с поверхностью от 1 до 250 м2.

Оросительные трубчатые теплообменники состоят из расположённых друг над другом прямых горизонтальных труб, соединенных между собой калачами, и орошаемых снаружи водой.

В ороентелыюм трубчатом теплообменнике (рис. 6.22) охлаждаемая жидкость поступает в нижнюю трубу и удаляется из верхней трубы, на которую поступает вода, равномерно распределяемая в виде капель и струек из оросительного устройства с зубчатыми краями. Вода омывает нижележащие трубы и за-

JvVvV^Л^AVv^AAAЛЛAЛЛ^ | 
Рис. 6.22. Оросительный теплообменник:1 — желоб для подачи воды; 2—калач; 3— труба; 4 — поддон

тем сливается и поддон. Для создания большей поверхности теплообмена оросительные теплообменники ныполпяют мпогосек-цпоппымн.

Оросительные теплообменники отличаются простотой изготовления, легкостью монтажа, очистки и эксплуатации. К недостаткам их следует отнести громоздкость, низкий коэффициент теплопередачи, чувствительность к изменениям температуры окружающей среды.

Применяются эти теплообменники почти исключительно в качестве холодильников для жидкостей и газов или конденсаторов.

Погружные змеевиковые теплообменники. Такой теплообменник (рис. (>.2Л) представляет собой спиральный змеевик 3, заключенный в корпус /. Для увеличения скорости потока среды, омывающей наружную понсрхносп, змеевика, в корпусе устанавливают внутренний стакан 2.

Змеевик, по которому движется один теплоноситель, погружен в другой теплоноситель, находящийся в корпусе.

Диаметр змеевиковых теплообменников составляет 300— 2000 мм в зависимости от размеров сосуда.

7 | 
й: | ----
сг | -
о. | —
а | Г-'з"-
а | ; —- -
а. | :гг-

Диаметр трубы змеевика ¿¿=25-^75 мм, шаг между витками Ъ — (1,5Ч-2)с/. Длина трубы змеевика определяется необходимой площадью поверхности теплообмена /7 и равна / = Г/(т1). Число витков змеевика: п — Высота змеевика: Н = пй-\-(п—1)6 + 2а, где а =э.

£ Рис. 6.23. Погружной змеевиковый теплообменник; 1 — корпус; ¿—внутренний стакан; 3— змеевик

р устройство, б—схема движения теплоносителей; 1 — нечетные каналы; 2, 4—головные Плиты, 3-четные каналы; 5-стяжное винтовое устройство

150 300 мм — расстояние от нижней до верхней части

корпуса.

Погружные змеевнкоиые теплообменники отличаются чрезвычайной простотой устройства, но вследствие низких значений коэффициентов теплопередачи из-за свободной конвекции у поверхности труб характеризуются малой производительностью.

При установке мешалок они должны вращаться в направлении, противоположном движению теплоносителя в змеевике.

Пластинчатые теплообменники. Конструкция пластинчатого теплообменника зависит от предъявляемых к нему производственных требований. Отличительной особенностью этих теплообменников (рис. 6.24, а) является то, что поверхность их нагрева состоит из гофрированных пластин 1 и 3, соединяемых последовательно и снабженных промежуточными прокладками. С помощью пластин создается система узких каналов шириной 3—-6 мм с волнистыми стенками. Теплоносители движутся в каналах между смежными пластинами, омывая противоположные боковые стороны каждой пластины.

Пластины стянуты стяжным винтовым устройством 5 между головными плитами 2 и 4. Теплоноситель I движется по нечетным каналам 1, теплоноситель II — по четным каналам 3.

Все пластины в теплообменнике собираются в пакеты. Пакетом называют группу пластин, между которыми теплоноситель движется в одном направлении.

Собранные в пакеты пластины образуют плоскопараллельные каналы, по которым проходят теплоносители (рис. 6.24,6). Пакеты с небольшим числом пластин в каждом соединяются после- .[1] довательно по ходу теплоносителя.

Площадь поверхности теплообмена одной пластины Р 1 для теплообменников без промежуточных листов: —Р/п, с проме

жуточными листами: Р\ = /*’ [2 (и — 1) ], где Р — общая площадь поверхности теплообмена, м2; /г — число каналов теплообменника.

Суммарная длина каналов в одной пластине: I = Р\/(пс1эг), где с10 — эквивалентный диаметр канала, м; г — число каналов на одной стороне пластины.

В одном пластинчатом теплообменнике с помощью промежуточных пластин часто создают процессы нагревания и охлаждения различными тепло- и хладоносителями.

благодаря малому расстоянию между пластинами, достигаются большие скорости движения теплоносителей и высокие коэффициенты теплопередачи при сравнительно низком сопротивлении.

Теплоносители можно припускать через пластинчатый теплообменник противотоком, прямотоком и по смешанной схеме.

Недостаток этих аппаратов состоит в том, что диапазон рабочих температур и сред ограничен термической и химической стойкостью прокладочных материалов.

В зависимости от теплофизических свойств рабочих сред применяют прокладки из следующих термостойких резин: марок СУ-359, иРП-1225, иРП-1377, иРП-1401, 51-1481, иР-79 и др.

ГОСТ 15518—83 предусматривает теплообменники в четырех исполнениях: 1 — на консольной рамс; II — па двухопорной раме; III — на трехопорпон рлмс; IV-.ua двухопорной раме с промежуточной плитой.

Расчет и выбор п.ысшпч.-пых теплообменников выполняется по методике, изложенной н 1>ТМ 26-01-107—78 «Теплообменники пластинчатые. Методы тепловых п гидромеханических расчетов».

Спиральные теплообменники. Такой теплообменник (рис. 6.25) состоит из двух спиралей, входящих одна в другую и образующих таким образом каналы 1 и 2 четырехугольного сечения, боковые й^енки которых образуют две торцевые крышки 4 и 5. Перегородка 3 в центре теплообменника разделяет полости входа и выхода теплоносителей.

Спирали изготовляют так, что торцы листов лежат строго, в одной плоскости. Затем их помещают между дисками, являющимися торцевыми крышками аппарата, и стягивают болтами. Для герметизации между крышками и листами но всему сечению теплообменника помещают прокладку из резины, паронита и т. п. Это обеспечивает работу теплообменника под избыточным давлением до 1 МПа.

/, 2—каналы для теплоносителей; 3—перегородка; 4, 5—торцевые крышки

Ширину канала между листами принимают в пределах 8—■ 16 мм, а шаг спирального теплообменника— 12—22 мм в зависимости от толщины листа.

Шаг спирали определяют по уравнению! £ £> -{-6, где Ь —

ширина канала, мм; б — толщина листа, мм.

Длина листов спиралей: I = Р/(2к), где Б — площадь поверхности теплообмена, м2; /1 = 0,24-1,5 — высота спиралей, м.

Наружный диаметр спирального теплообменника: И,, = й 4- 2п1 -|- б, где и — диаметр первого витка; п — число витков; t — шаг спиралей; б — толщина листов спирали.

Спиральные теплообменники бывают горизонтального и вертикального типов; их устанавливают часто блоками по два, четыре и восемь аппаратов.

В спиральных теплообменниках обеспечивается возможность движения жидкости с высокими скоростями и создания чистого противотока, что дает максимально достижимую среднюю разность температур и высокие коэффициенты теплопередачи.

Эти теплообменники компактны, но сложны в изготовлении.

В зависимости от технологического назначения различают три типа спиральных теплообменников (ГОСТ 12067—80),

Пример условного обозначения аппаратов: теплообменник спиральный 1-50-6-8-3 (ГОСТ 12067—80)—это теплообменник типа 1, с площадью поверхности теплообмена 50 м2, на давление 0,6 МПа (6 кгс/см2), с шириной канала 8 мм, изготовлен из стали марки СтЗ.

Оребренные теплообменники. Такие теплообменники применяются с целью увеличения поверхности теплообмена со сторону теплоносителя, имеющего низкие значения коэффициента теплоотдачи по сравнению со вторым теплоносителем, участвующим в теплообмене.

Рис. 6.26. Типы оребрения поверхностей теплообмена:

а — ребристые трубки; б — трубка со спиральным оребреппем; в— чугунная трубка с днух* Сторонним оребреппем; г — чугунная трубка с: пнутрепним ороброппем; д—прополочное бис-Пиралыюе преоргпие; с п.чапникпппг оргпргнпс; не мши-, цн-орш1 гая трубка

Оребреино, нопользуемос как н пластинчатых, так и в трубчатых теплообменниках, является га к же эффективным средством повышеппя компактности аппарата. В труОчатом теплообменнике установка ребер ночможпа только с одной стороны, в пластинчатом— с обеих сторон рабочей поверхности.

Условием нормальной работы оребренных теплообменников является хороший контакт между основанием ребер и стенкой трубы, обеспечивающий равенство температур стенки и основания ребра. В литых ребристых трубах это требование выполняется полностью.

Типы оребрения поверхностей теплообмена представлены на рис. 6.26.

Наиболее распространены орсбрепные теплообменники с поперечными круглыми и прямоугольными ребрами. Поперечные ребра широко применяются в пластинчатых калориферах (рис. 6.27). Иногда ребра выполняют навивкой металлической ленты, поставленной на ребро. Лента впрессовывается в жело-рис. 6.27, Пластинчатый калорифер!

У —кожух; 2—пластинчатые ребра

X)5Е=3оо5к:" | 

бок на наружной поверхности трубы и после этого запаивается или приваривается.

Целесообразной формой сечения ребра по теоретическим соображениям (наименьшее количество материала при максимальной теплоотдаче) является треугольная. Она применяется в чугун-ных игольчатых теплообменниках с иглами па внешней и внут« ренней стороне.

При продольном обтекании труб используют-продольные реб* ра плавникового типа.

Для охлаждения воздуха в замкнутом вентиляционном контуре электрических генераторов нашли применение теплообменники с проволочным биспиральным оребрением.

Для сжатых газов и жидкостей применяются теплообменники с многоребристыми трубами, оребрение которых осуществлено приваркой волнистой ленты, образующей ребра с просветом 10 мм (рис. 6.26).

Конструкции оребренных теплообменников разнообразны.

Теплообменники с поверхностью теплообмена, образованной станками аппарата. Для обогрева п охлаждения реакционных аппаратов применяют различные устройства, б которых поверхность теплообмена образуется стенками самого аппарата. К числу таких устройств относятся рубашки (рис. 6.28).

Цилиндрический корпус аппарата 1 помещается в кожух—■ рубашку 2 таким образом, что между внутренней поверхностью кожуха и наружной поверхностью корпуса аппарата образуется

герметически замкнутое пространство, в которое через верхний штуцер подается греющий теплоноситель (обычно пар), а через нижний штуцер отводится (при паровом обогреве) конденсат. При охлаждении холодный теплоноситель поступает -1 снизу через инжний штуцер. Корпус закрывается крышкой 4, на которой имеются штуцеры, люки и привод мешалки 3.

40^ | 

—2

Рубашки изготовляют съемными (на болтах) и неразъемными (приварными). Приварные рубашки проще по устрой-

м

ли

Рис. 6.28. Аппарат с рубашкой и мешалкоК:

Теплоноситель

1—корпус; 2—рубашка; 3—мешалка; 4—крышка

I |  | б

>

>

>

Из пространства, ограниченного рубашкой, необходимо удалять воздух, чтобы не допустить образования так называемых воздушных мешков,

ству и изготовлению, но исключают возможность чистки и «смотра наружной стенки аппарата.

Рис, В.26. Варианты исполнения змеевиков:

а — из труб, залитых в стенках аппарата; б— из тру(}г приваренных многослойным швом; б —из угловой стали; г—из разрезанных по образующей (половинок) труб

которые полностью выключают поверхность нагрева в том ме-|№е, где они образуются.

Рубашки обладают ограниченной поверхностью теплообмена. Применяемые давления теплоносителей в рубашке не должны превышать 1 МПа, поскольку при больших давлениях необходимо увеличивать толщину стенок.

Для повышения давления греющего теплоносителя примеряют аппараты, в чугунные стенкп которых заливается змее-6 и к (рис. 6.29, а).

Более совершенны аппараты для нагревания теплоносителями высоких давлений (до 25 МПа), в которых стальной змее-Йик приваривается к наружной поверхности корпуса аппарата (рис. 6.29, б).

Иногда к стенкам корпуса аппарата приваривают стальные угольники (рис. 6.29, в) или половинки труб, разрезанных вдоль оси (рис. 0.29, г). Аппараты таком конструкции применимы при давлении до 60 МПа, однако они чплчптельно проще в изготовлении и обеспечивают лучшую ченлопередачу, чем аппараты с пр ив а р ен ны м и з м сев и к а м 11.

Блочные теплообменники. Эти теплообменники выполнены в форме блоков, имеющих проточные каналы, по которым протекает жидкость. Блоки изготовляются из графита, который для устранения пористости предварительно пропитывают синтетическими смолами.

Теплообменники состоят из прямоугольных блоков размерами 350 X 350 X 350 и 350 X 350 X 700 мм или цилиндрических блоков. Каждый блок имеет просверленные вертикальные каналы (диаметром 12—28 мм) для агрессивной среды и горизонтальные каналы (диаметром 12 мм) для охлаждающего или нагревающего теплоносителя. Блоки устанавливаются один на другом с прокладками между ними.

По сторонам блоков располагаются распределительные крышки, которые прижимаются на прокладках с помощью болтов.

В качестве прокладок применяют теплостойкую резину, комбинированные прокладки из резины и фторопласта, а также фторопластовый уплотнительный материал (ФУМ), допускающие температуру агрессивной среды от минус 18 °С до плюс 150 °С, Рабочее давление греющего пара —не более 0,3 МПа.

Углеграфитовые теплообменники могут иметь различные конструкции. Они могут быть кожухотрубчатыми со стальным кожухом и с трубными досками, крышками из углеграфита, если греющий теплоноситель неагрессивен, а также полностью из углеграфитовых деталей, например пластинчатых, в которых с одной стороны пластины проходит один теплоноситель, а с противоположной — другой.

Кожухоблочпый теплообменник (рис. 6.30), предназначенный для нагрева или испарения кислот насыщенным водяным паром, снабжен четырьмя цилиндрическими блоками, в каждом из которых имеются маленькие горизонтальные и вертикальные круглые отверстия. Пар поступает в кожух и конденсируется в горизонтальных отверстиях. Кислота проходит по вертикальным отверстиям и нагревается через стенки паром.

Для изготовления блочных углеграфитовых теплообменников применяются как прямоугольные, так и цилиндрические блоки,

К преимуществам этих аппаратов относятся сравнительная простота изготовления и компактность, коррозийная стойкость.

Аппараты могут быть собраны без применения замазок и клеев, они прочны и надежны в работе, легко разбираются и обеспечивают иптенешшый теплообмен.

Кислота
Кислота.Рис. 6.30. Блочный кожухотрубчатый теплообменник с круглыми графитовыми блоками!I — металлические фланцы; 2—крышка из графита; 3-~металлический кожух; 4—графитовый блок; 5 — анкерная связь

Теплоноситель

_£_, 1

П П и Л Д Л Л Л Л Л I I I. . I 1 , п

ИЦ-1.У 2ГУ-^У..У.1У У| I |' ') р-д

т '

I Материал

1- | .. -ГГ. , /1 Л » . л Л * А Л А 1 |  | / | \
 |  |  |  | О
т

Теплоноситель

Рис. 6.31. Шнековый теплообменник:

/ — корпус; 2— рубашка; 3, 4 — шнеки; 5 —сальники

ш исковые теплообменники. I Инепспфикацпя теплообмена в шаеконом теплообмепппке (риг. 0.31) осуществляется за счет непрерывного обновлении поверхности материала, который соприкасается со стенками аппарата. Обновление поверхности происходит в результате вращения винтообразных валов навстречу друг другу с одновременным перемешиванием и перемещением материала вдоль шнека.

Материал, обладающий низкой теплопроводностью (высоковязкие жидкости, сыпучие вещества), подвергающийся тепловой обработке, поступает через загрузочное отверстие в корпус / теплообменник;] с рубашкой 2 п перемешивается с помощью шнеков 3 и 4. При этом происходит тепловая обработка (нагревание пли охлаждение) материала; который перемещается к противоположному концу корпуса, т. е. к разгрузочному бункеру.

Теплоноситель подастся в рубашку; иногда для увеличения поверхности теплообмена валы шпеков делают полыми, для герметичности снабжают сальниками 5 и внутрь по всей длине шие-ка и в пустотелые витки подают теплоноситель.

Регулирование обогрева может осуществляться как с помощью теплоносителя, так и скоростью перемещения материала.

При небольшой опорной поверхности теплообменник данной конструкции имеет относительно большую поверхность нагрева.

Шнековые теплообменники занимают мало места, высокоэффективны и могут быть приспособлены к различным производственным условиям путем объединения нескольких аппаратов в один агрегат. Площадь поверхности нагрева шнека при длине

3 м составляет 2,6 м2 (без рубашки).

Шнековые теплообменники требуют затрат сравнительно большого количества энергии.

Смесительные теплообменные аппараты, широко применяемые в химической промышленности, работают без разделительной стенки между теплоносителями. Поэтому теплообмен происходит при непосредственном соприкосновении теплоносителей и сопровождается массообменом.

В зависимости от назначения смесительные теплообменники имеют различные технические названия и применяются: 1) в качестве конденсаторов смешения для создания разрежения в установках, работающих под вакуумом (выпарных аппаратах, 6а-куум-сушилках, вакуум-фильтрах); 2) для воздушного охлаждения в градирнях больших количеств циркуляционной воды от водоемких технологических процессов; 3) для осушения и увлажнения воздуха в кондиционерах; 4) для очистки воздуха и газа от пыли, смолы путем промывки водой в скрубберах; 5) для нагрева растворов погружными горелками в выпарных аппаратах.

По конструктивным признакам различают следующие типы теплообменников смешения: 1) полые колонны, в которых жидкость распыливается форсунками в газовую среду; 2) насадоч-ныне колонны, в которых смешение газа с жидкостью происходит на смоченной поверхности насадки; 3) каскадные аппараты, имеющие внутри горизонтальные или наклонные перегородки, по которым стекает жидкость; 4) струйные аппараты, где нагревание воды происходит эжсктнруемым и инжектирующим паром;

5) пленочные подогреватели, и которых пода нагревается водяным паром почти до температуры насыщения пара; 6) пленочные аппараты, используемые для улавливания из газов плохо-смачиваемой (гидрофобной) пыли.

Градирни рассматривались в разделе 6.4, а аппараты с бар-ботажем в разделе 6.3. Поэтому остановимся на конденсаторах смешения и аппаратах с погружными горелками.

Конденсаторы смешения используются для создания вакуума в различных аппаратах в результате конденсации отсасываемых из них паров. Для отвода теплоты конденсации паров служит холодная вода, которая, смешиваясь с конденсатом, сливается в канализацию.

Различают прямоточные и протпвоточные конденсаторы смешения (в зависимости от направления потока пара и воды), конденсаторы высокого и низкого уровня (в зависимости от высоты его расположения).

Противоточный смесительный конденсатор с барометрической трубой. Барометрические конденсаторы являются наиболее распространенными и применяются для конденсации пара и создания вакуума в дистилляционных и выпарных установках большой производительности.

В барометрическом конденсаторе (рис. 6.32) пар, поступающий в корпус 1 через нижний штуцер навстречу воде, подаю-/ — корпус; 2 — сегментные полки; 3—газоотделя* тель; 4 — барометрическая труба; 5 — барометричес-хшй ящик

щейся через верхний штуцер на сегментные пли кольцевые дырчатые полки шш тарелки, соприкасается со стекающей водой и конденсируется.

Охлаждающая вода каскадно стекает сверху вниз с одной полки на другую, образуя сплошную завесу из брызг и струй. В сегментных тарелках помимо того, что вода переливается через борта, значительная ее часть стекает струйками через большое число отверстий, имеющихся на всей поверхности тарелки. Такое устройство обеспечивает хороший теплообмен.

Вода, смешанная с конденсатом, удаляется через барометрическую трубу 4, образующую барометрический затвор, а несконденси-ровавшиеся газы отсасываются через газоотделитель 3, где отделяются от увлеченных брызг воды. Отсюда вода стекает самотеком через барометрическую трубу (высотой около 10 м) вместе с основной смесью конденсата и воды в барометрический ящик 5.

В качестве вакуум-насосов для отсасывания воздуха (с небольшим количеством увлекаемого насосом пара) из газоотде-лителя чаще всего применяются водо^ и пароструйные компрессоры-эжекторы или водокольценые насосы.

Прямоточны н к о н д е п с а т о р см с ш е и и я получил применение для установок умеренной производитель/гости и обычно располагается на том же уровне, что и основные аппараты.

В прямоточный конденсатор смешения (рис 6.33) вода поступает через форсунки 4 без насоса, под действием имеющегося в корпусе 1 разрежения. Пары поступают в конденсатор сверху. Смесь воды и конденсата пара откачивается центробежным насосом 2. Для поддержания вакуума при конденсации воздух с некоторым количеством пара удаляется струйным насосом 3.

Аппараты с погружными горелками (АПГ). В этих аппаратах продукты сгорания непосредственно соприкасаются с нагре* ваемой жидкостью.

В горелку 3, опущенную в жидкость, находящуюся в корпусе 1, подается газ и воздух для горения (рис, 6.34). При бар-

Пар
Рис. 6.33. Прямоточный конденсатор смешения:/—корпус; 2 — центробежный насос; 5— струйный насос; 4 — форсунки

Рис. (1.34. Теплообменяый аппарат с погружными горелками:

1 — корпус; 2—барботажная решетка; 3 — горелка; 4 — штуцер опорожнения

ботаже образующихся продуктов сгорания через решетку 2 Происходит равномерное диспергирование потока газа па мелкие пузырьки, которые, «сплывая, отдают свою теплоту жидкости и одновременно насыщаются парами воды. За счет этого значительно повышется интенсивность теплоотдачи.

При непосредственном контакте продуктов сгорания с жидкой средой теплообмен протекает с малыми потерями. Ко-, эффициент использования теплоты сгорания топлива в погружной горелке при испарении жидкостей достигает 95—96 %.

Наиболее часто аппараты с погружными горелками применяются в выпарных установках для выпаривания коррозионноактивных жидкостей.

Регенеративные теплообменники

В регенеративных теплообменниках передача теплоты происходит посредством соприкосновения одного теплоносителя с ранее нагретыми телами — неподвижной или перемещающейся насадкой, периодически нагреваемой или охлаждаемой другим теплоносителем.

В качестве насадки используются огнеупорные кирпичи, металлические пластины и шары и алюминиевая фольга. Огнеупорные кирпичи укладываются в регенераторах разными способами: в виде сплошных каналов (насадка Каупера), с промежутками в коридорном порядке (простая насадка Сименса) или

Рис. 6.35. Регенеративный теплообменник с неподвижной насадкой:

Горячий теплоноситель

Г—левая камера с насадкой; 2, 4— патрубки; 3 —правая камера с насадкой

Рис. 6.36. Регенеративный теплообменник с движущейся насадкой:

/ — камера охдцждеш/я; 2 -камера нагревании; 3 диски; 4 - ковшовый '»локатор

с промежутками в шахматном порядке. Металлическая насадка имеет большую поверхность теплообмена и применяется в виде профильных металлических листов, гофрированной ленты и шаров различного диаметра.

Несмотря на громоздкость регенераторов с неподвижной кирпичной насадкой, они находят наибольшее применение, особенно в тех случаях, когда использование металла не представляется возможным,

Регенеративные теплообменники с неподвижной насадкой. В таких теплообменниках (рис. 6..45) и период времени, соответствующий положению перекидных шиберов, изображенному на схеме, п правом камере И пропускается горячий теплоноситель и происходиI пигреп насадки; и то же прсмя в левой камере 1 пропускается холодный теплоноситель, который нагревается за счет ранее нагретой в этой каморе насадки. Через определенное расчетом время перекидные шиберы переключают в противоположное положение, и процесс теплообмена идет в обратном направлении. Переключение шиберов происходит автоматически.

Регенеративный теплообменник с движущейся насадкой.

В регенераторах непрерывного действия с движущимся твердым промежуточным теплоносителем (рис. 6.36), служащих для нагревания газов, твердый теплоноситель непрерывно перемещается при помощи механического ковшового элеватора 4 и подается на вращающиеся диски 3, регулирующие подачу твердых частиц в камеры охлаждаемого и нагреваемого газов (2 и /).

В качестве движущейся насадки используют твердые частицы и шарики из каолина, диабаза, алунда, оксида алюминия,

магния, циркония и других жаростойких материалов размером 8—12 мм. Кроме того, материал должен быть химически стойким, обладать высокими показателями на истирание и удар.

Зернистые материалы в зависимости от размеров частиц имеют большую удельную поверхность — до 105 м2/м3.

В камере 1 происходит нагревание движущейся насадки, горячими газами (чаще дымовыми). В. камере 2 насадка отдает теплоту нагреваемому газу. Таким образом, происходит постоянный теплообмен.

К недостаткам этих теплообменников следует отнести необходимость установки обеспыливающих устройств, герметизации охлаждаемого и нагреваемого газов и абразивный износ трактов движения насадки.

6.6. ТЕПЛООБМЕН В КИПЯЩЕМ (ПСЕВДО0ЖИЖЕННОМ| СЛОЕ

Для интенсификации нагревания, обжига, горения, сушки и некоторых других процессов широкое применение нашли установки с так называемым кипящим слоем.

Кипящим слоем называют взвешенный слой, когда масса мелкозернистых твердых частиц в восходящем потоке газа (обычно воздуха) в результате непрерывного перемешивания приходит в легкоподвижное состояние, напоминая кипящую жидкость.

Благодаря интенсивному перемешиванию твердых частиц, в кипящем слое выравнивается ноле температур, что исключает местные перегревы.

Теплообмен осуществляется: 1) между частицами твердого материала и газовым потоком; 2) между кипящим слоем и поверхностью теплообмена, расположенной в слое или вне аппарата.

Теплообмен в кипящем (псевдоожиженном) слое складывается из конвективного переноса теплоты от ожижающего агента к твердым частицам и переноса теплоты внутри самих .частиц. Количество теплоты <3, переданное в единицу времени от ожижающего агента к твердым частицам, определяется по уравнению:

= аГ А/,

где а — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2К); /•’ — площадь поверхности

теплообмена, принимаемая равной суммарной площади поверхности твердых частиц в слое, м2; Ы — средняя разность температур между газом и твердыми частицами, К.

Теплообмен между частицами твердого материала и газовым потоком зависит от состояния слоя.

При теплообмене между кипящим слоем и стенкой теплообменная поверхность помещается внутри слоя в виде змеевиков (рис. 6.37), труб или теплота передается через стенки аппарата.

Рис. 6.37. С кигтящил!

слоем:

Г лз
Твердая • фаза ■■ч —=р!Твердаяфаза*я | !з | Нагретаябода
5ГЪ5^ | -1Холоднаябода
* | 
Газ

( — корпус; 2—змеевик; 3—-кипящий слой

Ввиду высокой интенсивно» сти теплопереноса от кипяще-го слоя к стенке аппарата до* стпгается быстрый подвод или отвод теплоты.

Коэффициент теплоотдачу между взвешенным слоем и, поверхностью теплообмена увеличивается с повышением скорости газа до определенно* го максимального значения, При дальнейшем повышении скорости газа уменьшается объемная концентрация частиц, увеличивается порозность слоя и уменьшается коэффициент теплоотдачи. Коэффициенты теплоотдачи к ногружештп » слой поперхноетн составляют 100—1100 Вт/(м2- К).

Коэффициент теплопередачи в теплообменниках с кипящим слоем получается более высоким, чем в обычных газовых трубчатых теплообменниках. Его значение возрастает, если кипящий слой имеет высокую температуру и кроме конвекции теплота передается радиацией. Общий коэффициент теплопередачи для обогреваемых через рубашку цилиндрических аппаратов с кипящим слоем, работающих периодически, имеет высокое значение и изменяется в пределах 500—840 Вт./(м2-К).

Теплообменные аппараты с псевдоожнжепным слоем могут быть периодического н непрерывного действия.

Из перподнческндейстнующпх аппаратов твердые частицы не выводятся до своей полной отработки. В аппаратах непрерывного действия осуществляется постоянный вывод отработанных твердых частнп. н замена их свежим зернистым материалом.

Для получения противотока дисперсных частиц и ожижаю-щего газа в аппаратах непрерывного действия применяется последовательное секционирование на каскад псевдоожиженных слоев. Секционирование применяется также для увеличения равномерности времени пребывания материала.

6.7. ОСНОВЫ ВЫБОРА ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ.

МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ТЕПЛООБМЕННИКОВ

При выборе и создании теплообменной аппаратуры необходимо учитывать такие важные факторы, как тепловая нагрузку аппарата, температурные условия процесса, физико-химические параметры рабочих сред, условия теплообмена, характер гидравлических сопротивлений, вид материала и его коррозийную

стойкость, простота устройства и компактность, расположение аппарата, взаимное направление движения рабочих сред, возможность очистки поверхности теплообмена от загрязнений, расход металла на единицу переданной теплоты и другие технико-экономические показатели.

Экономичное использование качественных материалов, высокий уровень технологии изготовления и полное использование всех достижений теплопередачи дают возможность выбора и создания рациональных теплообменных аппаратов, удовлетворяющих всем перечисленным требованиям.

Химические продукты в той или иной мере всегда вызывают коррозию материала аппарата, поэтому для изготовления их применяются различные металлы {.железо, чугун, алюминий) и их сплавы. Наибольшее применение находят стали. Благодаря способности изменять свои свойства в зависимости от состава, возможности термической и механической обработки стали с низким содержанием углерода хорошо штампуются, но плохо обрабатываются резанием. Добавки других металлов — легирующих элементов — улучшают качество сталей и придают им особые свойства (например, хром улучшает механические свойства, износостойкость и коррозионную стойкость; никель повышает прочность, пластичность; кремний увеличивает жаростойкость).

Легирующие элементы обозначаются буквами: X — хром, Н — никель, М — молибден, Г — марганец, С— кремний, Т — титан, Д—медь, Ю — алюминии и т.д. Например, сталь марки Х18Н12М2Т содержит (в %): углерода — менее 0,1; хрома—18; никеля—12; молибдена — 2; титана — менее 1.

Стали обыкновенного качества (например, СтЗ)’ применяют для изготовления аппаратов, работающих под избыточным давлением до 6 МПа при температурах от минус 30 °С до плюс 425 °С. Для более жестких условий применяют углеродистые стали улучшенного качества — марок 15К и 20К.

Для повышения термостойкости и прочности применяют низколегированные стали 10Г2С1, 16ГС, ЗОХ, 40Х, что позволяет использовать аппараты при температурах от минус 70°С до плюс 550 °С.

Для повышения кпслотостонкостп и жаропрочности аппаратов их изготовляют из хромоппкелевых сталей марок Х18Н10Т, 'Х18Н9Т.

Для очень агрессивных сред применяются высоколегированные стали, например 0Х23Н28МЗДЗТ.

При производстве теплообменных аппаратов корпуса их выполняются из стальных листов (преимущественно толщиной более 4 мм), изготовляемых горячей прокаткой.

Кожухотрубчатые теплообменники применяются ß качестве жидкостных и газовых подогревателей, конденсато

ров и испарителей. Они работают при условном давлении до

6,4 МПа и температурах от минус 30 °С до плюс 450 °С.

Кожухотрубчатые теплообменные аппараты общего назначения изготовляют из углеродистой или нержавеющей стали с площадью поверхности теплообмена от 1 до 2000 м2.

Кожухотрубчатые теплообменники с наружным диаметром кожуха 159—426 мм изготовляют ил стандартных труб. Кожухи теплообменников диаметром свыше 400 мм изготовляют сварными из листового проката углеродистой или нержавеющей стали.

Кожухотрубчатые теплообменники с и-образными трубами применяют для теплообмена при температурах от минус 30 °С до плюс 450 °С и давлении в пределах 1,6—6,4 МПа. Стандартные теплообменники изготовляют с диаметром кожуха от 325 до 400 мм. Кожух и распределительная камера могут быть изготовлены из стали ВМСтЗСн или 16ГС, теплообменные трубы—» из стали 20, в конденсаторах — из сплава АМг2М.

При температурах теплоносителя выше 400°С применяют ле-гиронанные марки стали. 'Грубы для теплообменников выбирают, исходя и,ч агрессивности теплоносителей. Для стандартных теплообменников применяют трубы из углеродистой стали 10 и 20, коррозионностойкой стали 0Х18Н10Т и латуни ЛОМ 70-1-0,06.’ Для конденсаторов применяют трубы из латуни ЛАМш 77-2-0,06. При использовании агрессивных теплоносителей принимают трубы из стали Х5М, а трубные решетки изготовляют из стали 16ГС или двухслойной стали 16ГС-Н + Х18Н10Т.

Теплообменники типа «труба в трубе» применяют для нагрева и охлаждения жидких и газообразных сред при небольших количествах теплоносителей. Эти теплообменники изготовляют из труб углеродистой, стали или нержавеющей стали с наружным диаметром кожуховых труб до 219 мм и длиной до 12 м (в некоторых случаях пз стекла).

О р о с и т е /I ь и ы е т е и л о о б м с и и ы е а и п арат ы используют для охлаждения жидкостей, обладающих агрессивными или термолабильными свойствами. В зависимости от агрессивности теплоносителя для оросительных теплообменников применяют трубы, изготовленные из чугуна, ферросилида, стали, титана и специальных сплавов.

Погружные змеевиковые теплообменники наиболее часто применяют в виде элементов ректификационных колонн и подогревателей. Змеевики изготовляют пз труб черных и цветных металлов диаметром 25—75 мм.

Пластинчатые теплообменные аппараты применяют в качестве холодильников, подогревателей и конденсаторов. Пластинчатые разборные теплообменники с площадью поверхности теплообмена 3—600 м2, собранные из пластин о площадью поверхности 0,2—123 м2, работают при условном дав* лении 0,6—1,0 МПа и температурах среды от минус 30 ЭС до плюс 180°С. Для изготовления пластин применяют оцинкованную сталь 0.8КП-ВГ-1 и коррозионностойкие стали марок 12Х18Н10Т, 10Х17ШЗМЗТ, 06ХН28МДТ и цветные металлы: мельхиор МНЖМц 30-0,8-1, титан ВТ1.

Теплообменники с оребренной поверхностью применяют в тех случаях, когда условия теплоотдачи по обеим сторонам стенки различны, например в трубе происходит конденсация пара, а снаружи труба омывается нагреваемым воздухом.

Ребра в оребренных теплообменниках обычно выполняются нз медных или алюминиевых топких листов. В практике делаются ребристые трубки следующих типов: литые трубки, стальные трубки е напрессованными ребрами и др. Хороший контакт между трубками и ребрами достигается лужением или цинкованием.

Спиральные теплообменники используют для нагрева и охлаждения жидкостей и газов. Теплообменники работают под избыточным давлением до 1 МПа при допустимых температурах от минус 20 °С до плюс 200 °С. Спиральные теплообменники изготовляют из углеродистых сталей ВМСтЗсп4 и ВМСтЗсп5, для агрессивных сред применяют коррозионную сталь 12Х18Н10Т и 10Х17Н13М2Т.

Блочные теплообменники применяют при термической обработке агрессивных жидкостей, паров и газов. Непроницаемые графитовые элементы (блоки, трубы) пропитывают фенолформальдегидной смолой или изготовляют из графитопла-ста АТМ-1 (антегмит).

Термостойкость графитовых блоков, пропитанных фенолформальдегидной смолой, не превышает 130 "С. Для повышения их термостойкости вместо фенолформальдегидной смолы используют кремнийорганические смолы.

Шнековые теплообменники применяют в таких химических процессах, когда необходимо особенно бережно обращаться с материалом при его нагревании и охлаждении. Они широко используются для охлаждения солярового масла и цемента, непрерывного кальцинирования необожженного гипса и нагревания смоляных композиций в различных производствах.

Конденсаторы смешения применяют в том случае, если допустимо смешение конденсирующегося пара с охлаждающей водой, т. е. когда конденсат не представляет ценности и может сливаться в канализацию вместе с охлаждающей водой.

Аппараты с погружными горелками (АП Г) предназначены для нагревания и выпаривания растворов при непосредственном соприкосновении продуктов сгорания или горячих газов с жидкостями. В таких аппаратах можно выпаривать агрессивные растворы кислот, минеральных солей, шламы, взвеси и другие загрязненные жидкости.

Корпуса АПГ и погружные горелки изготовляют из обыкновенной углеродистой стали СтЗ, но для нагревания агрессивных сред они должны изготовляться из легированных сталей, цветных металлов, кислотоупорного камня.

Регенеративные теплообменники используют только при высоких температурах теплоносителей (800—1000 °С), с алюминиевой гофрированной лентой в холодильных установках для глубого охлаждения азота (до минус 185 °С). Регенераторы с движущимся твердым промежуточным теплоносителем применяют для нагрева газов и паров органических жидкостей до высоких температур, при этом используют трубы и камеры из легированных сталей, облицованные карборундом.

Регенераторы криогенных газовых установок должны обладать очень развитой поверхностью теплообмена. Поэтому насадка изготовляется в виде проволоки, с толщиной, не превышающей нескольких десятков микрон, из меди, латуни или бронзы, обладающих высокой теплоемкостью и теплопроводностью. Гофрированная алюминиевая ленточная насадка развивает поверхность теплообмена до 2000 ма/м3 объема.

ГЛАВА 7

ВЫПАРИВАНИЕ РАСТВОРОВ

Выпаривание — это процесс концентрирования растворов твердых нелетучих веществ путем частичного испарения растворителя при кипении жидкости, т. е. когда давление пара над раствором равно давлению в рабочем объеме аппарата.

Выпаривание применяют для концентрирования растворов нелетучих веществ, выделения из раствора чистого растворителя (дистилляция) и кристаллизации растворенных веществ, т. е. выделения нелетучих веществ в твердом виде.

Выпаривание для концентрирования растворов используют в производстве минеральных удобрений, сахара, белкововитаминных концентратов, кормовых дрожжей, т. е. органических полупродуктов. Выпаривание применяют также при концентрировании водных растворов щелочей (едкое кали и едкий натр) , солей (ЫаС1, ЫН4Ы03, Ыа2504), для регенерации различных растворов с целью возврата их в технологический цикл, термического обезвреживания промышленных стоков и т. п.

В качестве примера выпаривания с выделением чистого растворителя из раствора можно привести опреснение морской воды, когда образующийся водяной пар конденсируют и полученную воду используют для различных целей.

Для получения нелетучих веществ в твердом виде выпаренный раствор подвергают последующей кристаллизации, что зна* чительно облегчает хранение, транспортировку и переработку.

В технологических процессах химической промышленности раиболее часто выпаривают водные растворы различных нелетучих веществ.

7.1. СПОСОБЫ ВЫПАРИВАНИЯ

Для нагревания выпариваемых растворов до кипения исполь-еуют топочные газы, электрообогрев и высокотемпературные теплоносители, но наибольшее применение находит водяной пар; характеризующийся высокой удельной теплотой конденсации и высоким коэффициентом теплоотдачи. Пар, используемый для обогрева аппарата, называют первичным, а пар, образующийся при кипенпп раствора, — вторичным.

Нагревание выпариваемого раствора и большинстве аппаратов осуществляется путем передачи теплоты через стопку и только при обогреве топочными газами — путем непосредственного соприкосновения с нагреваемым раствором.

Выпаривание ведут под вакуумом, при атмосферном и повышенном давлениях.

При выпаривании под вакуумом снижается температура кипения раствора, что дает возможность использовать для обогрева аппарата пар низкого давления. Этот способ применим при выпаривании растворов, чувствительных к высокой температуре. Кроме того, имеются потери теплоты в окружающую среду и увеличивается полезная разность температур греющего пара и кипящего раствора, что позволяет сократить поверхность теплообмена и габариты аппарата.

При выпаривании под атмосферным давлением, образующийся вторичный пар обычно не используется и выбрасывается в атмосферу.

Выпаривание под повышенным давлением вызывает повышение температуры кипения раствора и дает возможность использования вторичного пара для обогрева других корпусов выпарной установки с меньшим давлением. Кроме того, вторичный пар может быть использован для других теплотехнических целей [(экстра-пар).

7.2. ВЫПАРНЫЕ АППАРАТЫ

Процесс выпаривания- проводится в выпарных аппаратах. При работе с небольшими количествами растворов при атмосферном давлении, а часто и под вакуумом применяют одиночные Ьыпарные аппараты, называемые однокорпусными выпарными установками. В этом случае теплота греющего пара используется однократно, а теплота вторичного пара обычно не используется.

Для экономии греющего пара применяют многокорпусные выпарные установки, которые состоят из нескольких выпарных аппаратов, где вторичный пар, уходящий из любого предыдущего Корпуса, является греющим паром для последующего, в котором раствор кипит при более низком давлении. При этом давление в-последовательно соединенных корпусах снижается так, чтобы со* хранить достаточную разность температур между кипящим раствором и греющим паром в каждом корпусе. Вторичный пар последнего корпуса поступает в конденсатор (если последний кор* пус работает под вакуумом) или передается на сторону (если процесс в последнем корпусе усптонки проходит под повышенным давлением).

Экономичность выпарной установки достигается также путем повышения давления вторичного пара в результате сжатия при помощи турбокомпрессора или инжектора до давления первичного пара с последующим использованием его в том же выпарном аппарате. Выпарной аппарат, работающий по такому йринципу, называется выпарным аппаратом с тепловым насосом (или с термокопрессией).

По принципу работы выпарные аппараты разделяются на периодически- и непрерывподсйствующие. Периодическая выпарка применяется при малой производительности установка или для получения высоких концентраций. При этом подаваемый в аппарат раствор выпаривается до необходимой концентрации, сливается н аппарат загружают повой порцией исходного раствора.

В установках непрерывного действия исходный раствор непрерывно подается в аппарат, а упаренный раствор непрерывно выводится из него,

В химической промышленности в основном применяют непрерывнодействующие выпарные установки с высокой производительностью за счет сильно развитой поверхности нагрева (до 2500 м2 в единичном аппарате). Они более экономичны в тепловом отношении, так как отсутствуют потери теплоты на периодический разогрев аппарата.

Классификация выпарных аппаратов

Выпарные аппараты используются в химической пищевой и других отраслях промышленности, а также в энергетике. Конструкции выпарных аппаратов очень разнообразны, что значительно усложняет их классификацию.

Все конструкции выпарных аппаратов подразделяются в зависимости от расположения и вида поверхности нагрева; конфигурации поверхности нагрева; компоновки поверхности нагрева} рода теплоносителей; взаимного расположения рабочих сред; кратности циркуляции и режима циркуляции.

По методу выпаривания выпарные установки делятся на следующие группы: 1) выпарные установки поверхностного типа, в которых раствор контактирует с поверхностью теплообмена;

2) выпарные установки контактного типа, в которых нагревание осуществляется без разделяющей , поверхности теплообмена;

3) выпарные установки адиабатного испарения.

Наибольшее применение в химической промышленности нашли выпарные аппараты поверхностного типа, особенно вертикальные трубчатые выпарные аппараты с паровым обогревом непрерывного действия.

В зависимости от режима движения кипящей жидкости в выпарных аппаратах их разделяют на аппараты со свободной циркуляцией, аппараты с естественной циркуляцией, аппараты с принудительной циркуляцией, пленочные выпарные аппараты.

Выпарные аппараты со свободной циркуляцией. Для выпаривания вязких и кристаллизующихся продуктов находят еще применение выпарные аппараты периодического действия с паровой рубашкой (рис. 7.1).

Слабо концентрированный раствор подается в аппарат, где за счет обогрева возникает свободная циркуляция. Подогрев ведется до температуры кипения. После выпаривания до необходимой концентрации выпаренный раствор спускается из аппарата и аппарат вновь наполняется неконцентрированным раствором.

Для выпаривания коррозионно-активных растворов ограниченное применение находят выпарные аппараты со змеевиковой поверхностью теплообмена, с горизонтальной и вертикальной трубчаткой.

Все выпарные аппараты со свободной циркуляцией просты в конструктивном отношении, по имеют низкий коэффициент теплопередачи (ввиду отсутствия организованной циркуляции) и небольшую производительность, вследствие-чего применение их весьма ограничено. Обычно они используются при небольших производительностях по испаренной воде (до 3 т/ч).

Выпарные аппараты с естествен* ной циркуляцией. В таких выпарных аппаратах циркуляция раствора осуществляется за счет различия плотностей в отдельных точках аппарата, т. е. в кипятильных трубках и циркуляционной трубе.

Вторичный.
раствор

Для циркуляции необходима разность температур между греющим паром и раствором 7—10°С. Кратность циркуляции в выпарных аппаратах с естественной циркуляцией составляет 20—30.

Рис. 7.1. Одиокорпуспой выпарной аппарат) 1 —аппарат; 2—рубашка

&&>№>’ту япа,Ч

V

Вторичны#Лар

Концентрированный раствор

Рис. 7.2. Выпарной ппнарат е нейтральной циркуляционной трубой:

/— ;реющая камера; 2 циркуляционная труба; 3 — кипятильные трубки; 4 —сепаратор; 5 — бры э гротделитель

Рис. 7.3. Выпарной аппарат с пынесенкой зоной кипении:

/ — греющая кпмир»; 2-- брызгиотделнтсль; 3 — сепаратор; 4 — труба вскипания; 5•— циркуляционная труба

Выпарной аппарат с паровым трубчатым обогревом состоит из следующих основных элементов:

— греющей камеры (теплообменника), в которой происходит нагревание и выпаривание раствора;

— сепаратора — парового пространства, в котором происходит отделение вторичного пара от раствора. Паровое пространство определяет чистоту и сухость вторичного пара. Унос вместе с паром жидкости, содержащей концентрируемый продукт, загрязняет вторичным нар, уменьшая ныход готового продукта;

— циркуляционном трубы для' возврата раствора в греющую камеру (диаметром до 301) мм);

■— брызгоотдолптеля—для отделения брызг раствора от вторичного пара. Различают циклонные, жалюзийные и сетчатые брызгоотделители, которые выбирают, исходя из условий работы и вида упариваемого раствора.

Выпарной аппарат с центральной циркуляционной трубой. Аппарат с центральной циркуляционной Трубой (рис. 7.2) имеет соосную греющую камеру 1, состоящую из кипятильных трубок 3 и обогреваемую паром. Исходный раствор циркулирует по кипятильным трубкам снизу вверх и опускается вниз по циркуляционной трубе 2. Наличие сепаратора 4 достаточных размеров и брызгоотделителя 5 обеспечивает хоро-щее отделение вторичного пара от уносимых капелек жидкости.

Циркуляция в аппарате происходит за счет разности плотностей жидкости в циркуляционной трубе, где кипение не столь интенсивно, и парожидкостной эмульсии в кипятильных трубках,.

т

В аппарате на каждую единицу объема жидкости в кипятильных трубках приходится значительно большая поверхность нагрева труб (пропорционально их диаметру).

Благодаря устройству циркуляционной трубы усиливается естественная циркуляция, увеличивается коэффициент теплоотдачи и уменьшается осаждение накипи и твердых частичек на внутренних поверхностях кипятильных труб. Этот выпарной аппарат компактен, удобен в обслуживании, но вызывает затруднения замена греющей камеры.

Выпарной аппарат с соосной греющей камерой. Выпарной аппарат с естественной циркуляцией и соосной греющей камерой (рис. 7.Л) состоит из греющей камеры 1, сепаратор;! 3 с отбойником и брызгоотделитслсм 2 и циркуляционной трубы 5.

Различают два исполнения этих аппаратов: 1) с кипением раствора в трубках; 2) с вынесенной зоной кипения.

В первом исполнении выпариваемый раствор, поднимаясь по трубкам греющей камеры, вскипает за счет теплоты греющего пая ра, поступающего в межтрубное пространство. Вторичный пар, проходя сепаратор и брызгоотделитель, освобождается от капель' раствора и выходит из верхней части аппарата. Раствор опускается по циркуляционной трубе вниз и поступает в нижнюю часть трубок для дальнейшего выпаривания.

В аппаратах второго исполнения кипение раствора происходит не в греющих трубах, а и трубе вскипания 4, установленной внутри сепаратора над греющей камерой. Кипение в трубах предотвращается за счет гидростатического давления столба жидкости в трубе вскипания. Высота трубы вскипания условно принята равной 2 м.

- Циркуляция раствора в аппарате происходит по контуру: сепаратор— циркуляционная труба — греющая камера — сепаратор. Уровень раствора должен поддерживаться по верхней кромке трубы вскипания. Снижение уровня раствора приводит к потере полезного напора и уменьшению скорости циркуляции, а значительное повышение этого уровня может вызвать повышенный унос раствора. В сепараторе предусмотрено устройство для осаждения и выведения образующихся кристаллов солей. Поэтому выпарные аппараты во втором исполнении применяются для выпаривания растворов, образующих на греющих поверхностях осадок, удаляемый при промывке.

Выпарной аппарат с вынесенной греющей камерой. Аппарат (рис. 7.4) состоит из греющей камеры /, представляющей собой пучок труб, сепаратора 3 с брызгоуло-вителем 2 и циркуляционной трубы 4, присоединенной к нижней растворной камере.

Выпариваемый раствор, поднимаясь по трубкам, нагревается и по мере подъема вскипает. Образовавшаяся Парожидкостная

Греющцйпар
Ьнденсат

Вторичный пар

Вторичныйпор
Рис. 7.4. ПыпирмоА аппарат с ныпесенной греющей камерой:

/ ч

Упаренный

раствор

1 — греющая камера; 2 -ирмзгоулошп'ель; 3 — сепаратор; 4 — циркуляционная труба

Рис. 7.5. Выпарной аппарат с подвесной греющей камерой:

) — греющая камера; 2— лазы; 3 — кольцевой трубопровод для промывки аппарата^ 4—тру* ба для ввода греющего пара; 5—сепаратор

смесь направляется в сепаратор, где происходит разделение жидкой и паровой фаз.

Высота парового пространства влияет на сепарацию из пара капелек жидкости, выбрасываемых из кипятильных труб и поднимающихся по инерции па определенную высоту.

Вторичный пар, проходя сепаратор и брызгоотделитель, освобождается от капе.п., а раствор возвращается по циркуляционной трубе в греющую камеру,

В таких аппаратах облегчается очистка поверхности от отложений, так как доступ к трубам легко осуществляется при открытой верхней крышке греющей камеры.

Поскольку циркуляционная труба не обогревается, создаются условия для интенсивной циркуляции раствора. При этом плотность раствора в выносной циркуляционной трубе больше, чем в циркуляционных трубах, размещенных в греющих камерах, что обеспечивает сравнительно высокую скорость циркуляции раствора и препятствует образованию отложений на поверхности нагрева.

Выпарной аппарат с подвесной греющей камерой. Аппараты с подвесной греющей камерой (рис. 7.5) применяют для упаривания кристаллизующихся, агрессивных и умеренно вязких растворов.

В греющую камеру 1 пар подводится через трубу 4. Роль кпркуляционной трубы выполняет кольцевой зазор между кор-пусом аппарата и греющей камерой.

В таких аппаратах вследствие большого сечения кольцевого канала между обечайкой и внутренней паровой камерой улучшена циркуляция раствора, а свободная подвеска греющей камеры исключает возможность нарушения плотности вальцовочных соединений между трубами и решеткой при термической деформации.

Аппараты изготовляют с площадью поверхности нагрева от 100 до 400 м2 и длиной греющих труб от 1520 до 3190 мм.

Достоинством аппарата является повышенный коэффициент теплопередачи за счет хорошего охлаждения раствора в кольцевом пространстве (со стороны корпуса) п легкость выемки греющей камеры из аппарата для чистки, ремонта пли замены.

Выпарной аппарат с усиленной естествен* н о й циркуляцией (рис. 7.6) применяется для упаривания вязких и кристаллизующихся растворов.

Интенсификация работы аппарата происходит за счет установки направляющих перегородок и переноса процесса кипения в сепаратор,

Аппарат состоит из корпуса 1, трубных решеток 7, в которых развальцованы трубы 5. Над ними па высоте 3—4 м установлены концентрические перегородки 2, образующие кольцевые каналы. Внутри аппарата расположена длинная циркуляционная труба 4, внизу—камера в для осаждения кристаллов.

В трубках происходит нагрев раствора, а закипает он в каналах между перегородками, после чего парожндкостная смесь поступает в сепаратор 3, где происходит отделение вторичного пара.

. При достаточной высоте парового пространства капли не достигают верха этого пространства и падают обратно на зеркало испарения. Жидкость возвращается в греющую камеру по циркуляционной трубке 4.

В выпарном аппарате с усиленной естественной циркуляцией наибольшая интенсивность теплообмена достигается при скорости циркуляции жидкости, равной 2_,5 м/с.

Рис. 7.Р. Выпарной аппарат с усиленной естественной циркуляцией:

1 — корпус; 2—концентрические перего» родки; 3 — сепаратор; 4—циркуляционная труба; 5—трубы; 6—камера для осаждения кристаллов; 7 — трубные решетки

Рис. 7.7, Выпарной аппарат с принудительно”! циркуляцией и соосной греи щей камерой:

/ — греющая камера; 2—брызгоотделитель; 3-г-сепаратор; 4 — циркуляционная труба; 5 — циркуляционны й насос

Вторичныйпар

Выпарные аппараты с принудительной циркуляцией. С целью повышения интенсивности циркуляции раствора и увеличения коэффициента теплопередачи применяют аппараты с принудительной циркуляцией. Их целесообразно использовать при упаривании вязких жидкостей, когда естественная циркуляция затруднена. Аппараты с принудительной циркуляцией имеют высокие показатели при меньших перепадах температур.

Принудительная циркуляция огранизуется с помощью мешалок, насосов л.мп подачей гл.чл. Циркуляция раствора может создаваться также путем вращения лнГш вибрацией поверхности нагрева.

Выпарной аппарат с соосной греющей камерой. Различают два исполнения такого аппарата: 1) с кипением раствора в трубках; 2) с вынесенной зоной кипе-йия.

Выпарной аппарат с принудительной циркуляцией, соосной греющей камерой и кипением раствора в трубках (рис. 7.7) состоит из греющей камеры 1, представляющей собой пучок труб, заключенный в цилиндрическую обечайку (в межтрубпом пространстве пропускается нар), сепаратора И с отбойником и брыз-гоотделнте.чем 2, циркуляционной трубы 4 и циркуляционного Насоса 5 с электроприводом.

Циркуляция раствора в аппарате осуществляется при помощи осевого пасоса, который обеспечивает скорость потока в »рубах 2—2,5 м/с.

Выпариваемый раствор, поднимаясь по трубам, нагревается и закипает. Образовавшаяся парожидкостная смесь попадает в сепаратор, где вторичный пар отделяется от капель, а раствор поступает в циркуляционную трубу и насосом подается в греющую камеру аппарата.

В аппаратах второго исполнения, т. е. с вынесенной зоной кипения, кипение раствора происходит пе в трубах, а непосредственно в трубе вскипания, установленной над греющей камерой. Кипение в трубах предотвращается за счет гидростатического столба жидкости в трубе вскипания.

Для предотвращения попадания кристаллов, выделяющихся в процессе кипения раствора, в сепараторе предусмотрено уст-.< ройство для их осаждения,

Недостатком аппаратов является необходимость расхода электроэнергии на работу насоса.

Выпарной аппарат с вынесенной греющей камерой и зоной кипения. Практически этот аппарат мало отличается от выпарного аппарата, изображенного на рис. 7.4.

Циркуляция раствора в аппарате осуществляется по замкнутому контуру: сепаратор — циркуляционная труба — насос —: греющая камера — сепаратор. Кипение раствора происходит не в трубах греющей камеры, а в трубе вскипания при выходе раствора в сепаратор. Уровень раствора в аппарате должен подде^? живаться по нижней кромке штуцера входа парожидкостной смеси в сепаратор.

Выпариваемый раствор, поднимаясь но трубам, перегревается и по мере выхода из трубы вскипания в сепаратор закипает. Образовавшаяся парожидкостная смесь направляется тангенциально в сепаратор, где происходит отделение вторичного пара от жидкой фазы.

Расположение греющей камеры отдельно от сепаратора удобно для ремонта и чистки труб, а также дает возможность упаривания растворов, образующих на греющей поверхности нерастворимый осадок.

Пленочные выпарные аппараты используют для упаривания очень вязких и пастообразных растворов. Кроме того, их применяют для выпарки чистых пекристаллизующихся растворов и растворов, чувствительных к высоким температурам.

В пленочных аппаратах выпариваемый раствор движется вдоль поверхности теплообмена в виде тонкой пленки, что дает возможность осуществлять упаривание при однократном прохождении раствора вдоль поверхности без его циркуляции. В таких аппаратах происходит снижение потерь полезной разности температур и повышение коэффициента теплопередачи.

Температурный напор в пленочных испарителях составляет

2—3 градуса, т. е. значительно ниже чем в испарителях с заполненными жидкостью трубами (5—8 К). Это дает возможность при заданном температурном напоре в установке снизить удельный расход теплоты па выпаривание и увеличить производительность выпарной установки.

По способу организации движения плепкп испаряемой жидкости пленочные выпарные аппараты и испарители делятся на вертикальные с падающей и восходящей пленкой и горизонтальные— трубные и роторные.

По принципу действия их разделяют на аппараты с гравитационным течением пленки по поверхности нагрева и аппараты с размазыванием раствора по поверхности теплообмена роторными мешалками.

Выпарной аппарат пленочного типа с в о с ■< ходящей пленкой и соосной греющей камерой

Рис. 7.8. Выпарной аппарат пленочного типа с восходящей пленкой и соосной греющей камерой:

/ — греющая камера; 2—центробежный сепаратор; 3 — брыэгоотделитель

(рис. 7.8) отличается наличием длинных труб (/ = 5,7 и 9 м), которые заполняются на 20—25 % их высоты. Раствор поступает б нижнюю часть аппарата и распределяется по трубкам греющей камеры 1.

При достижении температуры кипе* ния в растворе бурно образуются пузырьки, которые, двигаясь вверх, увлекают за собой раствор, распределяя его тонким слоем по внутренней поверхности кипятильных трубок. Следовательно, парожидкостная смесь расслаивается на пленку жидкости около стенок и пар в центре трубок так, что жидкая пленка увлекается вверх трением

о струю пара. Испарение жидкости происходит при этом в тонком слое, движущемся с: большой скоростью (20 м/с). Парожидкостная эмульсия по выходе из верхней части трубок поступает в центробежный сепаратор 2, где происходит отделение жидкости от пара. Вторичный пар уходит через верхний штуцер, а концентрированный раствор отбирается из нижней части сепаратора для производственных целей или отводится в следующий корпус.

В таком выпарном аппарате отсутствует циркуляция раствора, т. е. каждая частица раствора однократно омывает обогреваемую поверхность, Поэтому эффективность аппарата зависит от уровня раствора. При снижении уровня раствора ниже оптимального жидкость превращается в пар, не достигнув верхней части труб, и таким образом уменьшается активная поверхность нагрева.

Для достижения высокой производительности выпарного аппарата с восходящей пленкой необходимо поддерживать оптимальный уровень раствора в кипятильных трубах, определяемый опытным путем.

Максимальный эффект от процесса кипения раствора в пленке достигается большой длиной греющих труб. За счет этого увеличивается скорость движения парожидкостной эмульсии и уменьшается средняя толщина пленки раствора. Скорость пара, образующегося при кипении пленки, повышается за счет роста его удельного объема; с уменьшением гидростатического давления понижается температура кипения раствора и увеличивается коэффициент теплоотдачи от стенки к пленке.

Выпарные аппараты с восходящей пленкой применяют для выпаривания маловязких и пенящихся растворов, чувствительных к высоким температурам.

Рис. 7.9. Выпарной аппарат со свободно падающей

пленкой:

РастворВторичный пар
I Концентрированны3 1 раствор

{ — греющая камера; 2 — сепаратор; <? —брызгоотдеда-тель

К недостаткам этих аппаратов относятся: возможность температурных деформаций длинных труб с последующим изгибом и нарушением плотности вальцевых соединений в трубных решетках; трудность очистки труб от накипи н необходимость постройки зданий большой высоты.

В ы п а р и о и а и и а р а т с о с в о -б одно падающей пленкой.

В аппарате с падающей пленкой (рис.

7.9) выпариваемый раствор подается сверху в греющую камеру 1, которая состоит из пучка труб, заключенного в цилиндрическую обечай-ку. Верхние и нижние концы труб завальцованы в трубные решетки, приваренные к торцам обечайки. К нижней трубной решетке подсоединена переходная камера со штуцером для соединения с сепаратором 2.

Раствор равномерно распределяется на верхней трубной решетке по стенкам труб и движется вниз под действием сил тяжести вместе с паром. При стекашш пленки исключается нарушение-ее сплошности и обнажение некоторой части поверхности нагрева.

Разделение парожпдкостпой смеси происходит в сепараторе

2, представляющем собой цилиндрический сосуд с коническим днищем и эллиптической верхней крышкой. Брызгоотделитель 3 расположен в верхней части сепаратора. Вторичный пар уходит через штуцер в крышке сепаратора, а упаренный раствор отводится из нижней его части.

Эффективность испарения растворителя зависит от толщины пленки, скорости течения пленки, физико-химических свойств жидкости и температурного перепада между поверхностью и жидкостью.

При пленочном течении жидкости коэффициенты теплопередачи сравнительно высоки. Такие аппараты применяют для упа» ривания растворов термически нестойких веществ и вязких растворов.

• Горизонтальный выпарной аппарат с падаю» щей пленкой. Аппараты этого типа (рие. 7.10) применяются в качестве опреснителей.

В горизонтальном цилиндрическом корпусе 2 расположены греющие трубки 1, по которым пропускается греющий пар. Вы. париваемый раствор поступает в верхнюю часть корпуса и с помощью распределителя 3 стекает последовательно по

 | ПролетныйрастворконденсатВторичный+~пар
-ц Г. сI КонцентрированныйрастворРис. 7.10. Горизонтальный выпарной аппарат с падающей пленкой:I—греющие трубки; 2—корпус; 3—распределитель

поверхности всех труб в нижнюю часть корпуса, нагреваясь и испаряясь при этом. Вторичный пар отводится через штуцер боковой крышки, а упаренный раствор — через штуцер в нижней части аппарата.

Достоинствами горизонтальных выпарных аппаратов с падающей пленкой являются простота конструкции, уменьшение расхода энергии па рециркуляцию жидкости, возможность расположения нескольких аппаратов один над другим. К недостаткам можно отнести трудность равномерного смачивания и надежного формирования пленки на всех трубах.

Роторный пленочный испаритель. Для выпаривания и дистилляции температуронестойких вязких и пастообразных растворов в химической промышленности применяются роторные пленочные аппараты (рис. 7.11). Благодаря малому времени пребывания в зоне нагрева, незначительности количества продукта в этой зоне и снижению температуры кипения, обработка продукта происходит без его разложения и снижения качества.

В роторных испарителях пленка образуется либо при враще

нии корпуса испарителя, либо при ^ 4'. вращении испаряемой жидкости.

^ ^ Внутри цилиндрического корпу

са 1, снабженного паровыми рубашками 3, вращается ротор 4, в кото-

Упаренныйраствор

. Р°м подвижно на шарнирах закреп-

^ 0<:.?Р лены лопатки (скребки) 2. Под

= г ий Действием центробежной силы они

'70; прижимаются к поверхности тепло-

Р. Д Г П°Р обмена и распределяют по ней ис-

I [Г I ходный продукт в виде турбулентно

= 51 движущейся тонкой пленки.

При упаривании пленки за счет парового обогрева на поверхности

I

Рис. 7.11. Роторный пленочный аппарат!

/ — цилиндрический корпус; 2—скребки; 3— парч* вая рубашка; 4— ротор; 5—сепаратор

теплообмена аппарата образуется тонкий слой отложений, который непрерывно снимается с помощью лопаток.

Обогрев аппарата осуществляется насыщенным водяным паром или органическим теплоносителем.

Роторные испарители — непрерывнодействующие аппараты. Их применяют как в виде отдельных установок, так и в виде последней ступени многокорпусной выпарной установки.

Различают роторные аппараты типа РП — с подвижными лопатками и площадью поверхности теплообмена от 0,8 до 20 м2 и типа ИРС — со ступенчатым корпусом и площадью поверхности теплообмена от 0,8 до 24 м2.

Даже при переработке очень вязких продуктов обеспечивается высокая удельная производительность этих аппаратов.

К недостаткам роторных аппаратов относятся сложность в изготовлении п высокая стоимость эксплуатации.

Выпарные аппараты контактного типа

Степень концентрирования растворов можно значительно повысить в выпарных установках без разделяющей поверхности теплообмена, т. е. при непосредственном соприкосновении упариваемого раствора с горячим теплоносителем.

Контактные выпарные аппараты могут различаться по типу теплоносителя: им является газ, жидкость или твердое вещество. Наибольшее распространение получили нагреватели типа газ — жидкость.

Отходящие газы различных технологических агрегатов при использовании их в контактных аппаратах частично очищаются. При этом улучшается состояние воздушной среды.

Выпарные аппараты с барботажем топочных газов. Для эффективного нагревания и выпаривания растворов применяются аппараты (рис. 7.12) с барботажем топочных газов через слой жидкости. Топочные газы, попадая в корпус 1, проходят через барботажную решетку 2, распыляются в растворе на мелкие пузырьки и образуют большую поверхность теплообмена. Растворитель интенсивно испаряется за счет насыщения водяным паром газовых пузырьков, которые всплывают па поверхность раствора, лопаются и выносят парогазовую смесь в надрастворное пространство. В результате температура парогазовой смеси в над-

Парогазоваясмесь
 | ИсхрдныЛраствор

Концентрированный раствор ■■■■■

Теплоноситель 1-^"-—~-

Рас. 7.12. Выпарной аппарат с барботажем Топочных газов:

/ — корпус; 2—барботажная решетка

растворном пространстве превышает температуру жидкости на 2—5 °С.

Барботажные аппараты могут выполняться с одной барбо-тажной решеткой и секционированными. Применяют также барботажные аппараты с мешалками.

Аппараты отличаются простотой в изготовлении и эксплуатации; к недостаткам их следует отнести возможность загрязнения упариваемого раствора продуктами сгорания.

Выпарные аппараты с погружными горелками. Аппараты погружного горения (ЛИГ) получили широкое распространение для выпаривания до высоких концентраций растворов соляной, серной, фосфорной и других химически агрессивных кислот, а также растворов хлористого магния и натрия, сульфата натрия, железного купороса и других солей. АПГ эффективно используют для выпаривания кристаллизующихся растворов.

Горячим теплоносителем в АПГ являются топочные газы, получаемые в результате сжигания жидкого или газообразного топлива в горелках, погруженных непосредственно в выпариваемый раствор (отсюда название: — выпарные аппараты с погружным горением). Продукты сгорания выходят из горелки через распределительное устройство и барботируют через раствор.

Вторичный пар из аппарата удаляется вместе с топочными газами и больше не используется.

Парогазовая смесь из аппарата отводится в конденсатор, где конденсируются пары растворителя, а газ направляется в атмосферу или поступает в аппарат для поглощения газов жидкостями (абсорбер) с целью очистки.

При непосредственном контакте дымовых газов с выпариваемым раствором процесс теплообмена имеет очень низкие потери.

Выпарные аппараты большой производительности могут иметь до трех погружных горелок.

По конструктивным признакам различают туннельные и циклонные погружные горелки (рис. 7.13). Погружная горелка со-

Рис. 7ЛЗ. Погружные горелки:

Мазут

с—циклонного типа для сжигания газа; б—для сжигания жидкого топлива; в —туннельного типа для сжигания газа

Рис. 7.14. Аппарат с погружной горелкой, расположенной в циркуляционной трубе:

1 — корпус; 2—циркуляционная труба; 3 — окна; 4— погружная горелка; 5 — сепаратор; 6 — брызгоотделитель

стоит из смесителя для смешения топлива и воздуха и камеры сгорания этой смеси. Продукты сгорания из камеры подаются в жидкость на оптимальную глубину.

По принципу работы и конструктивным особенностям аппаратуры погружного горения делятся па следующие Виды: с барботажной трубой н вынесенном камерой горения; С погружной горелкой, расположенной в циркуляционной трубе; аппараты эрлифтного типа.

Аппарат с погружной горелкой, расположенной в циркуляционной трубе, применяют для упаривания промышленных сточных вод при интенсивном их перемешивании для предотвращения осаждения солей и шламов (рис. 7.14). Погружная горелка 4 выполняет роль газлифного устройства и размещается в циркуляционной трубе 2.

При выходе из сопла горелки продукты сгорания распределяются в жидкости в виде пузырьков и струек, которые всплывая, увлекают за собой жидкость по кольцевому пространству и выбрасывают через окна /У циркуляционной трубы. При этом в нижней части циркуляционной трубы вследствие разности гидростатических давлений в корпусе аппарата и внутри циркуляционной трубы возникает интенсивная циркуляция раствора.

Для извлечения капель и брызг из парогазовой смеси в верхней части аппарата имеется сепаратор 5 с жалюзийным брызго-отделителем 6.

Уровень жидкости в аппарате поддерживается автоматическим регулированием.

Для исключения возможности взрыва газовой смеси в АПГ в крышке сепаратора ставится взрывная мембрана.

Достоинствами аппаратов с погружным горением являются простота устройства, отсутствие греющих поверхностей нагрева и высокий коэффициент использования теплоты сгорания топлива.

К недостаткам АПГ следует отнести: необходимость более строгого контроля за процессом горения для исключения возможности взрыва газовой смеси в аппарате; сравнительно большие габариты аппаратов (диаметр до 3,6 м и высота 7,2 м); необходимость установки громоздких конденсаторов для разделе-ния парогазовой смеси.

7.3. ОСНОВЫ ВЫБОРА ВЫПАРНЫХ АППАРАТОВ.

КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

Выпарной аппарат должен отвечать определенным требованиям: быть простым, компактным, надежным в работе и эксплуатации; иметь высокую производительность; допускать возможно большие напряжения поверхности нагрева и высокие коэффициенты теилоиеродгмш при минимальной массе и стоимости 1 м2 поверхности нагрева.

Практически невозможно изготовить такой выпарной аппарат, который удовлетворял бы всем перечисленным требованиям (далеко не полным). Чаще всего достижение одного высокого показателя осуществляется за счет снижения другого.

При выпаривании маловязких (6-10-3—8• 10-3 Па-с), некри-сталлизующихся и непенящихся растворов применяют а и п а » раты с многократной естественной циркуляцией раствора.

Выпарные аппараты с естественной цирку-: л я ц и с и, в ы и е с с и и о Л г р е ю щ е и к а м е р о й и кипением р а с т пора и т р у б к а х используют для упаривания растворов, не образующих значительного осадка на греющей поверхности, и пенящихся растворов.

Выпаривание сильно кристаллизующихся растворов умеренной вязкости (до 0,05 Па-с) можно проводить в аппаратах с принудительной циркуляцией раствора или в аппаратах со свободно падающей пленкой.

Пленочные выпарные аппараты применяют для упаривания пенящихся и чувствительных к высокой температуре растворов. В аппаратах пленочного типа целесообразно выпаривать некрнсталлизующисся растворы, так как очистка длинных труб от накипи затруднительна.

Пенящиеся некрнсталлизующисся растворы выпаривают в аппаратах с восходящей пленкой и соосной греющей камерой.

Роторные п л е н о ч и ы е испарители применяют для выпаривания растворов, чувствительных к повышенным температурам, и высоковязких растворов.

Контактные выпарные аппараты используют для выпаривания химически агрессивных и высококипящих растворов. Выпарные аппараты с погружными горел* К а ми (А П Г) применяют для концентрирования минеральных Кислот и солей. АПГ изготовляют из легированных или цветных металлов-, корпуса футеруют кислотоупорными материаламиI керамической, диабазовой, углеграфитовой плиткой или резиной, полихлорвинилом и др.

Для изготовления выпарных аппаратов в качестве конструкционных материалов применяются углеродистые, кислотостойкие Стали и медь.

Выпарные аппараты и отдельные элементы изготовляют из сталей, разрешенных к применению Госгортехнадзором и ОСТ 26-291: ВСтЗсп, ВСтЗгпс, 06ХН28МДТ, 20К, 0912С, 16ГС1, 08Х18Г8Н2Т, М2Т, 08Х22Н6Т, 08Х21Н, 12Х18Н10Т,

10Х17Н13М2Т, и двухслойных сталей с плакирующим слоем: 08X13, 12Х18Н10Т, 10Х17Н13М2Т.

Для изготовления оболочек, соприкасающихся с морской водой, применяют двухслойную сталь СтЗ+1Х18Н10Т; внутренние устройства аппаратов выполняют из нержавеющей стали 1Х18Н10Т. Детали аппаратуры, соприкающиеся с паром и дистиллятом, изготовляют из углеродистой стали.

Для выпарпнаппя нысококопцептрированных растворов щелочи применяют чугунные нынмрпыс аппараты с медными тепло-ббмепнымп трубами.

7.4. РАСЧЕТ ВЫПАРНОГО АППАРАТА

Материальный баланс

Из материального баланса определяют количество выпаренной воды н конечную концентрацию раствора.

Уравнение материального баланса всего процесса выпаривания имеет вид:

0„ = 0к + «7. (7.1)

Здесь О,, и О’в — массовые расходы начального (исходного) и конечного (упаренного) раствора, кг/с; IV' — массовый расход выпариваемой воды, кг/с.

Уравнение материального баланса по абсолютно сухому веществу, находящемуся в растворе:

Скхк, (7.2)

где хн и хг. — массовые доли растворенного вещества в начальном и конечном растворе*

Из этих уравнений определяются: 1) количество упаренного раствора Ок = Снхн/хк; 2) конечная концентрация раствора Х:к — С’„а'н/((?н—Щ", 3) количество выпаренной водый?=Он— —- вк = 0„ — йц(хи/хк) = С„[1 — (х„/хк)]; 4) количество выпаренной воды, приходящееся на 1 кг раствора начальной концентрации, ы = 1 — (х„/хк)~ = (хк — х„)/хк.

Тепловой баланв

Введем дополнительные обозначения: <3 — расход теплоты на выпаривание, Вт; сн, ск — удельная теплоемкость начального (исходного) и конечного (упаренного) раствора, Дж/(кг-К); /н, 1к ■—температура начального раствора на входе его в аппарат й конечного раствора на выходе его из аппарата, °С; ¿ат —удельная энтальпия вторичного пара на выходе его из аппарата,

Дж/кг; <2ПОт— расход теплоты на компенсацию потерь в окружающую среду, Вт.

Составим тепловой баланс процесса выпаривания в одпокор-пусной установке:

Приход теплоты Расход теплоты

С поступающим растнором С уходящим раствором

0„г, С

Отдастся греющим паром С нторпчпым парол'

<2 ми

Потери в окружающую среду

^пот

Уравнение теплового баланса примет вид:

Я 4“ ОнС11^П = + №(вт “Ь Рпот> (7.3)

ИЛИ

<3 ™ ОнСн (¿к /и) “Ь И7 ('вт + <?в^к) +

Опот» (7.4)

где с„ — удельная теплоемкость воды при ¿к, Дж/(кг-К).

В тепловом балансе должны учитываться также затраты теплоты па дегидратацию, т. о. на повышение концентрации раствора. Обычно это величина мала и ею можно пренебречь.

Потери в окружающую среду (¿„от при расчетах принимают в размере 3—5 % от тепловой нагрузки аппарата.

Тогда, пренебрегая потерями теплоты <3

пот и теплотой дегидратации, получаем:

С2 * ^нсн (^К /н) ”1" ^ О*ВТ СВ^к)' (7.5)

Первый член правой части уравнения (7.5) выражает расход теплоты на нагревание исходного раствора до температуры кипения, второй — расход теплоты на испарение воды.

Расход греющего пара /)„ определяется по уравнению:

о о

п" 'тг=Т')х~^' (7-6)

где V — удельная энтальпия сухого насыщенного пара, Дж/кг; »'— удельная энтальпия конденсата при температуре конденсации, Дж/кг; х — паросодер-жание греющего пара; /„ — удельная теплота конденсации греющего пара, Дж/кг.

Удельный расход греющего пара на выпаривание:

/ Ч #1 Я «2 /

коэффициент теплопередачи, зависящий от удельной тепловой нагрузки, температуры и концентрации раствора; А/мл — полезная разность температур, равная разности температур насыщения греющего пара tr. „ и кипения раствора /кнпГ

А^ПОЛ = ^Г. П ^КИП’ (7-9)

При определении площади поверхности нагрева выпарного аппарата полезная разность температур выражает средний температурный напор А/Ср.

Общая разность температур. Температурные потери. Температура кипения раствора

Общая разность температур — это разность между температурой пара, греющего первым корпус, и температурой пара, уходящего из последнего корпуса и конденсатор, т. с. разность температуры теплоносителя /г. п н температуры кипения чистого растворителя /0:

А/0бщ= ^г. п to- (7.10)

Полезная разность температур А/ПОл всегда меньше Д/0бщ на величину температурных потерь £ А/пот:

Д^пол А/„бщ ^ А/пот»

так как температура кипения раствора выше температуры кипения чистого растворителя, а давление раствора выше давления в паровом пространстве. В результате повышения давления увеличивается температура кипения раствора, что приводит к потерям полезной разности температур. Эти потерн складываются из температурной, гидростатической и гидравлической депрессий,

Т. е. 2 Д^пот == А^депр А/г. э -|- Д/г, с.

Разность между температурами кипения раствора и чистого растворителя называется температурной депрессией Д/депр. Она зависит от свойств растворителя и растворенного вещества, концентрации раствора и давления. Если известна температурная депрессия Д^пр при атмосферном давлении, то можно найти Д/депр (в К) и при других давлениях по эмпирической формуле:

J2 Г

A/«,,,, = 16,2 Д*™р—, (7.11)

где Т, г — температура кипения (и К) и удельная теплота испарения (в Дж/кг) воды при данном давлении.

Гидростатическая депрессия Д/г, э, или повышение температуры кипения раствора вследствие гидростатического давления столба жидкости в аппарате (гидростатический эффект):

А/р. э ^ср —

Здесь ¿Ср — температура кипения воды при давлении Рср = Л:+0,5рр§'ЯОпт; Л—температура вторичного пара в сепараторе выпарного аппарата, К; рр — плотность раствора; //0щ — оптимальная высота уровня раствора по водомерному стеклу.

Обычно в зависимости от высоты трубок в аппарате и сте-цени их заполнения раствором принимают для каждого корпуса Д/г. , = 1 -г- 3 К.

Гидравлическая депрессия AtT. с, или изменение температуры Вторичного пара на участке сепаратор — барометрический конденсатор, вызванное падением давления пара из-за гидравлического сопротивления паропровода вторичного пара, определя-¿тся по уравнению:

А/г. с ~ ^ i

Где /о—температура вторичного пара в барометрическом конденсаторе, К.

Величину Мт, с принимают по практическим данным равной

0,5-1,5 К.

Температура кипения раствора ¿кип с учетом температурных потерь X Д/пот составляет:

^КИП =* ¿0 "t" Д^ПОТ.

Где ia — температура насыщения вторичного пара, К.

7.5. МНОГОКОРПУСНЫВ ВЫПАРНЫЕ УСТАНОВКИ

lía современных предприятиях химической промышленности экономичность и интенсификация процессов выпаривания достигается применением многокорпусных (многоступенчатых) установок непрерывного действия. В многокорпусной выпарной установке |МВУ) греющий пар поступает только на обогрев первого корпуса, последующие корпуса обогреваются вторив ным паром предыдущих. Таким образом значительно снижается потребление греющего пара.

Для кипения раствора в каждом корпусе необходимо обеспечить соответствующую разность между температурами вторичного пара предыдущего корпуса и кипящего раствора следующего за ним корпуса. Эта разность температур создается благодаря снижению давления в каждом последующем корпусе по сравнению с предыдущим.

Первые корпуса МВУ обычно работают при атмосферном и повышенном давлении, а последующие — под вакуумом. Ввиду низкого давления в последнем корпусе получающийся в нем рторичный пар (а низкой Температурой) не используется как теплоноситель, а конденсируется в барометрическом конденсаторе смешения (см. рис. 6.32). В результате конденсации за счет непосредственного контакта охлаждающей воды с паром образуется вакуум, который обеспечивает оптимальный режим работы выпарной установки.

Температура кипения раствора в многокорпусной установке понижается от первого корпуса к последнему, и раствор при переходе из какогб-либо корпуса в следующий за ним попадает в пространство, где давление и температура ниже, поэтому он охлаждается. За счет выделившейся при этом теплоты испаряется некоторое количество воды из раствора без участия теплоты греющего пара. Это явление происходит во всех корпусах МВУ, кроме первого, и носит название самоиспарения раствора.

В многокорпусных выпарных установках вследствие многократного использования теплоты значительно снижается удельный расход греющего пара. В однокорпусном выпарном аппарате с помощью 1 кг греющего пара можно выпарить приблизительно 1 кг воды, но с учетом потерь теплоты с недоиспользованием конденсата и в окружающую среду удельный расход пара практически возрастает до 1,1 —1,2 кг/кг испаряемой вла-ги. В МВУ расход пара на иыпарппаппе 1 кг воды обратно пропорционален числу корпусов.

Опытные данные показали, что при переходе от однокорпус-ноп установки к двухкорпусной экономия в удельном расходе греющего пара составляет около 50%, от четырехкорпусной к пятикорпусной—10%, а от десятикорпусной к одиннадцати« корпусной — меньше 1 %.

С увеличением числа корпусов возрастают температурные потери, уменьшается полезная разность температур между корпусами. Кроме того, с увеличением числа корпусов повышается расход металла, начальные затраты на установку и амортизационные отчисления, расходы па текущие ремонты, усложняется эксплуатация.

Оптимальное число корпусов выпарной установки определи* ют с помощью расчета на электронно-вычислительных машинах, исходя из технико-экономических данных.

Наиболее часто применяются трех- и четырехкорпусныа МВУ, но встречаются даже десятикорпусные.

Схемы многокорпусных выпарных установок

По технологическим признакам различают следующие схемы промышленных выпарных установок непрерывной действия;.

1) по числу ступеней — одноступенчатые И многоступенчатые '(в одной ступени может быть несколько корпусов, соединенных параллельно); 2) по давлению вторичного Пара 6 последней ступени — работающие под разрежением, под давлением, при ухудшенном вакууме; 3) в зависимости от технологии обработки раствора — одностадийные и многостадийные, где раствор может поступать на дополнительную обработку с возвратом нк довыпаривание; 4) по подводу греющего пара — с подачей пара в первую ступень, с нуль-корпусом, где используется пар двух давлений; 5) по наличию отбора пара — на подогрев раствора или для отпуска пара на сторону; 6) по направлению движение греющего пара и выпариваемого раствора — прямоточные, про* ¡гивоточные, с параллельным и смешанным питанием корпусов.

, В промышленности наибольшее применение нашли выпарные установки с прямоточным питанием (рис. 7.15), в которых греющий пар, вторичный пар н выпариваемый раствор проходят н одном направлении. В такой установке предвари--тельно подогретый н подогревателе 1 раствор переходит из одного корпуса в другой (2—4) благодаря разности давлений с корпусах. Из корпуса 4 вторичный пар направляется в барометрический конденсатор 5. За счет конденсации пара в установке создается необходимое разрежение. Выпаренный раствор отбирается из последнего корпуса 4. Достоинством этой схемы является возможность перемещения упариваемого раствора без применения насосов, только за счет понижения давления от первого корпуса к последнему. К недостаткам прямоточной схемы следует отнести повышение вязкости раствора в последнем корпусе вследствие снижения температуры и повышения концентрации от первого корпуса к последнему. В результате резко снижаются коэффициенты теплопередачи в той же последовательности.

Pac.rS.DpВторичныйпарг *'1 г^ ~
КонцентрированныйрастворРис. 7.15. Схема с прямоточным питанием:/ — подогреватель; 2—4~ корпуса; 5 — барометрический конденсатор

ш

вторичный.
КонцентрированныйрастворРис. 7.16. Схема с противоточным питанием 268

При схеме с противоточным питанием (рис. 7.16) этот недостаток устраняется тем, что раствор и вторичный пар движутся в противоположных направлениях и по мере концеПТ-рирования раствора от последнего корпуса к первому температура в корпусах повышается. Вследствие этого вязкость раствора и коэффициенты теплопередачи изменяются по корпусам значительно меньше, чем при прямотоке. Это позволяет выпаривать растворы до более высоких концентраций с недопущением выпадении кристаллов на поверхности теплообмена, снижающих коэффициенты теплопередачи. Противоточными установками пользуются при упаривании растворов, вязкость которых резко возрастает с увеличением концентрации. Недостатками противоточной схемы являются некоторое увеличение расхода греющего пара (на 10—15%) по сравнению с прямото* ком и дополнительный расход электроэнергии на перекачивание раствора из корпуса в корпус в направлении возрастающих давлений.

Вторичный Вторичныйг- —1 Г“""1 г- — — —**,
КонцентрированныйрастворРис. 7.17. Схема с параллельным питанием

.¿г! А.|А Аш'

Выпарные установки с параллельным питанием (рис. 7.17) применяются при выпаривании кристаллизующихся растворов и в тех случаях, когда не требуется большого концентрировании раствора. Выпариваемый раствор поступает одновременно во исс корпуса, греющий пар поступает в первый корпус, а вторичные пары — из корпуса в корпус. Упаренный раствор отбирается также из каждого корпуса. Достоинством •параллельной схемы является простая система коммуникаций для подачи исходного и отбора упаренного раствора.

Схема смешанного тока (рис. 7.18) может найти применение в тех случаях, когда применяется схема противотока. Преимуществом схемы смешанного то^а 00 сравнений с противоточной является уменьшение числа ПСреК'аЧйбаюЩйХ Йа-сосов. Используется эта схема для упаривания растворов с повышенной вязкостью.

Вторичный пар Вторичный пар

\--—I г — —: I--—I V- ■*-

Вторичный пар

.Д. 1,ж

г

М г+1 Г -Чй Г

 | Раствор
КонцентриробанныйрастворРис. 7.18. Схема смешанного тока

в

В промышленных многокорпусных выпарных установках аппараты часто соединяются коммуникациями так. чтобы их можно было собирать в различные схемы. Таким образом, часть корпусов включается параллельно, другая часть — последовательно.

Расчет многокорпусных выпарных установок

Материальный баланс двухкорпусной установки:

где хК1 и (Он — XV1 — 1^2) — концентрация в количество упаренного раствора, уходящего из второго корпуса установки.

Для выпарной установки, состоящей из п корпусов, материальный баланс будет иметь вид:

где х„ — копцептр.'щпи р.-и-пшрп на выходе из н-го корпуса многокорпусной кпвыпарной устапошш.

(7.12)

Общее количество выпариваемой во всех корпусах воды составляет;

(7.13)

Здесь бя — расход исходного раствора, кг/с; хя, Як — концентрация исходного и упаренного растворов.

Общее количество выпаренной воды равно сумме количеств воды, выпариваемой по корпусам:

Ц7 = Г, + Г2 + П7з+ ... + \Р„,

где XVи №2, «73, ,,,, — количества воды, выпариваемой в первом, вто^.

ром, третьем и последнем корпусах, кг/с.

Концентрации раствора на выходе из первого, второго, ..< «,,, п-го корпуса многокорпусной установки:

КП ОцХц

х„, =

К| “ Он — Г, ’ к2 ви — Г1 -

(7.14)

___

г “ Он — Г, — Г2 - . . . - Ч?п •

Тепловые расчеты. Определение общей разности температур Д^общ осуществляется по формуле (7.10).

Общая полезная разность температур в многокорпусной установке равна разности между температурой греющего пара первого корпуса и температурой насыщения в конденсаторе за вычетом суммы температурных потерь X! Д^пот в° иссх корпусах!

Д^ПОЛ * ^Г. П ^0 ^ Д^ПОТ = Д^общ ^ Д^ПОТ»

где ^ Д^пот = Д^депр + Д<г. э + Д^г. с — сумма температурных потерь во всех корпусах.

При распределении полезной разности температур между отдельными корпусами следует принять во внимание следую-« щее: Д^пол необходимо увеличивать от первого корпуса к пос« .леднему, для аппаратов с естественной циркуляцией миннмалы ная величина для каждого корпуса должна быть Д/ПоЛ = 6 -Н ~7 К, а для аппаратов с принудительной циркуляцией^* 4—5 К.

При расчете многокорпусной выпарной установки ее корпуса могут иметь одинаковые поверхности нагрева или минимальнук} поверхность нагрева. В отдельных случаях ставится условие, чтобы суммарная поверхность нагрева всей установки была минимальной и одновременно поверхности нагрева всех аппа* ратов были одинаковыми.

В случае расчета на равную площадь поверхности корпусов, т. е. /71 = Б2 — /■’з = ... = Рп, полезная разность температур между отдельными корпусами распределяется пропорциональ^ но отношениям тепловых нагрузок к коэффициентам теплопе« редачи:

л, .л, Р1/К1

--------‘ППЛТ^’

где <2г — тепловая нагрузка корпуса; К; — коэффициент теплопередачи.

При расчете на минимальную общую поверхность нагреву полезная разность температур распределяется по корпуса^ пропорционально квадратным корням из отношений тепловых нагрузок к коэффициентам теплопередачи, т. е,

а/ __ а/ УФ/Д’/

С точки зрения унификации оборудования, а также удобства монтажа и обслуживания, целесообразно ориентирование н| многокорпусные установки с корпусами одинаковой греющей поверхности (Л — /72= . . . ).

Количество греющего пара Опп, поступающего в корпус п, равно количеству воды №п-и выпаренной в корпусе (п—1) за вычетом количества экстра-пара е/(_ь отбираемого из корпуса (и—1): О™ = и?н-1 — е„_1. Если установка работает без отбора экстра-пара: 01Ш = №п-\.

Расход греющего пара, подаваемого в корпус 1, равен количеству воды, выпариваемой в этом корпусе:

Здесь 6'„ — конечнои количество рпстнора, кг/с; IV7 — количество выпа-риваемоП воды, кг/с; Г, ¡Ы — удельные энтальпии конденсата, греющего пара и вторичного пара, Дж/кг; с„, с* — удельные теплоемкости поступающего и уходящего растворов, Дж/(кг-К); хк — концентрации уходящего раствора; Д? — удельная теплота изменения концентрации раствора, Дж/кг твердого вещества; 0„От — потери теплоты в окружающую среду, Вт.

Все указанные величины и физические константы берутся конкретно для п-го корпуса.

Выбор числа корпусов. Расход греющего пара, как было указано выше, снижается с увеличением числа корпусов выпарной установки. Однако с увеличением числа корпусов растут и температурные потери, а полезная разность температур в каждом корпусе уменьшается. Это вызывает увеличение поверхности нагрева каждого корпуса и ограничивает возможное число корпусов.

; Рассмотрим приме]) выпаривания в многокорпусной установке при температуре греющего пара ¿г. п, равной 160 °С, и Температуре уходящего вторичного пара ¿о, равной 60 °С. Сумма температурных потерь для одного корпуса Д/пот равна 25 К = 25 °С (принимаем их равными для всех корпусов). Полезная разность температур на каждый корпус составит: 1) для 6дноко{»пусной установки

Д^пол. 1 == ¿г. п Д^пот ^ 1^0 60 — 25 = 75 °С!

2) для двухкорпусной установки

л ¿ПОЛ. 2 = ((г. в - - £ А^пот)/2 = (160 - 60 - 2 . 25)/2 = 25 °С(

3) для трехкорпусной установки

> Д^пол. з = (<г. П - <0 - X Д^пот)/3 = (160 - 60 - 3 • 25)/3 = 8,3 °С|

Рис. 7.19. Определение оптимального числа корпусов многокорпусной выпарной установки:

/— суммарные расходы; 2— расходы на производство греющего пара; 3 —амортизационные расходы; 4 — затраты на обслуживание

4) для четырехкорпусной установки

Л;пол. 4 = (160 — 60 — 4 ■ 25)/4 = 0.

В данном случае предельно возможны три 8 корпуса. Число корпусов, при котором по- <4 лезная разность температур принимает минимальное(для аппаратов с естественной циркуляцией 5 — 7 К) положительное значение, является предельным, т. е. увеличение числа корпусов ограничено необхо- 12 3 4 5

димостыо обеспечения каждого корпуса Число корпусов требуемой полезной разностью температур.

Обычно число корпусов для различных условий принимается от 2 до 6, но наиболее часто эксплуатируются установки с 3—

4 корпусами.

Если упрощенно представить экономические затраты на процесс выпаривания в виде трех основных характеристик стоимости теплоты, затрат на обслуживание и амортизационных расходов, то можно общие расходы на выпаривание в установках с различным числом корпусов представить в виде графика (рис.'7.19). С увеличением числа корпусов расход пара снижается, затраты на обслуживание не изменяются, амортизационные расходы растут пропорционально числу корпусов. Склады-¡вая ординаты получим кривую суммарных расходов на выпаривание, имеющую минимум, при котором общие расходы будут наименьшими, что для современных выпарных установок соответствует 3—4 корпусам.

7.6. АДИАБАТНЫЕ ВЫПАРНЫЕ УСТАНОВКИ

Установки адиабатного испарения часто называют установками мгновенного испарения (УМИ). Концентрирование раствора в них осуществляется путем испарения перегретой жидкости, подаваемой в камеру, давление в которой ниже давления насыщения, соответствующего температуре поступающей в камеру жидкости. Применяются такие установки для выпаривания воды из растворов минеральных солей.

В одноступенчатой установке мгновенного испарения (рис. 7.20) исходная жидкость насосом 1 подается в конденсатор 2, нагреваясь образующимися при испарении парами, откуда идет в подогреватель 3 с внешним подводом теплоты, из которого направляется в камеру испарения 4. Образующийся в камере пар проходит через сепаратор 8 и конденсатор 2 ив виде конденсата (дистиллята) стекает в лоток (поддон) 6.

 |  | /\VvV- | ■г | 1у~\ Исходная вода
1-[л/\лл|-►1 > - | » | 5 |  | ^ 'Раствор
Рис. 7.20. Схема одноступенчатой установки мгновенного испарения:1, 5, 7 — насосы; 2—конденсатор; 3—головной подогреватель; 4—камера испарения; 6—поддон; 8 — сепаратор

Раствор из испарителя с помощью насоса подается на рециркуляцию и на следующую технологическую стадию.

В головном подогревателе и в конденсаторе происходит только нагревание раствора без вскипания, которое затем осуществляется в камере испарения.

В промышленности используют многоступенчатые УМИ, в которых раствор подогревается последовательно в конденсаторах, далее поступает в головной конденсатор, а отсюда каскадом перетекает из ступени в ступень, испаряясь при этом.

Большое распространение получили опреснительные установ* ки, которые имеют от 40 до 50 адиабатных ступеней. Перепад температур в каждой ступени равен 2—3 К. Производительность таких установок составляет от нескольких десятков до сотен тысяч тонн дистиллята в 1 ч.

Увеличение ступеней испарения значительно снижает удельный расход теплоты, но при этом возрастают удельная поверхность нагрева и удельный расход электроэнергии на перекачивание раствора.

7.7. ВЫПАРНЫЕ УСТАНОВКИ С ТЕПЛОВЫМ НАСОСОМ

Использование вторичного пара осуществляется не только в многокорпусных установках, но и в однокорпусном выпарном аппарате при применении так называемого теплового насоса. Образующийся в аппарате вторичный пар сжимается до давления рабочего пара и используется в том же аппарате. Таким образом, свежий греющий пар необходим только для пуска установки. Для сжатия пара применяются турбокомпрессоры или пароструйные компрессоры — инжекторы.

В однокорпусной выпарной установке с механическим тепловым насосом (рис. 7.21) вторичный пар при давлении. р2 поступает в турбокомпрессор 2 с приводом от электродвигателя или турбины, где сжимается до давления греющего пара р 1 и направляется в греющую камеру того же аппарата 1. В связи с потерями теплоты в окружающую среду требуется небольшая добавка свежего пара, при запуске требуется также

пар со стороны. В такой установке используется весь вторичный пар, но имеет место затрата электрической энергии для привода турбокомпрессора.

Более экономичной и простой является конструкция выпарного аппарата с пароструйным инжектором '(рис. 7.22). В инжекторе 2 для сжатия вторичного пара с давлением р2 применяется относительно дешевая энергия водяного пара высокого давления р 1 (0,6—1 МПа). Проходя сопло, пар расширяется, давление его падает, а скорость возрастает; выходя из сопла, он увлекает за собой цторичный пар, смешиваясь с ним. При выходе смеси из диффузора инжектора получается пар требуемого давления рз, идущий в греющую камеру аппарата; излишек используется дли обогрева корпусов многокорпусной установки пли на другие технологические нужды.

Экономичность применения теплового насоса определяется отношением стоимости энергии, затрачиваемой на сжатие вторичного пара, к стоимости первичного пара.

Расход греющего пара в аппарате с пароструйным инжектором обратно пропорционален коэффициенту инжекции. С уменьшением коэффициента инжекции расход греющего пара увеличивается, и применение таких аппаратов становится невыгодным. Поэтому установки с тепловым насосом применяются только для выпаривания растворов с малой температурной депрессией.

Выпарные аппараты с тепловым насосом применяют при условии, что при сжатии пара его температура насыщения повышается не более чем па 10—12'С. Иначе теряется экономическая целесообразность их применения из-за большого расхода влект.рической энергии или пара.

Раствор

ВторичныйпарРабочий
Раствор |  | т

Вторичный пар

Рг

Пар | 

(при пуске)' П

УпаренныйрастворрастворРис. 7.21. Схема однокорпусной выпарной установки с термокомпрессором!/—выпарной аппарат; 2 — турбокомпрессор

Рис. 7.22. Схема выпарной установки с термоинжектором:

I*“выпарной аппарат; 2—т;ермо инжектор (струйный компрессор)

ИСКУССТВЕННОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ

Процесс понижения температуры тела называется охлаждением.

Естественное охлаждение с помощью холодной воды или воздуха дает возможность охладить тело до температуры охлаждающей среды.

Дкя охлаждения до температур, более низких, чем температура охлаждающей среды (воздух, холодная вода), применяется искусственное охлаждение, которое можно получить с помощью любого физического процесса, связанного с отводом теплоты.

Искусственное охлаждение применяется во многих производствах: в процессах абсорбции, кристаллизации, разделения газов, сублимационной сушки, кондиционирования воздуха.

С помощью холодильных смесей можно получить довольно низкие температуры. Так, при использовании смеси льда и ^С1 (23%) можно получить температуру минус 21,2 °С, а смесь льда и СаС12 (30%) дает температуру минус 55 °С. Однако при этом требуется много льда и соли, поэтому данный способ ограничен в применении.

Для получения искусственного холода в настоящее время применяются холодильные машины, в которых используются свойства ряда легкокипящих сжиженных газов (аммиака, хладонов, диоксида углерода и др.) при испарении поглощать из окружающей среды большие количества теплоты.

Искусственное охлаждение условно делят на умеренное (до 173 К) и глубокое (до температур ниже 173 К).

Глубокое охлаждение классифицируется следующим образом:

1) техника глубокого охлаждения от 173 К до 55 К); 2) криогенная техника (от 40 до 0,3 К); 3) техника ультранизких температур.

Глубоким охлаждением пользуются для разделения парогазовых и газовых смесей путем их сжижения. Полученные таким способом газы широко используются в химической промышленности: азот—для получения химических удобрений; кислород, метан, этилен — для производства минеральных кислот и т. п.

Современная криогенная техника позволяет получать ультра-, низкие температуры, отличающиеся от абсолютного нуля только на тысячные доли градуса.

8.1. СПОСОБЫ ПОЛУЧЕНИЯ ИСКУССТВЕННОГО ХОЛОДА

Работа холодильных и криогенных установок определяется процессами внутреннего охлаждения, с помощью которых происходит необходимое понижение температуры рабочего тела. По агрегатному состоянию рабочего тела холодильные установки делятся на газовые, газожидкостные, парожидкостные и с использованием твердой фазы (адсорбция).

Искусственное охлаждение в большинстве случае осуществляется: 1) испарением низкокипящих жидкостей; 2) расширением различных предварительно сжатых газов с помощью дросселирования или детандирования.

При испарении низкокипящих жидкостей они охлаждаются за счет уменьшения энтальпии до температуры кипения при давлении испарения. Так, у жидкого аммиака, испаряемого при давлении 0,1 МПа (1 кгс/см2), температура снижается до минус 34°С (это температура кипения при р= 1 кгс/см2). Для охлаждения до более низких температур испарение должно проходить при повышенном давлении.

Дроссслироашшс — это расширение газа при прохождении его через сужение, в результате чего давление газа снижается. Энергия, необходимая для расширения газа при дросселировании, когда поступление теплоты извне отсутствует, может быть получена только за счет внутренней энергии самого газа. Дроссельный эффект (эффект Джоуля — Томсона) характеризуется изменением температуры газа при отсутствии подвода к газу или отвода от него теплоты.

Детандирование — это расширение газа в расширительной машине — детандере, устроенном подобно поршневому компрессору или турбокомпрессору. Газ охлаждается при расширении его в-детапдаре за счет уменьшения внутренней энергии и с-совершением внешней работы.

Существует ряд других перспективных, по еще недостаточно часто используемых способов: 1) основанный на эффекте понижения температуры при взаимном растворении веществ (гелия-3 в сверхтекучем гелии-4); 2) основанный на эффекте Пельтье: при пропускании электрического тока через спай соединенных попарно разных полупроводников (р- и гс-типов), один из которых охлаждается, а другой нагревается; 3) основанный на эффекте Ранка с помощью вихревой трубы, в которой идет расслоение на холодный и горячий потоки; 4) с использованием магнитно-калорического эффекта для получения ультранизких температур (при воздействии сильного магнитного поля на парамагнитное вещество с последующим адиабатическим размагничиванием).

8.2. УМЕРЕННОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ

Холодильные машины

■ За нижний предел температур, получаемых с помощью умеренного охлаждения, принято считать температуру минус 100°С.

Агрегаты, применяемые для получения умеренного холода, дазывают холодильными машинами (установками)^,

В зависимости от вида затрачиваемой энергии холодильные машины можно разделить на работающие с затратой механической энергии (паровые, компрессионные) и работающие с затратой теплоты (абсорбционные и пароэжекторные).

Парокомпрессионные машины вырабатывают холод, используя кипение жидкостей при низких температурах с последующим сжатием образовавшихся паров и их конденсацией.

В газокомпрессионных машинах охлаждение среды происходит за счет расширения предварительно сжатых газов.

Абсорбционные холодильные машины вырабатывают холод, используя способность веществ абсорбировать рабочее тело. Сжатие пара в таких машинах основано на абсорбции рабочего тела (СаСЬ) при температуре окружающей среды и его десорбции при более высокой температуре.

Пароэжекторные холодильные машины работают с затратой тепловой энергии. Сжатие хладагента осуществляется паровым эжектором, а конденсация — смешением с водой.

Наибольшее распространение получили парокомпрессионные холодильные машины.

Хладагенты

Вещества, применяемые в качестве рабочего тела в холодильных машинах, называются холодильными агентами или хлада* гентами (табл. 8.1), в криогенных установках — криагентами.

Хладагенты должны обладать способностью при испарении поглощать большое количество теплоты, иметь малые удельные

Таблица 8.1Основные свойства холодильных агентов
Обозначение | Ра б о1 ю с вещество | Химическаяформула | ТемператураКППС1ШПпри 0.1 МПа,“С | Теплота парообразования, к Д ж/кг
Я-717 | Аммиак | ш3 | —33,35 | 1370
 | Диоксид углерода | со2 | —78,52 | 571,5
Я-10 | Четыреххлористый углерод | СС14 | 76,7 | ■ —
я-и | Монофтортрихлорметан | сись | 23,7 | 183,а
Д-12 | Дифтордихлорметан | СР2С12 | -29,8 | 167,2
1ЫЗ | Трифтормонохлорметан | СР3С1 | -81,5 | 149,2
1ЫЗВ1 | Трифтормонобромметан | СРзВг | -58,7 | —
Д-14 | Тетрафторметан | си* | -128,0 | 143,19
Я-21 | Монофтордихлорметан | СНРСЬ | 8,9 | -
Я-22 | Дифтормопохлорметан | СНР2С1 | -40,8 | 234
1^-23 | Трифторметан | СНРз | —82,2 | 287,4
Г?-113 | Трифтортрихлорэтан | СгРзС13 | -36,6 | 145,5
Я-114 | Тетр афтордихлорэтан | С2Р4С1а | 3,8 | 136,5
Я-116 | Пентафтормонохлорэтан | С2Р5С1 | -38,0 | 131,47
1М52 | Дифторэтан | С2Н4Ра | —25,0 | 

Объемы пара, они не должны иметь высокую критическую температуру, должны быть безвредными, пожаробезопасными, а также доступными и недорогими.

Вязкость и плотность хладагентов должны быть по возможности малыми, чтобы снизить сопротивления при протекании хладагента- в системе; коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи должны быть высокими, что уменьшает поверхность теплообмена. Хладагенты должны быть растворимы в воде и нерастворимы в смазочном масле и т. д.

Полностью удовлетворить все эти требования не может ни один из применяемых в настоящее время хладагентов. Поэтому при выборе хладагента учитывают назначение холодильной машины, условия работы и конструктивные се особенности.

Например, для холодильных машин с поршневыми компрессорами удельная холодопроизводнтелышсть должна быть возможно большей, так как это способствует уменьшению размеров компрессора.

Для холодильных машин малой производительности надо использовать хладагенты с небольшой массовой холодопроизводи-^ельностью; в результате увеличивается количество циркулирующей в системе жидкости, что упрощает конструкцию автоматических регулирующих вентилей.

Наиболее распространенные хладагенты — аммиак и хладоны ¡(насыщенные фторуглероды, часто содержащие хлор, реже — бром).

По термодинамическим свойствам, низкой стоимости и до-ртупиости аммиак является одним из лучших хладагентов. Сдельная холодопроизводительность его относительно хладоноЬ

Э.елика, поэтому аммиачные компрессоры имеют малые размеры, вязкость и плотность аммиака малы, а коэффициент теплоот-Йачи высок. Однако аммиак ядовит, обладает высокой воспламеняемостью, взрывоопасен в смесях с воздухом. Хладоны лишены этих недостатков.

Химическая формула хладона (старое название — фреон), полученного на базе насыщенного углеводорода СтНимеет вид СдНхРуС1г при этом х + у + г «= п. С уменьшением х понижается воспламеняемость хладона, а с увеличением у падают его токсичность и коррозийная активность. Хладоны относительно безвредны, пожаробезопасны, имеют хорошие термодинамические Свойства, обладают химической стойкостью и инертностью к металлам и смазочным маслам, однако аммиак имеет бблыную (в Ь—10 раз) теплоту парообразования (табл. 8.1), чем хладоны, Это значит, что 1 кг аммиака способен отобрать больше теплоты, чем 1 кг хладона.

.Поэтому в каждом отдельном случае выбирают соответствующий условиям хладагент с учетом его свойств. Например, в каскадной парокомпрессионной установке в нижней ступени каска» ¡|а применяют хладагенты с более низкой температурой кипений (хладоны И-13, И-14, И-23), а верхняя ступень каскада работает на аммиаке, хладонах И-12, И-115 (см. табл. 8.1).

В холодильной технике наряду с чистыми холодильными агентами применяют их смеси, например хладона И-12 и хла-дона И-22.

Передача холода на расстояние с помощью промежуточных хладоносителей

Искусственный холод может передаваться непосредственно потребителям или с помощью промежуточных, предварительно охлажденных хладоносителей.

Хладоносители — это жидкости с низкими температурами замерзания, применяемые для транспортировки холода от холодильных установок к потребителям. Хладоносители применяются при обслуживании нескольких аппаратов одной холодильной установкой, а также в холодильных установках, работающих на аммиаке, для безопасности обслуживающего персонала.

При помощи насоса хладоносители циркулируют между испарителем холодильной машины (место охлаждения) и аппаратом-потребителем, отдавая ему холод и нагреваясь при этом. Выбор хладоносите.чя и его концентрации зависит от необходимой температуры охлаждения, которая должна быть выше криогенной точки (температуры замерзания рассола).

В качестве хладоносителей используются водные растворы (рассолы) хлористого натрия, хлористого кальция, хлористого магния, пропиленгликоля, которые не замерзают при низких температурах. Например, растворы СаСЬ применяются в качестве хладоносителей до температуры минус 50 °С, ЫаС1 — до минус 16°С, этиленгликоля — до минус 6°С, а хладона К-11—до минус 100 °С.

Недостатками использования промежуточных хладоносителей является повышенный расход энергии (до 20 %) в холодильных установках, использующих их, и коррозионная активность рассолов по отношению к металлам.

8.3. КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ

Компрессионные холодильные машины являются наиболее распространенными и экономичными. В них используются хладагенты, испаряющиеся при температурах ниже 0°С н после предварительного сжатия в компрессорах или турбокомпрессорах снова превращающиеся в конденсаторе в жидкость. При пониже-нии давления хладагент испаряется со снижением температуры до ¿кип жидкого хладагента при данном давлении.

Цикл идеальной компрессионной холодильной машины

Задачей холодильной машины является отнятие теплоты у тел, температура которых ниже температуры окружающей среды.

Рис. 8.1. Цикл идеальной комлрессион-IIой машины:

/ — компрессор; 2—испаритель; ¿—детандер; 4 — конденсатор

Для перехода теплоты ог тела с менщлей температурой к телу, температура которого выше, холодильная машина должна получать механическую энергию от внешнего источника. Наименьшая затрата энергии достигается с использованием теоретического цикла

идеалыюи холодпльпои компрессионной машины, соответствую-шему обратному циклу Карно (совершаемому против часовой стрелки).

В идеальной компрессионной машине (рис. 8.1) пары хладагента засасываются в компрессор 1, сжимаются до давления сжижения и поступают в конденсатор 4. Этот процесс адиабатического сжатия на диаграмме Т — 5 (рис. 8.2) изображен адиабатой 1—2. Конденсация паров идет изотермически (горизонтальная линия 2—3). Жидкий хладагент из конденсатора поступает в расширительный цилиндр (детандер 3 на рис. 8.1), где адиабатически расширяется (адиабата 3—4) до давления и температуры испарения, и направляется в испаритель 2 (см. рис, 8.1), где испаряется (изотерма 4—/), отнимая при этом теплоту от охлаждаемой среды. Пары засасываются в компрессор 1 (см. рис. 8.1), и цикл повторяется.

При' конденсации паров хладагента (изотерма 2—3) расхо дуется теплота (3, отдаваемая воде при температуре Т. При ис-

1—2—3-4—цикл идеальной компрессионной машины; 3—7 — дросселлроаанйе в дроссельном вентиле

Рис. 8.2. Диаграмма T—S:

Рис. 8.3. Диаграмма р—I:

1 -2-3—4—цикл идеальной компрессионной машины; 3-5—дросселирование в дроссельном йентнле

Рис. 8.4. Цикл действительной холодильной машины:

Л — компрессор; 2—испаритель; 3 — дроссельный вентиль; 4 — конденсатор

парении (изотерма 4—1) расход теплоты Q0, получаемой хладагентом от охлаждаемой среды при температуре Т0, называется колодопроиииодительностью.

Величина мощности, которая необходима для осуществления цикла, эквивалентна площади 1—2—3—4 и является теоретической мощностью L, затрачиваемой в цикле;

L ¿д “ Q Qoj

где LK — мощность, затрачиваемая в компрессоре при сжатии пара хладагента, Вт; ¿д — мощность, получаемая при расширении хладагента в детандере, Вт.

Отношение холодопроизводительности Оа к мощности L называется холодильным коэффициентам ч и показывает, какое количество теплоты носпиипнмастся хладагентом от охлаждаемой среды на одну единицу затраченной мощности:

6 ~ Площадь 1 -2-3-4 ~ Д5 (Г -Т0) ~ Т -Т0 ~ (Т/Т0) - 1 '

Для идеального цикла холодильный коэффициент не зависит от природы хладагента. Величина холодильного коэффициента зависит от разности температур Т — Т0 между окружающей средой и холодильной камерой. При уменьшении этой разности холодильный коэффициент е увеличивается, а величина затраченной мощности L уменьшается и имеет тем большее значение, чем меньше разность температур Т—Т0 и отношение Т/Т0.

На диаграмме р — i цикла идеальной компрессионной холодильной машины ,(Рис. 8.3) холодопроизврдительность Q0 и sa*

трата мощности Ь изображены прямолинейными отрезками. Сжатие паров хладагента в компрессоре — отрезок 1—2, конденсация паров — отрезок 2—3, расширение хладагента в дстан* дере —3—4, испарение жидкого хладагента в испарителе — 4—/.

Цикл действительной компрессионной холодильной машины

В действительной холодильной машине (рис. 8.4) вместо сложного расширительного цилиндра (детандера) используется дроссельный регулирующий вентиль 3. Следовательно, обратимое расширение газа изоэнтропического процесса (рис. 8.2, от

резок 3—4) заменяется необратимым процессом дросселирования (рис. 8.2, отрезок 3—7), что уменьшает холодопроизводи-тельность на величину площади 4—5—8-7 (рис. 8.2) н увеличивает расход мощности на величину Ьл.

Парокомпрессионные холодильные машины могут работать с «влажным ходом» или «сухим ходом» конпрессора.

Для влажного цикла паровой компрессионной машины 1—2— 3—7 (рис. 8.2) холодильный коэффициент-.

„ _ Оо. _ Ро___г'| ~ ‘7 . ‘I ~ ‘3 /я

I <¿-0.0 ¿2 -и »2- и’ ( }

где /[, /г, и, ¡7 — удельные энтальпии хладагента в соответствующих точках цикла (рис. 8.2), Дж/кг; <2о — холодопроизводительность, Вт; ¿ — теоретическая мощность, затрачиваемая в цикле, Вт; С} — расход теплоты, отдаваемой хладагентом в конденсаторе, Вт.

В цикле с «влажным ходом» холодильный коэффициент боль» ше, чем в цикле с «сухим ходом» компрессора. Однако при «су* хом ходе» компрессора уменьшаются потери при теплообмене хладагента со стенками цилиндра, повышается коэффициент по* дачи крмпрессора и отсутствуют гидравлические удары. Поэтому в большинстве случаев парокомпрессионные машины работают с «сухим ходом» компрессора и перегревом сжатого пара.

В цикле действительной холодильной машины сжатие хлад« агента компрессором происходит не в области влажного, а в об* ласти перегретого пара; после конденсации паров хладагента жидкий хладагент охлаждают до температуры, более низкой, чем температура конденсации.

В цикле с «сухим ходом» (рис. 8.5 и рис. 8.6) компрессор всасывает сухой пар и сжимает его по адиабате 1—2 до рабЬ* чего давления. Далее следует охлаждение перегретого пара до состояния насыщения по изобаре 2—3, конденсация по изотерма 3—4, переохлаждение 4—5, дросселирование по изоэнтальпе 5^*

6 и испарение по изотерме 6—1.

Линия 4—4' — показывает процесс дросселирования без пе« реохлаждения хладагента в конденсаторе. При переохлаждении хладагента до температуры Т„ холодопроизводительность цикла увеличивается на величину, соответствующую площади 6—4'«*

8—7 (рис. 8.5), а расход энергии при этом пе изменяется.

рPc | 5 4/ . 1 | и?
л W и | V
Г 1

Рис. 8.5. Сухой цикл действительной компрессионной холодильной машины в координатах Т~~ S

Рис. 8.6. Сухой цикл действительной компрессионной машины в координатах p—i

Таким образом, для сухого цикла одноступенчатой паровой компрессионной холодильной установки с помощью диаграмм

T — S (рис. 8.5) и р — i (рис. 8.6) можно определить все ее ос

новные параметры. 1) холодопроизводительность установки (б Вт)

% -с а(8.3)

2) удельную объемную холодопроизводительность холодильного агента (в Дж/м3)

?B = p(i'i — h)\ (8.4)

3) теоретическую мощность, затрачиваемую компрессором (в Вт)

L = Q — Qo = G(i2 — /,); (8.5)

4) расход теплоты, отдаваемой хладагентом воде в конденсаторе, включая переохлаждение жидкого хладагента (в Вт)

О ■■= а (/г — /б);

5) холодильным коэффициент (без переохлаждения жидкого Хладагента, процесс 1—2—3—1—4')

%

L

/1 - и i 2 — ¿1

*1 - 'У ¿2 — /1

6) холодильный коэффициент (с переохлаждением жидкого хладагента, процесс 1—2—3—4—5—6)

Qo

12 — ![

где й — расход хладагента в цикле, кг/с; ¡¡, (г, ц, (4., 15, — удельные эн

тальпии в соответствующих точках цикла, Дж/кг; р — плотность пара хладагента, всасываемого компрессором, кг/м3.

Учитывая, что требуемое переохлаждение жидкого хладагента пе всегда может быть достигнуто в конденсаторе, перед Дроссельным вентилем в принципиальную схему действительных компрессионных холодильных машин включают переохладитель жидкости. Для обеспечения «сухого хода» перед компрессором устанавливается отделитель жидкости.

Действительная мощность N (в кВт), расходуемая компрессионной холодильной установкой:

ЛГ —1/(100т)). (Р.6)

Здесь Ь — теоретическая мощность, Вт; т) — общий к. п. д. компрессора.

Холодопроизводительность С?0 (в Вт) компрессора рассчитывается по формуле:

(Зо = (8.7}

где X— коэффициент подачи компрессора; Уг — геометрический объем, описываемый поршнем н единицу иременн, м3/с; qv — удельная объемная холо-допроизводптелышсть, Дж/м1.

Для сравнительной оценки холодопроизводт слыюсти холодильных компрессоров исходят из нормальных условий, в каче

стве которых принимаются: температура испарения Т0 = —15°С, температура переохлаждения Тп = 25 °С и температура конденсации Т = 30 °С.

Одноступенчатые компрессионные холодильные машины применяются до степени сжатия р/р0 <6-4-8. При больших степенях сжатия используют многоступенчатые установки.

Многоступенчатые холодильные машины

Для получения относительно низких температур (от минус 40 °С до’ минус 80‘С) используют многоступенчатые (двух- и трехступенчатые) компрессионные холодильные машины. Их применяют в тех случаях, когда разность температур Т и Т0 велика и отношение давлений р/р0 становится слишком большим для одноступенчатого сжатия. При р/ро 8-4- 10 используются двухступенчатые холодильные установки, а при р/ра > 8 10 —

трехступенчатые.

Обычно двухступенчатые компрессионные холодильные установки применяют в диапазоне температур испарения нижней ступени от минус 60 °С до минус 80 °С. При более низких температурах используют трехступенчатые каскадные холодильные установки.

Двухступенчатая установка представляет собой систему, состоящую из двух одноступенчатых установок, соединенных между собой через промежуточный сосуд. При двухступенчатом сжатии вводится промежуточное охлаждение и появляется возможность двухступенчатого регулирования.

В двухступенчатой компрессионной холодильной машине (рис. 8.7) пары хладагента при давлении р засасываются из испарителя /, сжимаются в цилиндре низкого давления (ЦНД) до давления р\ и через холодильник II поступает в сосуд-отделитель III, где они барботируют через слой кипящего жидкого хладагента. Пары отделяются от жидкости и засасываются в ци-

Рис. 8.7. Схема двухступенчатой компрессионной го годильно3 машины.*/ — испаритель; //—холодильник; III —сосуд-отделияе; ь; IV—ко.нденсатор; ЦНД, ЦНВ — цилиндр низкого и высокого давления, соответственно; рВ-i, РВ-2-~регулирующие вентили; арабские цифры соответствуют аналогичным точкам на рис. 8-8 и 8.9 D

циндр высокого давления (ЦВД). Далее они сжимаются до давления р2 и направляются в конденсатор IV. Образовавшаяся жидкость проходит через регулирующий вентиль (РВ-1) и дросселируется до давления ри после чего поступает в сосуд-отделитель III, где охлаждает пари, поступающие при том же давлении из холодильника II.

Далее неиспарнвшаяся часть хладагента дросселируется, проходя через регулирующий вентиль (РВ-2), до давления испарения р и поступает в испаритель I, где отнимает теплоту от охлаждаемой среды. Пары засасываются в цилиндр низкого давления (ЦНД) и цикл повторяется.

На диаграммах Т — S я р — i (рис. 8.8 и рис. 8.9) пары хладагента сжимаются в цилиндре низкого давления по. адиабате 1—2, охлаждаясь в холодильнике II по изобаре 2—3' и в сосуде-отделителе III до температуры насыщения по изобаре 3'—3, затем сжимаются в цилиндре высокого давления (ЦВД) по адиабате 3—4 до перегретого состояния, охлаждаясь в конденсаторе IV по изобаре 4—5 с конденсацией паров по изобаре (изотерме) 5—6 с дальнейшим переохлаждением по изобаре

Рис, 8.8. Цикл двухступенчатой компрессионной холодильной машины на диаграмме Т-~$

Рис. 8.9. Цикл двухступенчатой компрессионной холодильной машины на диаграмме Р~1_

D Такой же прием использован и для некоторых других приводимых ниже схем,

6—7. Дросселирование в РВ-1 характеризуется изоэнталытой

7—8. Получаемый после расширения влажный пар (точка 8} разделяется в сосуде-отделителе III на паровую и жидкую фазы. Жидкий хладагент дросселирует через регулирующий вентиль РВ-2 до давления р по изоэнтальпе 9—10 и испаряется в испарителе 1~по изотерме 10—1.

Все арабские цифры, проставленные на рис. 8.7, соответствуют точкам на диаграммах Т — 5 и р — i (рис. 8.8 и рис. 8.9),

Оборудование парокомпрессионной холодильной установки

Комплект холодильном машины со вспомогательной аппаратурой, осуществляющей процессы производства, распределения и потребления холода, называется х о л о д н л ь и ой уста нов* кой.

Холодильная машина состоит из компрессора, конденсатора и испарителя. Кроме холодильной машины установка включает в себя вспомогательную аппаратуру, приборы охлаждения, разветвленную сеть трубопроводов, вспомогательные системы (ей* стема оборотного водоснабжения, ресиверы, осушители и теплообменники), энергетическое оборудование и др.

Компрессоры холодильных машин служат для отсасывания паров из испарителя и нагнетания их в конденсатор.

В парокомпрессионных холодильных установках используются компрессоры следующих типов: поршневые, ротационные, винтовые и турбокомпрессоры.

Каждому типоразмеру компрессоров соответствует определенное обозначение — марка. Марка холодильного агента обозначается начальной буквой его названия: аммиак — А, хладон (фреон) — Ф. Расположение и число цилиндров показывают буквами В, У и УУ, что, соответственно обозначает: вертикальный двухцилиндровый, У-образный (У-образный) четырехцилиндровый и УУ-образный (\?/-образный, веерообразный) восьмицилиндровый. После буквенных обозначений в конце марки пишут число, показывающее холодопроизводительность компрессора при нормальном режиме работы компрессора.

Конденсаторы служат для передачи теплоты от хладагента окружающей среде — воде или воздуху. По этому признаку различают конденсаторы с водяным и воздушным охлаждением. Из различных конструкций конденсаторов с водяным охлаждением наибольшее распространение получили элементные, горизонтальные и вертикальные кожухотрубные, а также оросительные. Ими комплектуют хладоновые и аммиачные холодильные машинь* средней и большой холодопроизводительности. Конденсаторы с воздушным охлаждением обычно применяют в малых хладоновых машинах.

Конструкционным материалом для конденсаторов и других аппаратов аммиачной холодильной установки служит? сталь.

В хладоновых конденсаторах применяются медные теплообменные трубы с оребрением со стороны хладона.

В испарителе осуществляется переход теплоты от охлаждае-мой среды к кипящему холодильному агенту. По принципу действия испарители аналогичны конденсаторам. Разница заключается в том, что в конденсаторах хладагент отдает теплоту, а в испарителях получает ее. Чаще других применяются кожухотрубчатые испарители.

Холодильные агрегаты — это конструктивные объединения отдельных элементов холодильной машины на одной раме, что обеспечивает компактность машины, удобство монтажа и эксплуатации, а также полной автоматизации.

Наиболее распространенными являются компрессорно-конденсаторные агрегаты (АК), в которых объединены компрессор, с электродвигателем, конденсатором и вспомогательным оборудованием. Обозначение таких агрегатов в типоразмерах: ФГК — хладоновый (фреоновый) герметичный компрессорно-конденсаторный агрегат; АК — аммиачный компрессорно-конденсаторный агрегат и т. п. Широко применяются также агрегаты нспаритель-но-регулирующие (АИР), которые собирают па общей раме из испарителя, ресивера, теплообменника и регулирующей станции с соответствующими вентилями и контрольно-измерительными приборами. Такие агрегаты комплектуют с определенным типом компрессорно-конденсаторных агрегатов, образующих вместе со щитами управления и сигнализации автоматизированную холодильную машину.

Испарительно-конденсаторные агрегаты (АПК) состоят из испарителя, конденсатора, запорной арматуры, фильтров, осушителей, теплообменника, приборов автоматики (терморегуляторы ТРВ, соленоидные вентили СВ, термореле ТРД) и контроля (манометры).

Комплексные агрегаты выполняются с воздухоотводителями непосредственного охлаждения и с рассольными испарителями. Они полностью автоматизированы и попользуются для холодильных шкафов, транспортных установок и кондиционирования воздуха.

Ресиверы служат для создания запаса жидкого хладагента, что обеспечивает бесперебейную подачу жидкости к регулирующему вентилю. Они устанавливаются после конденсатора.

Фильтры применяются для улавливания механических загрязнений (ржавчины, песка и др.).

Осушители рассчитаны для поглощения воды из хладоноз при заполнении системы и во время эксплуатации.

Теплообменники необходимы для переохлаждения жидкого хладона и для перегрева парообразного хладона, поступающего из испарителя в компрессор.

Абсорбционные холодильные машины дают возможность использовать теплоту низкого потенциала, например отработанный пар, отходящие газы, дымовые газы и др.

Принцип работы абсорбционных холодильных машин основан на поглощении (абсорбции) паров хладагента каким-либо абсорбентом при давлении испарения и последующем его выделении (десорбции) при давлении конденсации путем нагревания.

Наибольшее применение получили водоаммиачные абсорбционные установки, в которых хладагентом является аммиак, а поглотителем (абсорбентом)—вода. Аммиак активно абсорбируется водой: при О "С и единице объема воды растворяется до 1148 объемов парообразного аммиака. Абсорбция (поглощение) жидкого аммиака в воде сопровождается выделением теплоты (около 800 кДж/кг аммиака), а при растворении в воде паров .аммиака происходит выделение теплоты парообразования (приблизительно 1260 кДж/кг).

Раствор аммиака в воде имеет температуру кипения, значительно более высокую, чем температура кипения самого аммиака.

В водоаммиачной холодильной машине (рис. 8.10) концентрированный водоаммиачпый раствор поступает в кипятильник 1, откуда образовавшиеся пары аммиака поступают в конденсатор 2, где конденсируются, отдавая теплоту охлаждающей воде. Сжиженный аммиак проходит через дросселирующий вентиль 3 и испаряется в испарителе 4, отнимая теплоту от охлаждаемой среды. Холодопроизводительность машины определяется количеством отнимаемой теплоты. -

Из испарителя 4 газообразный аммиак направляется в абсорбер 5, где поглощается водой с образованием концентрированного (приблизительно 50%-го) раствора. Полученный раствор нагнетается насосом 6 через теплообменник 7 в кипятильник 1, где за счет нагревания водяным паром большая часть аммиака испаряется и в виде газа поступает в конденсатор 2, а слабый раствор (приблизительно 20 %-ный) отводится из кипятильника в абсорбер 5, где вновь

Рис. 8.10. Схема абсорбционной холодильной машины:

— кипятильник; 2—конденсатор; 3, 8—вентили;

— испаритель; 5—абсорбер; 6 — насос; 7 — теплообменник концентрируется в результате абсорбции газообразного аммиа* ка из испарителя.

Таким образом, в абсорбционной холодильной машине роль компрессора выполняет термокомпрессор — агрегат, включающий кипятильник, абсорбер и теплообменник.

Холодильный коэффициент е абсорбционной холодильной машины определяется отношением холодопропзводителыюсти С}0 и количеством затраченной теплоты в генераторе (кипятильнике) <3г, т. е. е = <Зо/Фг.

Для абсорбционных установок требуются меньшие затраты и менее сложное оборудование, чем для компрессионных машин; кроме того, в них энергия расходуется только на насос для водоаммиачного раствора.

В промышленности наибольшее распространение нашли два ' типа абсорбционных установок: водоаммиачные с холодопроиз-водительностью от 2330 кВт (АВХМ-2000/34) до 17 000 кВт (АВХМ-14 000/12), применяемые при отрицательных температурах (минус 10—минус 30°С), и бромистолнтиевые с холодо-пронзнодптслыюстыо от Г)80 кВт (А1>ХМ-Г>00) до 5800 кВт (АБХМ-5000), производящие холод для систем кондиционирования при положительных температурах (4—7°С).

8.5. ПАРОЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ

Применение пароструйных эжекторов вместо поршневых компрессоров позволяет использовать в качестве хладагента воду. Как хладагент вода обладает высокой теплотой парообразования (почти в два раза больше, чем у аммиака, и в 10 раз больше, чем у диоксида углерода), абсолютно безвредна и дешева.

Пароэжекторпые установки работают за счет использования кинетической'энергии расширяющегося потока газа или пара.

В пароводяной эжекторной холодильной машине (рис. 8.11) рабочий пар давлением около 0,6 МПа из парового котла поступает в сопло эжектора 1, где при расширении пара создается вакуум. В результате из испарителя 5 в эжектор засасываются Колодные водяные пары, а остаточное давление в испарителе

Рис. 8.11. Схема пароводяной эжекторной холодильной машины:

/ — эжектор; 2 — конденсатор: 3, ff—насосы; 4— регулирующий вентиль; 5—испаритель; 7—потребитель холода снижается до 0,266—0,532 кПа. Циркулирующая вода вследствие частичного испарения охлаждается и откачивается насосом 6 через потребляющий холод аппарат 7, где отдает холод, и, нагреваясь, вновь попадает в испаритель. Водяной пар (смесь) после выхода из эжектора конденсируется в конденсаторе 2 с помощью охлаждающей воды. Конденсат откачивается насосом в паровой котел, при этом часть конденсата через регулирующий вентиль 4 поступает в испаритель для компенсации убыли воды за счет ее частичного испарения.

Холодопроизводительность определяют количеством холодного пара, отсасываемого из испарителя.

В пароэжекторных машинах холодопроизводительность и расход пара в значительной степени зависят от температуры охлаждаемом воды.

Холодильные коэффициенты пароэжекторпых холодильных установок равны приблизительно 0,2 и представляют собой отношение холодопроизводительности <30 к теплоте <2К, затраченной на получение рабочего пара: & = <Зо/<2к.

К достоинствам пароэжекторных холодильных установок следует отнести взрывобезопасность, отсутствие вредных выделений, простоту изготовления. Недостатками их являются большой расход воды и сложность регулирования холодопроизводительности.

Пароэжекториые холодильные установки могут конкурировать с другими типами холодильных машин в тех случаях, когда требуется, охлаждение не ниже, чем 1,7—2 °С, например для кондиционирования воздуха.

В нашей стране пароэжекторные холодильные установки выпускаются холодопроизводительностью от 350 кВт (типоразмер 18Э) до 1750 кВт (15Э).

8.6. ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ

Принципы получения глубокого холода. Глубокое охлаждение предполагает охлаждение до температур ниже минус 100 °С. Техника глубокого охлаждения применяется для сжижения и разделения газов, например воздуха, коксового газа, природных газов и т. д. Попутно с -получением кислорода методами глубокого охлаждения получают редкие газы: аргон, гелий, неон, криптон, ксенон. В технике глубокого охлаждения применяют два основных метода получения низких температур: 1) расширение газов без совершения внешней работы — дросселирование (с использованием эффекта Джоуля — Томсона); 2) расширение газов с совершением внешней работы в детандере.

Пользуются также комбинированием дросселирования газа с последующим расширением его в детандере.

Эффект дросселирования заключается в том, что при расширении сжатого газа до более низкого давления без совершения внешней работы и без обмена теплотой с окружающей средой температура газа понижается.

Дросселирование проводится в расширительном (дроссельном) вентиле.

Изменение температуры газа при дросселировании происходит в результате того, что все реальные газы при обычных температурах обладают несколько большей сжимаемостью, чем это. следует из закона Бойля — Мариотта. В связи с тем, что при сжатии газа молекулы его сближаются, возникает дополнительное действие сил взаимного притяжения. При дальнейшем расширения сжатого газа до первоначального объема тратится дополнительная работа, осуществляемая за счет внутренней энергии сжатого газа, т. е. путем затраты соответствующего количества содержащейся в нем теплоты, поэтому температура -расширяющегося газа понижается.

Различают дифференциальный и интегральный дроссельные эффекты.

Дифференциальным дроссельным аффектом, называется отношение бесконечно малого изменении температуры к вызывающему его бесконечно малому понижению давления газа. Практически дифференциальным эффектом считают изменение температуры при падении давления на 0,1 МПа (1 кгс/см2), что дает понижение температуры примерно на 0,25 °С.

Интегральный дроссельный эффект соответствует изменению температуры при больших изменениях давления.

Дроссельный эффект Джоуля — Томсона может быть положительным и отрицательным: если при дросселировании газ охлаждается— положительным, а если нагревается — отрицательным.

Большинство газон при дросселировании охлаждаются. Воздух, кислород и азот можно охладить дросселированием при комнатной температуре, а водород и гелий необходимо предварительно охладить дли получения положительного дроссельного эффекта.

Эффект Джоуля — Томсона, выраженный через разность энтальпий газа до и после дросселирования при начальной постоянной температуре, называется изотермическим.

Циклы, основанные на использовании эффекта Джоуля — Томсона при дросселировании, называют циклами Линде.

Второй способ получения холода основан на явлении охлаждения газа при его расширении в расширительной машине с совершением внешней работы. Расширение сжатого газа происходит без обмена теплотой с окружающей средой, и совершаемая при этом работа производится за счет его внутренней энергии.

Расширительные машины могут быть как поршневого типа — поршневые детандеры, так и центробежные — турбодетандеры (цикл Капицы).

При расширении газа в детандере достигается больший эф* фект охлаждения, чем при дросселировании.

Конечную температуру, полученную при адиабатическом расширении газа с отдачей внешней работы, можно подсчитать по

формуле

7-2 = Г. (р2/р,)(*-‘^.

Здесь Г, — начальная температура газа перед расширением) ^—-конечная температура газа после расширения; р, — начальное давление газа перед расширением: р2 — конечное давление газа после расширения; к — показатель адиабаты расширения.

При расширении в области между сравнительно высокими давлениями эффективным является процесс дросселирования, а если перепад давлении при расширении велик или расширение начинается при сравнительно высоких температурах, предпочтительнее будет детандпрование. Для повышения холодопроизво-дителытости методы расширения газа в детандере и дросселирования газа комбинируют друг с другом.

Цикл высокого давления с однократным дросселированием (рис. 8.12 и 8.13) применяется для сжижения газов, например воздуха. Воздух при температуре Т\ и давлении рл сжимается ? компрессоре I до давления р2 (до 20 МПа) по изотерме 1—2 я Охлаждается в водяном холодильнике II до первоначальной температуры.

Затем сжатый воздух охлаждается в противоточном теплооб«' меннике III по изобаре 2—3 за счет дросселированного газа? Идущего из сборника жидкого воздуха. После теплообменник^ сжатый воздух проходит через дроссель IV, давление его сни* жается до ри воздух охлаждается по изоэнтальпе 3—4 и. часть

I

 | Воздух

Рис, 8.12 Схема цикла с однократным дросселированием:

/ — компрессор; // — теплообменник; /// — сборник жидкого воздуха; /V —дроссель; К-*-водяной холодильник

Рио, 8.13. Диаграмма Г—5 цикла с однократным дросселированием

его переходит в жидкие состояние. Несжиженный воздух идет в теплообменник, где нагревается до первоначальной температуры по изобаре 5—1, снова засасывается компрессором, и цикл повторяется.

Отрезок 4—5 характеризует долю сжиженного газа, а отре-

зок 0—4 — долю песжпжсппого газа.

Удельная холодопроизводительпость ц (в Дж/кг) цикла:

Ц = ¡1 — ¡2,

где г, н ¡2 — удельные энтальпии расширенного и сжатого воздуха при температуре входа в теплообменник, Дж/кг,

Ожижаемая доля воздуха:

_ Ч - <7пот _ ¿1 - ¡1 — <7пот

¡1 — ¿0 ¿1 — ¿0

Здесь ¿о — удельная энтальпия жидкого воздуха (при давлении расши-, ренного воздуха), Дж/кг; <7пот — суммарные потери холода (в окружающую среду, с уходящим жидким продуктом и от недорекуперации), отнесенные к 1 кг перерабатываемого воздуха.

Холодплышй коэффициент определяется по формуле:

е =_'1 ~ _

1,69/?7' 1 1п (Р2/Р1)

Цикл с однократным дросселированием и предварительным аммиачным охлаждением относится к усовершенствованным циклам Линде. Предварительное охлаждение является совершенно обязательным при охлаждении таких газов, как водород и гелий (их необходимо охладить, соответственно, ниже 180 и 40 К).

Предварительное аммиачное охлаждение позволяет повысить изотермический дроссельный эффект и уменьшить расход энергии па получение 1 кг сжиженного воздуха.

В этом цикле (рис. 8.14 и 8.15) газ сжимается до 20 МПа в компрессоре / по изотерме 1—2 и поступает н предварительный теплобмеипнк ///, где охлаждается обратным (дросселированным) газом по линии 2—3', обратный газ нагревается по линии 6—1. Затем газ поступает в аммиачный теплообменник IV, где охлаждается испаряющимся аммиаком до минус 45 °С (линия 3'—3) и направляется в основной теплообменник V, где дополнительно охлаждается обратным газом (линия 3—4), который в свою очередь нагревается (линия 5'~6). Далее, охлажденный газ дросселируется (линия 4—5) и поступает в разделительный сосуд, где отделяется сжиженная часть, выводимая из установки как готовый продукт. Несжиженная часть газа идет в качестве хладагента в теплообменники III и У и характеризуется отрезком 0—5.

За счет предварительного охлаждения в аммиачном теплообменнике эффективность дроссельного цикла значительно увеличивается. Изотермический эффект дросселирования опреде-

г

, III

Рис. Я. 14. Схема цикла с однократным дросселированием и предварительным аммиачным охлаждением:

л'-Ь

/ — компрессор; 11— холодильник компрессора; /// — предварительный регенеративны!! теплообменник; IV — аммиачный холодильник; V — основной регенеративный теплообменник; VI—регулирующий вентиль; VII — сборник жидкого продукта

Рис. 8.15. Диаграмма Т— 5 регенеративного цикла с однократным дросселированием и предварительным аммиачным охлаждением

ляется при температуре предварительного аммиачного охлажч дения.

Удельная холодопроивзодительность цикла:

<7 = «о — 1з,

где 1<з п 13 — удельные энталыпш расширенного и сжатого газа при температуре входа б основной теплообменник после аммиачного холодильника, Дж/кг.

Ожижаемая доля газа:

где С0 — удельная энтальпия жидкого воздуха, Дж/кг; <7пот —* СуММЕрНЫб ПО-тери холода, отнесенные к 1 кг перерабатываемого газа.

Цикл с двухкратным дросселированием и циркуляцией газа под давлением. Для повышения экономичности производства сжиженного газа применяется цикл с двухкратным дросселированием н циркуляцией газа под давлением.

В этом цикле (рис. 8.-16 и 8.17) газ первоначально дросселируется не до низкого конечного, а до некоторого промежуточного .давления и несжиженная часть газа возвращается на сжатие до высокого давления. В результате получается значительный выигрыш в общем расходе энергии на сжатие газа.

Газ изотермически сжимается в компрессоре низкого давления I до промежуточного давления р\, приблизительно равного

5 МПа (линия 1—2), после чего к нему добавляется циркулирующий газ того же давления и смесь сжимается в компрессоре высокого давления III до давления рг, приблизительно равного 20 МПа (линия 2—3). Сжатый газ проходит через теплообменник V, где охлаждается несжиженным после дросселирования газом (линия 3—4).

Рис. в. 17. Диаграмма Г—5 регенеративного цикла с двухкратным дросселированием и циркуляцией газа под давлением

¡p2 | lpi ¡Ре
1 2о/-А-/ 8 | г —?!ГЧ.
Рис. 8.16. Схема регенеративного цикла с двухкратным дросселированием и циркуляцией газа под давлением:/ — компрессор низкого давления; // —холодильник компрессора низкого давления; III— компрессор высокого давления; IV— холодильник компрессора высокого давления; V—* теплообменник; У1> VIII — регулирующие вентили; VII — сборник промежуточного давления; IX — сборник жидкого продукта

Охлажденный газ дросселируется (линия 4—5) до промежуточного давления р\ регулирующим вентилем VI, частично сжижается и поступает в сборник VII промежуточного давления, откуда несжиженная часть газа (1 — М) направляется в теплообменник V п после отдачи холода (линия 6—2)—в компрессор III.

Сжиженная часть газа и количестве М вторично дросселируется (линия 7—8) п регулирующем вентиле VIII, попадает в сборник жидкого продукта IX и выводится из установки (точка 0). Испаренная часть газа из сборника IX идет через теплообменник V, отнимая теплоту от газа высокого давления (линия

9—1), и вновь засасывается компрессором I.

Удельная холодопроизводительность q (в Дж/кг):

<7 = (h — h) + Al (¿i — ti).

Здесь /], ¡2, iз — удельные энтальпии расширенного воздуха, сжатого воздуха среднего давления и сжатого воздуха высокого давления, соответственно, при температуре входа в основной теплообменник, Дж/кг; М — доля воздуха, дросселируемого до низкого давления (обычно 0,2—0,4).

Ожижаемая доля газа (действительный коэффициент сжижения) :

(h — h) + Al (/1 — i¡) — 9пот

у----. ,

7.

12J2_1>1,

Рис. 8.18. Схема цикла среднего давления с детандером.

' IV

1 уЬ

VI

:-i- viu

/ — компрессор; // — холодильник компрессора; III, V, VI — регенеративные теплообменники; IV — детандер; VII — регулирующий вентиль (дроссель); У/// — сборник жидкого продукта

Рис. 8.19. Диаграмма Т—S цикла среднего давления с детандером

где /0 — удельная энтальпия жидкого газа, Дж/кг; q„0t — суммарные потери холода, отнесенные к 1 кг перерабатываемого газа.

Цикл среднего давления с расширением сжатого газа в детандере (цикл Клода). При сжижении газов расширение в детандере используют для предварительного охлаждения с последующим дросселированием до температуры сжижения. Эти комбинированные циклы различаются величиной давления, до которого сжимается сжижаемый газ, и конструкцией детандера.

Цикл среднего давления (рис. 8.18 и 8.19) основан на адиабатическом расширении газа с отдачей внешней работы. Газ сжймается компрессором / до высокого давления (2,5—4 МПа) по изотерме 1—2, охлаждаясь затем в холодильнике II до температуры всасывания. Далее газ охлаждается в регенеративном противоточном теплообменнике III обратными газами (по изобаре 2—3) и разделяется на два потока. Первый поток (1—М) направляется па дальнейшее охлаждение в теплообменники V (изобара 3—5) и VI (изобара 5—6). Второй поток газа в количестве М расширяется в детандере IV (по адиабате 3—4) и последовательно проходит два теплообменника V и III, где отнимает теплоту у сжатого газа, нагреваясь при этом до первоначальной температуры (линия 4—1). Сжатый газ после охлаждения в теплообменнике VI дросселируется (линия 6—7) в регулирующем вентиле VII до атмосферного давления, частично сжижается и поступает в сборник жидкого продукта VIII (точка 0 — состояние жидкости, точка 8 — состояние сухого насыщенного пара после дросселирования). Несжиженная часть газа идет на охлаждение сжатого газа в теплообменниках VI, V, III, после чего вновь засасывается компрессором.

Холодильный цикл Клода до настоящего времени наиболее экономичен в тех случаях, когда разделенные компоненты необ* ходимо получать в виде жидкостей.

Расход энергии на сжижение газа при изоэнтропическом расширении уменьшается па величину работы, совершаемой детандером.

Удельная холодопронзводительность цикла q (в Дж/кг):

q = {I, — /2) + М (г'з — /4),

где /2 — удельные энтальпии расширенного и сжатого воздуха при температуре входа в основной теплообменник, Дж/кг; 1з, ¿4 — удельные энтальпии сжатого воздуха при входе в детандер и при выходе из него, Дж/кг; М — доля воздуха, направляемого в детандер (обычно принимают М = 0,8).

Для воздуха, расширяющегося в детандере, в этом цикле, обычно принимают:

г3 — U = 0,65 Аг',,3 = 0,65 (г3 — /8).

Здесь Д|из — изменение удельной энтальпии воздуха при изоэнтропическом процессе, Дж/кг; in — удельная энталышя воздуха при давлении после детандера и при той же мнтрошш, что и ¡.¡, Дж/кг.

Ожижеппая доля газа с учетом холодопотерь:

(<1 - <2) М (¡3 - U) - Япот

у = ---- ,

1\ — ¿0

где i0 — удельная энтальпия сжиженного газа, Дж/кг.

Цикл высокого давления с расширением сжатого газа в детандере без регенерации (цикл Гейландта). В отличие от цикла Клода в этом цикле в детандер направляется часть сжатого газа до его охлаждения в регенеративных теплообменниках. Детандер работает на более высоком температурном уровне, в результате коэффициенты полезного действия' детандера и цикла значительно повышаются.

В цикле высокого давления (рис. 8.20 и 8.21) газ, сжатый до высокого давления (приблизительно 20 МПа) в компрессоре I v(изотерма 1—2), разделяется на дна потока. Один поток в количестве (1 — М) направляется в регенеративные теплообменники III и V (линия 2—4—5), а другой в количестве М поступает в детандер IV и, расширяясь (по линии 2—3), совершает внешнюю работу. Сжатый и охлажденный в теплообменниках III и У газ дросселируется в регулирующем вентиле VI до атмосферного давления (изоэнтальпа 5—6) и частично сжимается,, а затем направляется в сборник VII, откуда сжиженная часть ¡(точка 0 — состояние жидкого продукта) выводится из установки, а несжиженная часть (точка 7 — состояние сухого насыщенного пара после дросселирования) идет в качестве хладагента' в теплообменники V и III, изобарически нагреваясь до первоначальной температуры (линия 7—1).

Удельная холодопронзводительность цикла q (в Дж/кг):

Я — (й — /2) + М (¿2 — г'з).

7

2,

" -га

S

Рис. 8.20. Схема цикла высокого давления с детандером!

1 — компрессор; II— холодильник компрессора; III — реге* неративный теплообменник, использующий холод детан-дерного цикла; IV — детандер; V—регенеративный теплообменник; VI — регулирующий вентиль; VII — сборник жидкого продукта

т-

Рис. 8.21. Диаграмма T—S цикла высокого давления а детандером

Здесь ¿!, ¿2 — удельные энтальпии расширенного и сжатого газа при температуре входа в основной теплообменник и детандер, Дж/кг; г3 — удельная энтальпия газа по выходе из детандера, Дж/кг; М — доля газа, направляемого в детандер (обычно принимают М = 0,45 -г- 0,5); (¿1— 12) — холодо-производителыюсть, получаемая п результате дросселирования; (¡2 — /3) —• холодопроизводнтелыюсть, соответствующая работе, отданной в детандере.

Ожижасмая доли газа:

(h -it) ~Ь м (/2 — /3) — <Juот

h — ¡0

Коэффициент полезного действия детандера в условиях данного цикла составляет примерно 0,7—0,8.

Цикл низкого давления с расширением сжатого газа а турбодетандере (цикл Капицы). Этот цикл дает наибольший эффект при разделении газовых смесей с получением газообразных компонентов.

Эффективность расширения газа в детандере достигнута за счет использования вместо поршневых машин одноступенчатого турбодетандера (к. п. д. ранен 0,8), сконструированного академиком П. JI. Капицей.

Применение одноступенчатого турбодетандера дает возможность сжижать газ при давлении не более 0,6 МПа (6 кгс/см2), что позволяет использовать регенеративные теплообменники, характеризующиеся малой недорекуперацией.

В цикле низкого давлении (рис. 8.22 и 8.23) газ сжимается турбокомпрессором / по изотерме 1—2 до 59-10* Па и поступает на охлаждение в регенератор III, после чего делится на две части. Одна часть поступает в турбодетандер IV и, расширяясь (линия 3—4), совершает внешнюю работу, а другая часть направляется в регенератор V, где охлаждается до более низкой температуры и сжижается (линия 3—3'—5) за счет холода газа, поступающего после расширения в турбодета'ндер. Сжиженный газ дросселируется до первоначального давления (линия 5—6) и поступает в сборник жидкого продукта. Несжиженный газ идет на охлаждение в регенератор V и ///.

Удельная холодопропзводптельность цикла q (в Дж/кг):

<? = (»! — к) + (1 — а у) (г'з — и)-

Здесь 1и к — удельные энтальпии расширенного и сжатого воздуха при температуре входа в основной теплообменник, Дж/кг; £3, ц — удельные энтальпии сжатого воздуха перед турбодетандером и после него, Дж/кг; а — . коэффициент, учитывающий испарение при дросселировании жидкости от | давления конденсации до атмосферного давления.

' Ожижаемая доля газа:

_ (¿1 — ¿2) ~1~ (1 — чу) (¿3 — Ц) — ?пот

‘Г/ /1 — /о

Можно принять для воздуха, расширяющегося в турбодетан-'дере:

I ■ г'з — /4 = 0,8 Д(иэ = 0,8 ((з — I7),

где Д/„з — изменение' удельной энтальпии воздуха при изоэнтропическом процессе, Дж/кг; /7 — удельная энтальпия воздуха при давлении после детандера и при той же энтропии, что и /3, Дж/кг.

Цикл Капицы отличается высокой производительностью (за счет применения турбодетандера вместо поршневых детандеров).

Рис. 8.22. Схема цикла низкого давления с турбодетандером:/ — турбокомпрессор; // — холодильник турбокомпрессора; III, V — регенераторы; IV—турбодетандер; VI — регулирующий вентиль; VII — сборник жидкого продукта

Рис. 8.23. Диаграмма T—S цикла низкого давления с детандером

рРгР,Р,Р.. |  |  | 0,го.
11' |  | 1IV
3 |  | 4
с>. | / | 

и Уг И/

у " |  | _ |  | >/ |  | л
т | 4 |  | yiipi |  |  | х-

J | £ | Ц,Р4 |  |  | ......1
1 | 2 |  |  | ........г

Рис. 8.24. Схема устройства и работы холодильной машины фирмы „Филипс“:

Л—компрессорная часть; В — детандерная часть; ^ — регенератор

Рис. 8.25. Диаграмма p—V цикла Стирлинга

Цикл газовой регенеративной холодильной машины ХГМ (обратный цикл Стирлинга). Этот цикл положен в основу холодильной машины фирмы «Филипс» (Голландия).

Цилиндр машины (рис. 8.24) разделен на компрессорную А (так называемая теплая сторона) п детандерпую В (так называемая холодная сторона) части, между которыми находится регенератор R, изготовленный из теплоемкой пористой массы. Газ, идущий из компрессора в детандер, охлаждается в регенераторе; при обратном ходе газ, идущий из детандера в компрессор, нагревается в регенераторе.

В цикле (рис. 8.25) осуществляются следующие процессы: / — изотермическое сжатие 1—2 (теплота Qi отводится охлаждающей водой); // — изохорное охлаждение 2—3 (при прохождении через регенератор); III— изотермическое расширение

3—4 с отдачей на сторону работы (теплота Q2 подводится за счет охлаждения постороннего тела); IV—изохорное нагревание 4—1.

Получение холода осуществляется на стадии расширения газа в детандерной части цилиндра (рис. 8.24, 3), где теплота расширения отнимается холодильным агентом от охлаждаемой среды.

Холодопроизводительность Q2 равна работе, отведенной в детандере:

Q2 =. La — RT2 In (V,/V2).

Работа компрессора:

помощью машины фирмы «Филипс» составляет примерно

],1 кВт-ч/кг при давлении сжатия 1,6—3,5 МПа.

Достоинством этих машин является простота конструкции и . эксплуатации, малая чувствительность к загрязнениям и высокий к. п. д.

В СССР выпускается машина ЗИВ-1000, работающая по обратному циклу Стирлинга. В сочетании со специальной ректификационной колонной машина ЗИВ-1002 обеспечивает производительность 10 дм3/г жидкого азота.

Сравнение основных циклов глубокого охлаждения и особенности их аппаратурного оформления. Сравнительной характер»- . стикой циклов глубокого охлаждения является удельный расход энергии А/Уд, т. е. расход энергии в кВт-ч на 1 кг жидкого воздуха:

Ниже приведены значения удельного расхода энергии в основных холодильных циклах при оптимальных режимах с учетом тепловых потерь:

Куд, кВт*ч/кг

« Холодильные циклы жидкого

воздуха

Сравнение энергетических показателей циклов глубокого охлаждения можно осуществить только применительно к конкретному случаю сжижения того или иного газа.

Промышленные установки в зависимости от их назначения имеют самые разнообразные технологические схемы, которые отличаются способом очистки воздуха от С02, влаги и пыли, особенностями холодильного цикла, схемы ректификации и т. д., Технологический процесс разделения воздушной смеси состоит из следующих основных стадий: очистки воздуха от пыли и механических примесей; сжатия воздуха в компрессоре; очистки воздуха от диоксида углерода; осушки сжатого воздуха; охч лаждения и ректификации воздуха.

Очистка воздуха осуществляется в масляных воздушных фильтрах или специальных пылеулавливающих камерах, состоящих из кассет. Очистка от С02 осуществляется в скрубберах, де-карбоиизаторах или вымораживанием в регенераторах,

Воздух осушивают химическим способом, адсорбцией и вымораживанием влаги.

Охлаждение, сжижение и ректификация воздуха с целью разделения его на азот и кислород проводятся в специальной аппаратуре (в блоке глубокого охлаждения),

Раздел III

ГЛАВА 9

ОСНОВЬ! МАССОПЕРЕДАЧИ

9.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О МАССООБМЕННЫХ ПРОЦЕССАХ

Промышленные процессы массопередэчи

Процессы, сущность которых состоит в переходе вещества из одной фазы в другую, называются массобменными (диффузионными). В промышленности широко распространены следующие процессы массопередачи.

Абсорбция — избирательное поглощение газов (паров) из газовой смеси жидким поглотителем (абсорбентом).

Перегонка и ректификация — частичное или полное разделение гомогенных жидких смесей на компоненты в результате различия их летучести и противоточиого взаимодействия жидкости и пара.

Адсорбция — избирательное поглощение газов, паров или растворенных в жидкости веществ поверхностью пористого твердого поглотителя. Разновидностью адсорбции является ионный обмен-— процесс разделения, основанный на способности некоторых твердых веществ (ионитов) обменивать свои подвижные ионы на ионы растворов электролитов.

Сушка — удаление влаги из твердых материалов ее испарением.

Экстракция (в системе жидкость — жидкость)—извлечение вещества, растворенного в жидкости, другой жидкостью (растворителем, или экстрагентом), практически не смешивающейся с первой.

Экстрагирование (в системе твердое тело — жидкость) —извлечение вещества из твердого пористого материала с помощью растворителя.

Кристаллизация — выделение твердой фазы в виде кристаллов из пересыщенных растворов или расплавов.

Растворение — переход твердой фазы в жидкую (растворитель) .

Массопередачей называется перенос вещества (или нескольких веществ) из одной фазы в другую в направлении достижения равновесия.

Следует различать массообменные процессы, при которых не происходит химического взаимодействия, и процессы, осложненные химическими превращениями.

Способы выражения состава фаз

Для двухкомпопеитных систем способы выражения состава фаз представлены в табл. 9.1.

Содержание компонента в газовой фазе может быть также выражено, его парциальным давлением. По закону Дальтона

Таблица 9.1Способы выражения состава фаз двухкомпонгнтных систем
 | Обозначение содержания компонента А
С’.К- гни | и жидком фазе | в газовой (паровой) фазе
Мольная доля, кмоль Л/кмоль (А + В) | X | //
Массовая доля, кг А/кг (А + В) | X | У
Относительная мольная доля, кмоль Л/кмоль В | X | V
Относительная массовая доля, кг А/кг В | X | г
Молярная концентрация, кмоль А/м3 (А + В) | . Сх | Су
Массовая концентрация, кг Л/м3 (А + В) | Сх | Су
мольная (объемная) доля у любого компонента смеси идеальных газон равна:V — /'/Н, (9Л)

где р — парциальное давление компонента газовой смеси; П = р, + рг +

.. / + рп — общее давление смеси газов, равное сумме парциальных давлений всех компонентов (1, 2.....п).

9.2. СТАТИКА МАССООБМЕННЫХ ПРОЦЕССОВ

Равновесие между фазами

Равновесие — термодинамическое состояние системы, при котором скорости прямого и обратного процессов равны, или такое термодинамическое состояние системы, которое при постоянных температуре и давлении пс изменяется во времени.

В общем виде связь между составом фаз при равновесии может быть выражена зависимостью

</* = / (х), (9.2)

где у* — равновесное содержание целевого компонента в газовой (паровой) фазе; л: — содержание условного компонента в жидкой фазе.

Графическое изображение этой зависимости называется линией равновесия.

Отношение составов фаз при равновесии называется койф-фициентом распределения-.

т = у*/х. (9.3)

Коэффициент распределения — это тангенс угла наклона линии равновесия. Для криволинейной зависимости т является тангенсом угла наклона касательной к данной точке равновесной кривой.

Материальный баланс массообмезвных процессов.

Рабочая линия

Рассмотрим схему массообменного противоточного аппарата,, работающего в режиме полного (идеального) вытеснения при противоточном движении фаз (рис. 9.1).

Пусть в процессе массопередачи целевой компонент переходит из газовой фазы (G) в жидкую (L), причем фазы инертны по отношению друг к другу и к нелепому компоненту. Следовательно, в процессе массообмепа О — const и L — const.

Уравнение материального баланса по целевому компоненту можно записать таким образом:

Оун + LxH — GyK + Lx к G (Уя — У к) =* L (хк — хп).

(9.4)

(9.6)

или

Для произвольного сечения аппарата, в котором текущие составы целевого компонента равны у и .г, уравнение материального баланса для части аппарата будет иметь вид:

Пуц -1- Lx = Gy + LxK.

(9.6)

Решая уравнение (9.(>) относительно у, получаем зависимость, выражающую связь между рабочими составами распределяемого компонента в фазах, т. е. уравнение линии рабочих концентраций (рабочая линия)-.

У*

*=-■§-* +O'«--ат*“)-

(9.7)

Это уравнение прямой с тангенсом угла наклона L/G. Рабочая линия для всего аппарата ограничена точками с координатами хв, I/к и ун, хк, т. е.

L _ Ун — у К

Направление массопередачи и движущая сила Массообменных процессов

Массообмен возможен только при наличии неравновесных фаз. Целевой компонент переходит всегда из фазы, где его содержание выше равновесного, в фазу, в которой содержание его ниже равновесного, и чем больше отклонение от состояния равновесия, тем интенсивнее идет процесс массопередачи.

Движущая сила любого массообменного процесса определяется степенью отклонения от равновесного состояния и может быть выражена как разность содержаний целевого компонента Ау или Ах. Направление переноса распределяемого вещества, т. е. направление массопередачи, удобно определять на диаграмме у — х по расположению равновесной и рабочей линий.

Если рабочая линия расположена выше линии равновесия (рис. 9.2, а), то для любой точки (например, точки А) рабочей линии у > у* и х < х*, где у* и х*— равновесные составы фаз. Следовательно, в этом случае целевой компонент будет переходить из газовой фазы в жидкую, и движущая сила процесса будет равна Ду = у — у* и Ах — х* — х. Примером такого процесса является абсорбция.

Если рабочая линия расположена ниже линии равновесия (см. рис. 9.2,6), то для произвольно выбранной на рабочей линии точки А содержание у < //* и х> х*, при этом целевой компонент будет переходить из жидкой фазы в газовую, и движущая сила этого процесса будет равна Ау — у* — у и Ах — х—■ х*. Такой переход осуществляется, например, в процессе ректификации,

Скорость массопередачи

Перенос вещества внутри фазы может происходить путем молекулярной диффузии (обусловленной беспорядочным движением молекул), если среда неподвижна, либо путем конвекции

аУ
Рис. 9.2. Определение направления массопередачи по у—лг-диаграмме:в—рабочая линия расположена выше линии равновесия; б —рабочая линия расположенавиже линии равновесия

и молекулярной диффузии одновременно, если перенос осуществляется в движущейся среде.

Молекулярная диффузия описывается первым законом Фика, согласно которому масса вещества М, продкффундировавшего за время т через поверхность Р (нормальную к направлению диффузии), пропорциональна изменению концентрации с этого вещества по толщине слоя б:

М = йР Дст/б. (9.9)

Коэффициент пропорциональности О в выражении закона Фика называется коэффициентом молекулярной диффузии. Следует помнить, что молекулярная диффузия всегда протекает в направлении уменьшения концентрации распределяемого компонента. Единица измерения коэффициента диффузии:

[д] = Г /гм 1=Г—1-

1_ кг/м0* • м- • С 1 1_ с ]

Коэффициент диффузии показывает, какое количество вещества диффундирует в единицу времени через единицу поверхности при изменении концентрации, равном единице, через единицу толщины слоя. Коэффициент молекулярной диффузии представляет собой физическую константу, характеризующую способность данного вещества проникать вследствие диффузии в неподвижную среду. Значения О являются функцией свойств распределяемого вещества и свойств среды, через которую оно диффундирует, а также температуры и давления.

Молекулярная диффузия является весьма медленным процессом, особенно в жидкостях и твердых телах. Собственно ■молекулярная диффузия наблюдается редко. Она обычно сопровождается конвективной диффузией, т. е. переносом массы в движущейся среде, в частности, турбулентной диффузией.

Конвективная диффузия — это диффузия в движущейся среде. Масса целевого компонента переходит из одной фазы в дру-.гую не только за счет молекулярного движения, по и в результате движения более крупных частиц одной фазы относительно другой. При конвективной диффузии перенос вещества осуществляется со скоростью, во много раз большей скорости переноса при молекулярной диффузии.

Конвективная диффузия определяет любой вид массового движения — массоотдачу. Массоотдача наблюдается при переносе вещества в газе или жидкости, при их турбулентном движении или перемешивании. При конвективной диффузии происходит перенос вещества не только в направлении потока, но и в его поперечном сечении.

Перенос вещества, например, из фазы С в фазу Ь за счет массоотдачи в каждой из фаз можно выразить с помощью представления о пограничном слое (рис. 9.3).

В каждой фазе выделяется ядро потока (т. е. основная масса потока) и пограничный слой у поверхности раздела фаз. В ядре потока происходит интенсивное перемешивание (за счет кон-

00 — граница раздела фаз; / — диффузионный подслой I

2 — вязкий подслой; 3 — турбулентный пограничный слой; 4—ядро потока

вективной _ диффузии) и концентрация с целевого компонента близка к постоянной. Резкое изменение концентрации происходит в пределах пограничного слоя (за счет конвективной и молекулярной диффузии).

На рис. 9.3 (в соответствии с теорией диффузионного пограничного

слоя) показано, как переносится целевой компонент (распре* деляемое вещество) в потоке. По мере приближения к по* граничному диффузионному слою затухает турбулентный пере* нос и начинает преобладать молекулярная диффузия. Воспри* нимающая целевой компонент фаза считается (в данном слу* чае) твердой или близкой к ней, т. е. способной гасить турбулентные пульсации потока.

Закон конвективной диффузии позволяет определить коли* чество вещества, переносимого из одной фазы к границе другой, как

М = р Дс/7т. (9.10)

Здесь р — коэффициент млсооотдачи; Дс — движущая сила (разность концентраций с — с,Р); /'—поверхность контакта фаз; т — время.

Коэффициент молекулярной диффузии является переменной величиной £> = /(Г, р). Численные значения Б берут из справочной литературы [1-5] или рассчитывают по эмпирическим •формулам. Например, для газа А в газе В (или газа В в.газе А):

4,3 • 10 'Г3/2

(9.11)

мг

рК/3 + ^3)2

где Ог — коэффициент молекулярной диффузии, м2/с; Т — температура, К; р — давление (абсолютное), кгс/см2 или МПа; МА и Мв — мольные массы газов А и В; ил и у» — мольные объемы газов А и В, определяемые как сумма атомных объемов элементов, входящих в состав газа [1—3].

Для жидкостей при 20°С:

1 • 10

£>ж —

.(9.12)

м,

м„

V-

Здесь £>ж — коэффициент диффузии, м2/с; Ц — динамический коэффициент вязкости жидкости, мПа-с; ъА и vв — мольные объемы растворенного вещества и растворителя; Мл и Мв — мольные массы растворенного вещества и растворителя; А и В — коэффициенты, зависящие от свойств растворенного вещества и растворителя [1—3].

При изменении температуры и давления коэффициенты диффузии газов связаны соотношением:

Z)2 = Dl^№f. (9.13)

Р 2 \ I 1 /

Коэффициент диффузии газа в жидкости Dt (при темпера^ туре i) связан с коэффициентом диффузии D2о (при температуре 20 °С) приближенной зависимостью:

Dt = D2Q[[ + b(t-20)l (9.14)

где b = 0,2 •vWVp — температурный коэффициент; ц — динамический коэффициент вязкости жидкости при 20 °С, мПа-с; р — плотность жидкости при 20 иС, кг/м3.

Как молекулярная, так и конвективная диффузия вещества -в среде или в потоке протекает под воздействием разности концентраций и потому часто называется концентрационной диффу*: зией. Однако диффузия может происходить и вследствие раз* ности температур. Перенос вещества под воздействием перепада температур носит название термодиффузии (например, при_ протекании нагретой смеси газов у холодной стенки более лег-' кие молекулы перемещаются к стенке, а тяжелые — в направлении источника теплоты).

Дифференциальное уравнение переноса массы в потоке

Выделим в потоке движущейся фазы неподвижный элементарный параллелепипед с ребрами dx, dy, dz, параллельными осям координат (рис. 9.4).

Распределяемое вещество проходит сквозь грани параллелепипеда как путем конвективного переноса, так и путем молекулярной диффузии.

Обозначим концентрацию распределяемого вещества в плоскости левой грани параллелепипеда через с, а на противоположной —■ через

I дс ,

с -4—=— dx.

' дх

Рассмотрим количество вещества, прошедшее через выделенный объем в направлении оси х за время dx (см. табл. 9.2). Суммар-. ио изменение массы

Рис. 9.4. К выводу дифференциального уравнения переноса массы в потоке

Таблица 9.2% выводу дифференциального уравнения переноса массы в потоке
Способ |  |  | 
Переносамассы | мх | МХ + (1Х | Мс1х=Мх Мх+11х
Молекулярнаядиффузия-О^-йхйуйгйх <3 Г с + —■ йх\ И йх йу йг дх я \ ' дх / дх*йх

дх

X йу йг йх

и»(1х (¡у ¡!г с (1х №х (¡И йг Гс + "~^х йх ¿у йг йх

Конвекция

+ £*)

(1х

Аналогично можно записать балансовые уравнения для осей у их. Тогда изменение массы целевого компонента в выделенном элементарном объеме йУ за время йх будет равно;

йШ - йМх ~Ь ЛМу йМ% -

д2с , д2с \ ( дс дс 'дс N1

_ Гп ( д2с I д*с I д*с \ ( '

[ V ах* + ду2 + дг2 ] 1“^

» +п,г_||

V йх.

ду2 1 дг2 ) Ч~Л<5х 1 у ду

Рассматриваемый элементарный объем неподвижен, поэтому изменение содержания целевого компонента в нем можно определить по частной производной концентрации по времени:

17 дс

■■ V --т— йх. дх

£Ш:

При условии, что 0=т^Дс), приравниваем последние два выражения. Тогда

, дс ( д2с , д2с д2с Л _ /

дх Ч дх2 1 <5у2 дг2 ) \

т. е. изменение содержания целевого компонента во времени определится переносом массы за счет молекулярной диффузии и за счет конвекции. Это уравнение можно записать иначе:

дс , дс , дс

*1 - “Т" № II М--Г* ^2 -

дх Уду 2 дг

Левая часть уравнения — полный дифференциал концентрации по времени, или субстанциональная производная. Тогда дифференциальное уравнение конвективного массообмена {второй закон Фика) будет иметь вид:

йс/йх = В \2с. (9.15)

При использовании ряда упрощающих допущений получены частные решения этого уравнения, описывающие некоторые слу-наи массопередачи.

дс , дс , дс ™х~дх и>у ~ду~ а'г

)•

дг

дс

дх

Уравнения массоотдачи и массопередачи

Процесс перехода вещества из одной фазы в другую происходит путем молекулярной и турбулентной диффузии. Рассмотрим процесс перехода целевого компонента из газовой фазы О в жидкую фазу Л (рис. 9.5, па котором изображен элементарный участок поверхности раздела фаз). Схематически можно представить себе три последовательные стадии процесса: диффузия переходящего вещества в потоке фазы С к поверхности раздела фаз, проникновение через эту поверхность и дальнейшая диффузия в поток фазы Ь. Точное математическое описание этого сложного процесса встречает пока затруднения, поэтому предложены его приближенные описания на основе упро* щенных моделей. Наиболее ранней и наглядной является двух-пленочная модель Лыоиса и Уитмена, согласно которой по обе стороны межфазной поверхности находятся пограничные пленки контактирующих фаз, создающие основное сопротивление переходу вещества из одной фазы в другую (рис. 9.5). При этом на межфазной поверхности достигается равновесие обеих фаз, а количество переходящего (диффундирующего) вещества М в пределах каждой фазы в единицу времени можно выразить уравнениями

М = (у — г/гр) ^ :

(9.16)

(■*гр — Х) Р,

где О, и £>2 — коэффициенты молекулярной диффузии переходящего вещества в контактирующих фазах; 61 и б2 — толщины пограничных слоев (пленок); у и х—концентрации переходящего вещества в основной массе каждой фазы; г/,р и А'гр — концентрации переходящего вещества на поверхности раздела фаз (межфазной поверхности); 1-■—площадь межфазной поверхности.

Недостатком пленочной теории является игнорирование гидродинамической обстановки вблизи межфазной поверхности, Поверхность вклада молекулярной и турбулентной ¿ раздела фаз дпффуЗИИ> роли физических и геомет-

ПограничныйслойПотопмассы

1, , 0 ^с,| рических параметров системы. На практике не оправдывается линейная зависимость М ~ О, непосредственное измерение б невозможно, не поддаются пока измерению также концентрации г/г-р и ХгР.

Для нахождения скорости перехода вещества из одной фазы к межфазной поверхности и от последней во вторую фазу по аналогии с конвектив*

Здесь {у — уГр) и (хгр — х) — движущие силы процесса массоотдачи соответственно в фазах О и Ь. Коэффициенты пропорциональности и р* в данных уравнениях называются коэффициентами массоотдачи.

Коэффициенты массоотдачи (в фазе С) и р* (в фазе ¿) показывают, какое количество вещества переходит из основной массы фазы к поверхности раздела (или в обратном направлении) через единицу площади поверхности в единицу времени при движущей силе, равной единице.

Коэффициент массоотдачи может быть выражен различным образом в зависимости от выбора единиц измерения количества целевого компонента и движущей силы. Если принять, что количество целевого компонента измеряется в килограммах, то коэффициент массоотдачи выразится следующим образом:

кг

у]-

т = [■

м2 • с (ед. движ. силы'

При этом единица измерения р в каждом конкретном случае будет связана с единицами, принятыми для определения-движущей силы.

Отмеченные недостатки диухпленочпой модели массообмена, постулирующей стационарный режим массообмена, обусловили появление других моделей (Р. Хигбп, В. II. Стабникова, Р. Дан-квертса, М. X. Кишиневского, В. В. Кафарова), постулирующих нестационарный режим процесса. Так, п е н е т р а ц и о и н а я модель Хигби (модель обновления поверхности контакта фаз) предполагает, что переход вещества совершается в результате сменяющих друг друга элементов данной фазы (жидкости, газа, пара) на межфазной поверхности, куда они доставляются из основной массы молекулярной диффузией. Вследствие быстрой смены этих элементов происходит пульсирующее обновление межфазной поверхности, причем из-за кратковременности контакта с ней каждого элемента массообмен протекает в условиях нестационарного режима, т. е. количество переходящего вещества изменяется во времени.

В модели Кафарова в основу положено предположение о наличии при массообмеие развитой межфазной турбулентности, приводящей к изменению вязкости, плотности и поверхностного натяжения.

Отсутствие достоверного математического описания механизма процесса массообмена заставляет использовать для ин-. жеперных расчетов уравнения массоотдачи и отыскивать закономерности изменения коэффициентов массоотдачи экспериментальным путем.

2/-2/ГР“ — —; 0.18) Хгр-Х==^-^.. (9.19)

Уравнение линии равновесия: у* = тх. Примем, ччо содержания целевого компонента непосредственно у границы раздела фаз равновесны, следовательно, уг1> = тхгр. Из этих равновесных зависимостей определим содержания целевого компонента в фазе Ь:

х = у*/т; хгр = 1/гр/т.

Подставляя значения хгр и х в уравнение (9.19), получаем:

^гР — г/ =р7-г- (9-2°)

Складывая почленно правые и левые части уравнений (9.19) и (9.20), находим:

_ (_4_ ЛЛ V ?>у + Рх ^ /•'

у-У

или

М = КуЬ,уР, (9.21)

г«'

Если в уравнение (9.18) подставить значения у и у?Р из равновесных зависимостей, то получим:

м = Кх Лл^, (9.22)

«.*,-!/(£ н-^).

Уравнения (9.21) п (9.22) называются уравнениями массо-передачи. Они описывают переход массы из одной фазы в другую. Величины, обратные коэффициентам массоотдачи, выражают диффузионные сопротивления на границе раздела фаз. Следовательно, зависимости для К,, и Кх (коэффициентов массопе-редачи) выражают аддитивность фазовых сопротивлений.

Если целевой компонент хорошо растворим в жидкости (основное сопротивление сосредоточено в газовой фазе), т. е. при т/Рл; <С 1/Ру, то Ку » |3У; если основное сопротивление сосредоточено в жидкой фазе (целевой компонент плохо растворим в жидкости), т. е. при 1/(пфу)<§: 1/р*, то Кх » (3Л.

Коэффициент массопередачи (Ку или Кх) показывает, какое количество вещества переходит из одной фазы в другую за единицу времени через единицу площади поверхности контакта фаз при движущей силе массопередачи, равной единице.

Единицы измерения коэффициентов массопередачи такие же, как и для коэффициентов массоотдачи.

Для расчета коэффициентов массоотдачи используют эмпирические уравнения, полученные на основе теории подобия.

Подобие диффузионных процессов. Критерии подобия

Общие условия подобия массообменного процесса включают!

1) геометрическое подобие — геометрические симплексы Гь Гг, ... ; 2) гидродинамическое подобие — критерии Рейнольдса Re и Фруда Fr; 3) массообменное подобие в ядре потока и массообменное подобие на границе раздела фаз.

Для вывода обобщенной переменной, характеризующей перенос вещества в основной массе (ядре) фазы, исходят из дифференциального уравнения конвективной диффузии (9.15).

Запишем это уравнение для случая одномерного потока для двух сопоставляемых систем: 1) для первой системы

Ос, <1г | _ <12с,

-г— |- w, — >— Dl ---

()Х, О Xi Jaj

2) для второй системы

дс2 , дс2 п д2с2

--г »2 "Ч -= -7Г-

дт2 дх2 дх\

Если эти системы подобны, то отношения сходственных ве-

личин должны быть постоянны: сс = dct/dc2; сх — <Эт,/<Эт2; cw =>

= w\/wz и т. д. Выразим характеристики первой системы через характеристики второй системы и константы подобия: дс\ =» = ссдс2; dxi = схдх2', Wi — cww2 и т. д. Перепишем уравнение, описывающее первую систему, введя в него полученные соотношения:

■w2— = D2

CXCD дХ2 ' CD дх2 дх:

2

Это уравнение будет тождественно уравнению для второй си* стемы, если коэффициенты, составленные из констант подобия (индикаторы подобия), в нем будут равны единице, т. е.

сУ(схСо) = 1’ СшС1/СВ=Х-

Заменив константы подобия их выражениями, получим диффузионный критерий Фурье

Ро' = т О//2 и диффузионный критерий Пекле

Ре' = и)//£>.

Диффузионный критерий Фурье характеризует нестацнонар-ность процесса массоотдачи. Критерий Ре' выражает меру отношения массы вещества, перешедшей путем конвекции, к массе, перешедшей путем молекулярной диффузии.

Во многих случаях вместо критерия Ре' используют отношение критериев Ре' и Ие, которое представляет собой диффузионный критерий Прандтля:

р , __ Ре' «>1/Р _ у

Не О

Критерий Рг' следует рассматривать как меру подобия профилей скорости и концентрации в процессах массоотдачи, так как ш = ¡(у), а с = I (В). Здесь V — кинематическая вязкость.

Подобие граничных условий можно установить, допуская наличие пограничного слоя, в котором перенос осуществляется только молекулярной диффузией. Количество вещества, переходящего из ядра к границе фазы, в соответствии с уравнением массоотдачи составляет: М — ри(у — угр)Р- То же количество вещества переносится молекулярной диффузией, и согласно уравнению Фика М = —БРйу/йп. Приравняв оба выражения для М и обозначив у — угр через А у, запишем граничное условие:

(».V Л// = —О

Записав два уравнения для двух подобных явлений и проведя преобразования, аналогичные рассмотренным выше, придем К индикатору подобия СрС(/С0 = 1, из которого получим критерий подобия

N4' = р//я,

называемый диффузионным критерием Нуссельта.

Критерий Нуссельта является безразмерным выражением коэффициентов массоотдачи, который при расчетах обычно представляет собой определяемую величину.

Общая критериальная зависимость для конвективной массоотдачи может быть выражена как

N11' =/'(IV, Рг', Но (1-г), Г|, 1'2| ...). (9.23)

В расчетном виде уравнения обычно имеют форму степенного одночлена. Так, например, для установившегося процесса массоотдачи при отсутствии влияния силы тяжести уравнение будет иметь вид:

Ии' = с Ие“ (Рг')й Г. (9.24)

По найденным значениям Ыи^ и N11* определяют и РА., а отсюда и коэффициенты массопередачи Ку и Кх. Поверхность массопередачп рассчитывают из уравнения

М = Ку&УсрР или Л1 = Кх&хсрР. (9.25)

Средняя движущая сила массопередачи

Пусть процесс массопередачи протекает в противоточном колонном аппарате (см. рис. 9.1) при следующих условиях: 1) линия равновесия — кривая у* =¡(х)\ 2) обе фазы инертны по от-

Рве. 9.0. Варианты (<*—«) определения движущей силы

ношению друг к другу И р.ИХОДЫ ИХ постоянны (С = const И L = const), т. с. рабочая .шипя яиляпчн прямом; ;}) коэффициенты массоперсдачп но поменяются по иысотс аппарата (Кх — = const, Ку — const).

Движущая сила при массообмене определяется разностью рабочей и равновесной концентраций (в зависимости от того, какая из них больше) и всегда положительна (рис. 9.6, а и б). Движущая сила выражается или разностью концентраций Ду целевого компонента в фазе G, или разностью концентраций Ал: в фазе L.

Единицы движущей силы: в системе жидкость — жидкость — кг/м3 или мольные доли, в системе жидкость — газ — мольные доли или. Па, если движущая сила выражена разностью парциальных давлений (Ар = р — р*).

Движущая сила меняется по высоте аппарата (с изменением рабочих концентраций), поэтому для всего массообменного процесса (в данных пределах изменения концентраций) определяют среднюю движущую силу (рис. 9.6, в), которая и входит в общее уравнение массопередачи (M==KyAycvF или М~ ^ А* Ал с pf):

А у = (-"и ~ Ун) ~ (Ук - Ук) = АУ6 - -Ч,

(9.26)

А'/б

AlJ м

Ун - У н Ук - Ун

111

In

Ахл — Ах б_*

(9.27)

ср

А.у г, Ахм

In

Аналогично для другой фазы:

(хк - хк) - (хп - хп)

Ах,

In ■

Если Дуб/Аг/М ^ 2 (А.Тб/Дл'м ^ 2), средняя движущая сила может быть рассчитана как средняя арифметическая.

Уравнения для средней движущей силы процесса массопередачи были получены применительно к идеальному противотоку контактирующих фаз, предполагающему движение каждой из

этих фаз в режиме идеального вытеснения. Тогда массообменный аппарат работает с наибольшим градиентом концентраций по высоте аппарата и, следовательно, с максимальной движущей силой. Движение встречных потоков в реальных аппаратах происходит, однако, с большим или меньшим отклонением от режима идеального вытеснения. Это отклонение вызвано разными причинами: перемешиванием каждой фазы вдоль оси потока вследствие турбулентной диффузии, захватом частиц одной фазы встречным потоком другой фазы, неравномерным профилем скоростей в сечении каждого потока, наличием застойных зон и др. Результатом указанных отклонений является падение концентраций обеих фаз по высоте аппарата и, следовательно, уменьшение средней движущей силы процесса массообмена. Количественно влияние отклонения контактирующих потоков от идеального противотока на величину средней движущей силы процесса массообмена оценивается с помощью эмпирических зависимостей, устанавливаемых для каждого массообменного аппарата в зависимости от его конструкции, агрегатного состояния встречных потоков п режима их движения.

Способы определения общего числа единиц переноса

Для определения площади поверхности контакта фаз (в условиях, когда равновесная зависимость ty* = f(x) криволинейна) удобно пользоваться понятием о числе единиц переноса в массообменном процессе.

Общее число единиц переноса обозначается п0у либо п0х и определяется как отношение разности начальной и конечной рабочих концентраций к средней движущей силе:

(9.28)

Ноу — (í/n //к)/ЛУср! ,1ох (-^к Хц)/^Хср>

Таким образом, число единиц переноса определяет изменение рабочего состава фазы, приходящееся па единицу средней движущей силы.

Аналитический способ расчета. Общее число единиц переноса можно выразить в зависимости от числа единиц переноса в фазах, между которыми происходит массопередача. Из уравнений массопередачи (9.25) и (9.28) можно показать, что

Поу KyF/О — (Ун Ук)/^Ус.р-

Аналогично для массоотдачи в газовой фазе число единиц переноса пу = Р^/б и в жидкой фазе пх = рХР/Ь. Иначе можно записать:

F 1

F 1

(9.29)

Ку G п0у ’ f>y G Пу (5* L пх

По аддитивности фазовых сопротивлений имеем:

F 1

Следовательно,

1

tioy

,-L + L

i n

G nx

Для некоторых процессов в литературе имеются эмпирические расчетные зависимости для определения пу и пх.

Графическое определение. Общее число единиц переноса можно определить также графическим методом (рис. 9.7). Для этого на диаграмме у— х строят рабочую линию и линию равновесия. Проводят линию MN, делящую пополам отрезки ординат, заключенные между рабочей и равновесной линиями. Эти отрезки ординат равны (у— у*) и выражают движущую силу процесса. Затем через точку /1 па рабочей липни, определяющую состав фазы G на выходе ил аппарата, проводят горизонталь, пересекающуюся с линией MN и точке В, п продолжают ее до точки С, причем отрезок АВ должен быть равен отрезку ВС. Из точки С проводят вертикаль CD до пересечения с рабочей линией.

Из подобия треугольников ACD и ABF следует CD/BF =

— АС/АВ, но по построению АС =2АВ и FB =FE/2. Таким образом,

AC FE 2АВ

cd = bfab =

■ FE.

АВ

Ступенька АСО соответствует некоторому участку аппарата, в котором изменение рабочих концентраций в газовой фазе равно СВ, а в жидкой фазе соответствует АС. Отрезок РЕ выражает среднюю движущую силу па этом участке. Так как изменение рабочей концентрации СО по построению равно средней движущей силе РЕ, то ступенька АСБ соответствует одной единице переноса.

Продолжая вписывать указанным выше способом ступеньки до пересечения с ординатой, отвечающей хк, найдем графически общее число единиц переноса.

Рассмотренный метод применим в тех случаях, когда равновесная линия имеет малую кривизну. В противном случае отрезок РЕ не будет соответствовать средней движущей силе на данном участке.

Рис. 9.7. Графическое определение общего числа единиц перекоса

Расчету подлежат высота Н и диаметр Dan аппарата. Существуют два основных принципиально различных типа массообменных аппаратов: 1) аппараты с непрерывным контактом

фаз — насадочпые колонны, пленочные аппараты; 2) аппараты со ступенчатым контактом фаз — тарельчатые колонны, смеси-телыю-отстоипые аппараты.

Расчет непрерывно-противоточных аппаратов

Поверхность массопередачи при расчете некоторых непрерывно-противоточных аппаратов, например насадочной колонны (рис. 9.8), геометрически определима. Поверхность контакта ф-аз можно считать равной поверхности насадки:

(9.32)

где Н — высота насадки, м; 5 ■— площадь поперечного сечения колонны, м2;

о — удельная поверхность сухой насадки, м"/м3; — коэффициент смоченно-

стн насадки.

По определению КуР/й = п0у, отсюда поверхность контакта фаз Р = (й/Ку) п0у. Приравниваем = (6/Ку)поу, откуда

И

(9.33)

Поу.

KySoÿ

Здесь G/(K,ySety) = lioy — высота рабочей части аппарата, эквивалентная одной единице переноса (ВЕП), м.

Общая высота рабочей части аппарата:

(9.34)

// = llayllatj.

Высота единицы переноса //„„ определяется значением коэффициента массопередачи, т. с. отображает кинетику процесса. Очевидно, величина h0y, а следовательно, и высота всего аппарата будет тем меньше, чем интенсивнее массопередача в этом аппарате.

L,x„ 2\TÎL

Расчет ступенчато-противоточных аппаратов

На рис. 9.9 изображена схема тарельчатого колонного аппарата. В целом по всей колонне осуществляется противоток фаз, но на каждой тарелке

fi,y«

с,ун

£

¡ipL.

Рис. 9.8. Насадочная колонна:

/ — корпус; 2 — разбрызгиватель; 3—насадка

Рис. 9,9. Тарельчатая колонна:

1 — корпус; 2—тарелка; 3 —переток

-i,—

наблюдаются перекрестный ток и барбо-таж (газ в виде пузырьков проходит через слой жидкости на тарелке).

ч]ь

'Е

Поверхность контакта в этих аппаратах геометрически неопределима — это суммарная поверхность пузырьков, струй, капель па тарелке.

нЕ

-Ч1Н

-iEE

¥

Рассмотрим идеализированную тарелку (рис. 9.10), состав жидкости па которой во всех точках одинаков. 'Гаком тарелке соответствует ступень /1,й/12.

L

Точка А\ характеризует состав газовой фазы, поступающей на тарелку (у\), и жидкости на тарелке (,v'i); точка Л2 характеризует состав газовой фазы, покидающей тарелку (у2), и состав жидкости, поступающей на тарелку (л-о). Составы газовой фазы по поперечному сечению аппарата постоянны. Так как xt = const, то и у\— const.

Выделим на тарелке элемент барботажного слоя d.F. Для него количество вещества, переходящего из одной фазы в другую, определяется равенством dM = —G dy. Это же количество вещества может быть выражено из уравнения массопередачи dM = *= К,¡{у — y*)dF. Приравнивая эти два выражения, имеем:

— G dy = Ку (у — y*)dF.

Разделим переменные у и F и, интегрируя это уравнение в пределах изменения составов на тарелке от у\ до у2 и поверхности контакта фаз на тарелке от 0 до F

Vi

Г

)

У\

Х!. У г

Ш

I

у,

Рис. 9.10. Схема массообмена на тарелке

11 П. Г. Романков и др.

 | получим*

Рис. 9.11, Определение числа тарелок методом кинетической кривой

V 2 — и

VI — У'

1п

Из рассмотрения процесса мае-сопередачи на одной ступени определим ее эффективность, предста* вив выражение для общего числа единиц переноса следующим образом;

КуГ _

~и п°У

У2 — У' _ Уг — У*+Ух — УI

= 1п -

И\

У1

— //а

(9.35)

— и1 ^

V. У1 — У

где Г| = ---^--коэффициент извлечения (обогащения), представляющий

!/1 — У

собой отношение количества поглощенного на тарелке целевого компонента к количеству, поглощенному при достижении равновесия между газом и находящейся на тарелке жидкостью.

откуда 11 = 1

’-о у

(9.36)

Тогда \ — х\ — е

На рис. 9.10 разность (у\—у2) представляет отрезок А\В, а {У\ — У*) —отрезок А ¡С, следовательно, г] = А\В/А\С.

Рассчитав ряд значений г| для х в пределах от х„ до хк и определив таким образом соответстпующий им ряд значений у, отвечающих точкам В, строят так называемую кинетическую кривую ЕВй (рис. 9.11). Вписывая ступеньки между рабочей линией и кинетической кривой, определяют действительное число тарелок.

Метод теоретических ступеней изменения концентрации (теоретических тарелок)

На рис. 9.12 показано построение теоретических ступеней изменения концентрации. Из точки М (с координатами уп, х„) проводятся сначала вертикальный отрезок МС до пересечения с линией равновесия, а затем горизонтальный отрезок СА до пересечения с рабочей линией. Ступенька А СМ изображает изменение составов обеих фаз на теоретической тарелке. Для нее составы удаляющегося со ступени газа у2 и стекающей с нее жидкости л'к равновесны друг другу (точка С), или содержание целевого компонента в уходящем со ступени газе у2 равно равно*

Рис. 9.12. Определение числа теоретических ступеней изменения концентрации

весному содержанию целевого компонента на входе на тарелку у и т. е. г/г *== y'i-

v

Vn'Ui

£С„=Х„ СС2 со

Таким образом, ступень изменения концентрации можно оп

ределять либо как элемент ап- УкУп

парата, в котором на выходе из этого элемента достигается со-

держание целевого компонента,

равное равновесному на входе, нлн как движущую силу процесса, которая обеспечивает содержание целевого компонента на выходе из элемента, равное равновесному па входе.

Строя последовательно подобные ступеньки до пересечения С ординатой, отвечающей составу газа, удаляющегося с верхней '(последней) теоретической ступени, находят число теоретических ступеней пс.

Для перехода от числа теоретических ступеней к числу действительных тарелок используют соотношение

Гст ==* /Zc/т) |

(9.37)

где Г) — средний но нее!! ньноте колонны коэффициент полезного действия, учитывающим реальную кинетику массообмена на тарелках, на которых обычно рашишссш[1] не достигается.

Величина 1] зависит от ряда факторов, в том числе от скоростей фаз, их перемешивания, взаимного направления движения, физических свойств фаз и т. п. Значения к. п. д. находятся опытным путем и колеблются в широких пределах (обычно 0,3—0,8).

Рабочую высоту тарельчатых аппаратов Я (расстояние между крайними тарелками) определяют как // = /г(/гт—1), где Н — расстояние между тарелками.

Диаметр аппарата рассчитывают по уравнению расхода для газовой (паровой) фазы V = шв, где V — объемный расход газа (пара), ш — фиктивная скорость, т. е. скорость, отнесенная к полному сечению аппарата, 5 — площадь поперечного сечения аппарата.

Диаметр аппарата:

(9.38)

Величина V обычно бывает задана или легко определяется из балансовых уравнений. Необходимо выбрать фиктивную скорость хю: Наиболее правильным является определение оптимальной скорости газа (пара) на основе технико-экономического расчета. В инженерных расчетах часто при выборе скорости исходят из ее максимального (предельного) значения, которое в проти-воточных аппаратах определяется наступлением «захлебывания» или зависания жидкости в аппарате. Предельная скорость рассчитывается по эмпирическим уравнениям, имеющимся в справочной литературе, а фиктивную скорость принимают на 10— 20% меньше [9].

глава ю АБСОРБЦИЯ

10.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ. ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССА

Абсорбцией называют процесс избирательного поглощения компонентов из газовых или парогазовых смесей жидкими по-> глотителями (абсорбентами).

При физической абсорбции поглощаемый компонент не взаимодействует химически с абсорбентом. Процесс в большинстве случаев обратим. На этом свойстве основано выделение поглощенного компонента из раствора— десорбция. Если поглощаемый компонент образует с абсорбентом химическое соединение, то процесс называют хемосорбцией.

В промышленности процесс абсорбции обычно сочетают с десорбцией, что позволяет многократно использовать абсорбент.

Экспериментально установлено, что процесс абсорбции всегда сопровождается выделением теплоты.

Примерами использования процессов абсорбции в промышленности могут служить разделение углеводородных газов на нефтеперерабатывающих установках, получение соляной и серной кислот, аммиачной воды, очистка газовых выбросов от вредных примесей, выделение ценных компонентов из газов крекинга или пиролиза метана, из газон коксовых печей и т. д.

Жидкие поглотители (абсорбенты) выбирают по растворимости в них поглощаемых компонентов.

Растворимость газов в жидких поглотителях зависит: 1) от физических и химических свойств газовой и жидкой фаз; 2) от температуры; 3) от давления газа в смеси.

10.2. СТАТИКА ПРОЦЕССА АБСОРБЦИИ

Равновесие между фазами определяется правилом фаз Гиббса: число параметров (или степеней свободы) С процесса равно числу компонентов К минус число фаз Ф плюс 2:

с = л:-ф + 2. (юл)

Правило фаз представляет собой наиболее широкое обобщение условий гетерогенного равновесия.

Процесс абсорбции осуществляется в двухфазной (газ — жидкость) трехкомпонентной (хотя бы один целевой компонент

В газовой смеси, инертный газ, жидкий поглотитель) система. Согласно правилу фаз число степеней свободы этой системы равно трем (С = К — Ф + 2 = 3— 2 + 2 = 3). Следовательно, не нарушая равновесия в системе, можно варьировать тремя ее па* раметрами (например, температурой, давлением и составом одной из фаз).

В двухфазных системах газ — жидкость равновесие обычно Выражается в виде фазовых диаграмм состав — состав или состав— свойство (например, состав — давление или состав —температура кипения).

Для абсорбциопно-десорбционных процессов равновесие между газами и их растворами в жидкости описывается законом. Генри, по которому мри данной температуре количество газа, растворяющегося в жидкости, прямо пропорционально давлению газа над пей:

р* = Кх, (10.2)

где р‘ — равновесное парциальное давление растворяемого газа; х — содержание растворенного газа в жидкости (в мольных долях или кг/кг поглотителя); К — константа Генри, зависящая от свойств растворенного газа н поглотителя, а также от температуры, имеет размерность давления.

Закон Генри хорошо согласуется с опытом для слабо растворимых газов, а также для низких концентраций хорошо растворимых газов. Для них фактическая растворимость при высоких концентрациях оказывается ниже, чем это следует из закона Генри.

Так как растворимость многих газов значительно отклоняется от закона Генри, то при расчетах рекомендуется пользоваться полученными из опыта значениями равновесного парциального давления р* для соответствующих значений х.

При практических расчетах по опытным значениям равновесного парциального давления газа р* вычисляют равновесное содержание абсорбируемого компонента в газовой смеси по уравнению Рауля — Дальтона у*=(р/И)х, где р — давление паров чистого компонента, определяемое по закону Рауля, как р = = р*/х\ П — общее давление газовой смеси.

Таким образом, у* = р*/П = тх, т. е. уравнение равновесия (при небольших по сравнению с р значениях р*) для процесса абсорбции при низкокопцентрированных растворах газов представляет собой,уравнение прямой липни у* — тх с тангенсом угла наклона, равным т, причем отношение постоянных величин т = К/П — коэффициент распределения, постоянный для данной системы газ — жидкость при t = const и П = const {рис. 10.1).

Из закона Генри и его подробного рассмотрения следует, что -растворимость газа в жидкости увеличивается с повышением давления П и понижением температуры.

Для понижения температуры охлаждают исходные газовую смесь и поглотитель, отводят теплоту, выделяющуюся в про-

Рис. 10.1. Линия равновесия процесса абсорбции (у*=тх):

1 — для разбавленных растворов газа; 2—для концентрированных растворов

цессе абсорбции, с помощью встроен« ных (внутренних) или наружных теплообменников. В некоторых случаях отвод теплоты абсорбции осуществляют без охлаждения (используют эту теплоту для концентрирования раствора в самом абсорбере).

По данным о растворимости поглощаемых компонентов осуществляется выбор поглотителей (абсорбентов), так как с практической точки зрения лучшим из ряда возможных будет тот поглотитель, расход которого для проведения данного процесса будет меньшим.

При выборе абсорбента необходимо оценивать такие его свойства, как селективность (избирательность) по отношению к поглощаемому компоненту, токсичность, пожарную опасность, стоимость, доступность и т. д. Кроме того, абсорбент необходимо проверять на удерживающую способность при десорбции. При оценке физико-химических свойств системы поглощаемый компонент газа — поглотитель учитывают, что лучшим является тот абсорбент, в смеси с которым поглощаемый компонент имеет наименьший коэффициент активности 11 7¡. Это преимущественно те жидкости, которые составляют с поглощаемым компонентом системы с отрицательными отклонениями от идеального поведения (7; < 1). Примеры таких систем — нестойкие химические соединения в системах Н20—Н2804, С02 — этаноламины, ЫНз—Н20, Н20—НС1 и т. д.

Поглотитель должен обладать меньшей летучестью во избежание его больших потерь.

Материальный баланс абсорбера

Примем, что газ-носитель инертен по отношению к абсорбенту, и будем считать расходы фаз по высоте аппарата постоянными. Выразим содержание поглощаемого газа в относительных мольных долях. Обозначим: й — расход инертного газа, кмоль/с; Ун и Ук — начальное и конечное содержание целевого компонента в газовой фазе, кмоль/кмоль инертного газа; I, — расход абсорбента, кмоль/с; Х„ и Хк — начальное и конечное содержание целевого компонента в абсорбенте, кмоль/кмоль аД« сорбента (см. гл. 9). Тогда уравнение материального баланса будет иметь вид:

__СУ„ + 1ХН = 07к + ¿Хк (10.3)

■> Коэффициент активности является количественной мерой неидеалы, ности поведения компонента в смеси.

М = G (Кн — YK) — L (Хк - Х„),

(10.4)

или

где М — количество целевого компонента, перенесенного из фазы О в фазу Ь в единицу времени, кмоль/с.

Отсюда общий расход абсорбента:

Кн-Кк

L = G

(10.5)

Для произвольного сечения абсорбента уравнение материала ного баланса можно записать, например, так:

GY„ |LX = OT + LXK, откуда уравнение рабочей линии

(10.6)

(10.7)

Последнее уравнение показывает, что изменение содержания целевого компонента в абсорбере происходит линейно и, следовательно, в координатах У — X рабочая линия процесса представляет собой прямую с углом наклона, тагенс которого равен L/G.

При полном извлечении компонента из газа его содержание в газовой фазе па выходе из абсорбера было бы Ук = 0, а количество поглощенного компонента составило бы СУ„. Отношение количества фактически поглощенного компонента С(УН— Ук) к количеству, поглощаемому при полном извлечении, называется степенью извлечения:

c = (Yn-YK)/Ya. (10.8)

.Чтобы построить рабочую линию, надо знать составы фаз на Входе в абсорбер. (Ун, Хн) и па выходе из него (Ук, X»). Однако обычно еывают заданы только начальные составы газа и жид-кости (Ук, Хн) и степень извлечения, что позволяет определить Ук. Таким образом можно построить точку А (рис. 10.2). В зависимости от расхода поглотителя рабочая линия будет поворачиваться около точки А. Положение АС, когда точка С лежит на линии равновесия, соответствует минимальному расходу поглотителя:

(10.9) | 

Yu-YK

К-*.

Рис. 10.2. Рабочая и равновесная пинии абсорбера:

АВ — рабочая линия при расходе поглотителя Л; АС—то же при £мнн: начало координат— С—равновесная линия

При минимальном расходе поглотителя движущая сила в точ* ке касания рабочей линии и линии равновесия (точка С) равна нулю.

Расход абсорбента

В реальном абсорбционном аппарате равновесие между фазами не достигается и всегда Хк < Хк, где Хк — содержание поглощаемого газа в жидкости, находящейся в равновесии с поступающим газом. Следовательно, величина L должна быть больше ¿мин- С увеличением расхода поглотителя уменьшается требуемая высота абсорбера, но возрастают расходы на десорбцию, перекачивание поглотителя и т. д.

На расход абсорбента влияют температура и давление, при которых проводят процесс. Если равновесная зависимость описывается уравнением Генри в форме Y*=(K/П)^, то можно записать, что X*K = (U/K)Y, и, подставив это значение в уравнение для минимального орошения, получим:

/-„■■■■ - О -т/ " ~ У" • (Ю.10)

- Л ..

При прочих равных условиях с увеличением общего давления расход поглотителя уменьшается. С повышением температуры увеличивается значение константы Генри К, и расход поглотителя возрастает.

В тех случаях, когда технологическими условиями не задано конечное содержание целевого компонента Хк в абсорбенте, следует выбирать такое соотношение между размерами абсорбционного аппарата и расходом абсорбента, при котором величина L и размеры аппарата будут оптимальными. Для этого необходимо выполнить технико-экономический расчет.

Обычно задаются несколькими значениями удельного расхода абсорбента L/Gn (где G„ — расход инертного газа-носителя), рассчитывают для этих значений размеры колонны, определяют стоимость амортизации, ремонта и эксплуатации. Минимальные общие расходы соответствуют оптимальному значению (L/GH) опт-

Такой расчет осуществляется, как правило, для каждой серии выпускаемых колонн.

В промышленной практике расход поглотителя L принимают равный L = (1,3 4- 1,5) ¿мин.

10.3. КИНЕТИКА ПРОЦЕССА АБСОРБЦИИ

Скорость процесса абсорбции характеризуется уравнениями массопередачи (см. гл. 9):

M = KyFàYcp; М = KXF Д*ср,

где Ку и Кх — коэффициенты массопередачи в газовой и жидкой фазах, со* ответственно; ДУСр и ДЛ^р— средние движущие силы, выраженные в относительных мольных долях, соответственно.

Пользуясь этими уравнениями, обычно находят площадь по* верхиости контакта фаз ^ и по ней рассчитывают основные раз* меры аппарата.

В уравнениях массопередачи коэффициенты Ку и Кх опреде* ляются следующим образом:

к--'/Ц+т;)'- ,('-'/(1Г7+ж)'

где —коэффициент массоогдлчп от га.ча к поверхности контакта фаз; Р* — коэффициент массоотдачн от поперхности контакта фаз к жидкости; т — коэффициент распределения.

На диаграмме У— X строят рабочую линию (прямая, прохо' дящая через точки с координатами У„, Ак и У„, Хн).

Количество поглощенного компонента М определяют из усав< внения (10.4).

10.4. СХЕМА АБСОРБЦИОННЫХ УСТАНОВОК НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ

Периодическая абсорбция используется только в произвол« ствах малого масштаба. Наиболее часто проводится непрерывная противоточнаи абсорбция.

На рис. 10.3 представлена схема а б с о р б ц и о и н о - д е -сор б'ц и о и и о и установи и. Газ, содержащий извлекаемый компонент, проходит через абсорбер 1 снизу вверх, а жидкость стекает сверху вниз. При этом уходящий из абсорбера газ встречается со свежим абсорбентом, что обеспечивает более полное

Рис. 10.3. Схема абсорбционно-десорбционноЙ установки непрерывного действия:/ — абсорбер (насадочная колонна}; 2 —теплообменник; 3—десорбер (ректификационная колонна); 4 —насос

извлечение поглощаемого компонента. Абсорбер представляет собой колонну, заполненную насадкой. Насадка (твердые тела различной формы) укладывается на опорную решетку, имеющую отверстия для прохождения газа и стока жидкости. Насадка равномерно орошается жидкостью через распределительное устройство. Поглотитель из абсорбера проходит через теплообменник 2, где подогревается, и затем поступает на десорбцию в ректификационную колонну 3. В десорбере абсорбент освобождается от поглощенного компонента, насосом 4 подается в теплообменник

2, где охлаждается, и возвращается в абсорбер.

Процесс абсорбции можно проводить в батарее абсорберов. Простейшей будет схема установки, приведенная на рис. 10.4, а. При расчете она может рассматриваться как одна колонна, разделенная на несколько частей для уменьшения общей высоты. На диаграмме состав — состав, как и для одЬой колонны, получается одна рабочая линия.

На рис. 10.4,6 приведена схема установки с параллельным питанием всех колонн чистым поглотителем. При равномерном орошении всех колонн одинаковыми количествами поглотителя на диаграмме. У = {[X) получается система параллельных рабочих линий, причем концу одной рабочей линии соответствует та-

 | У,У
Рис. 10.4. Схемы абсорбционных установок с батареей абсорберов!

3-г батарея абсорберов в условиях противотока; 0—батарея абсорберов с паоаллельным питанием; 1-3— абсорберы с параллельны»

х0 х, х;

Рис. 10.5. Взаимное расположенно рал и о нес пой и рабочей линий при абсорбции в уело-виях прямотока

кой же состав газа, как началу следующей. Если вычертить из точки с координатами Ха, К0 рабочую линию с наклоном ЗЬ/0„ (при трех колоннах, показанных на схеме), то найдем состав X^ смешанного раствора, выходящего из батареи. Такие схемы применяют при необходимости высокой степени очистки газа.

В батарее можно применять рециркуляцию. В этом случае состав жидкой фазы в колонне будет изменяться скачкообразно.

В прямоточной схеме абсорбции рабочая линия, получаемая из уравнения материального баланса, имеет отрицательный на« клон (рис. 10.5).

Из' уравнения материального баланса, например,-для нижней части абсорбера (см, правую часть рис. 10.5) б(К—=* = 1*(Х 1 — X) получим уравнение рабочей линии;

у--А (*_*,) +У 1( (10.11)

Таким образом, рабочая линия АБ при прямотоке имеет от» рицательный наклон —¿/(5. Значению — (1/0)мин при данном со» ставе газа соответствует линия АВ, которая пересекает равно» весную кривую У*=з/(Х) в точке с координатами Уи .Хь причем Х1 обозначает состав жидкости, равновесной с уходящим газом состава К].

10.5. РАСЧЕТ АБСОРБЕРОВ

При расчете абсорберов обычно заданы расход газа й, на* чальное Ун и конечное Ук содержание в нем целевого компонент та, начальное содержание целевого компонента в абсорбенте Хн< Основными определяемыми величинами являются расход абсор-бента Ь, диаметр Ол и высота Я абсорбера, его гидравлическое сопротивление Ар.

Порядок расчета следующий.

На диаграмме Y — X строят равновесную зависимость У* == = f(X) и определяют значение Х*к (см. рис. 10.2). Данные о равновесных составах имеются в справочной литературе.

у _у

Определяют Ьшап «=■ G—?-—, а затем рассчитывают L =

к — Хн

= ф£Мин, где ср — коэффициент избытка поглотителя (обычно принимают ф = 1,3 -ь 1,5). Для найденного значения L можно определить конечный состав абсорбента Хк из уравнения материального баланса.

На диаграмме У— X строят рабочую линию (прямая, проходящая через точки с координатами Ун, Хк и YK, Хн).

Количество поглощенного компонента определяют из уравнения М = G (Ун - Ук) = L (Хк - Хи).

Определение высоты Н и диаметра абсорбера Da рассмотрено в гл. 9 (см. стр. 323).

Расчет гидравлического сопротивления АрСл насадочного абсорбера приведен в гл. 1 (см. стр. 62).

Величину гидравлического сопротивления Арт барботажных тарелок рассчитывают как сумму трех сопротивлений:

Дрт = Лрс. т + Др<, + Арг. Ж. (10.12)

Где Дрс. г — сопротивление сухой тарелки; Дра — сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения жидкости; Дрг. ж — сопротивление газожидкостного слоя на тарелке.

Величина Арс. т определяется по уравнению

ШптнР

= (10.13)

Здесь ге^ота = w,i/f0r« — скорость гада в отверстиях тарелки; ш>ф — фиктивная скорость газа (в расчете на пустое сечение аппарата).

Коэффициент сопротивления £ тарелок изменяется в широких пределах (0,5—4,0) и зависит от конструкции тарелок. Значения £ приводятся в специальной литературе.

Потеря давления Др0 на преодоление сил поверхностного натяжения жидкости о при входе в слой жидкости на тарелке:

Дрст = 4сгД/э, (10.14)

где dз — эквивалентный диаметр прорези в тарелке.

Гидравлическое сопротивление газожидкостного слоя на тарелке Арг. ж принимают равным статическому давлению слоя1

Д/Зг. Ж — ^о9ж8 “ hr. жРг. жВ’ (10.15)

где Л0 и /(г. ж — высота жидкости и газожидкостного слоя на тарелке; ря И Рг. ж — плотность жидкости И газожидкостной смеси на тарелка.

10.6. ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ ТИПЫ АБСОРБЕРОВ.

СёПАРАЦИОННЫЕ УСТРОЙСТВА

Как н другие процессы массопередачи, абсорбция протекает на поверхности раздела фаз. Поэтому абсорберы должны обеспечивать как можно большую поверхность соприкосновения между жидкостью и газом. По способу образования этой поверхности абсорберы условно можно разделить на следующие группы;

1) поверхностные и пленочные (например, насадочные); 2) бар-ботажпые (тарельчатые), 3) распылительные.

Насадочные абсорберы. Одним из наиболее распространен* ных абсорберов поверхностного типа является пасадочный колонный аппарат. Он отличается простотой устройства п пригодностью к работе с агрессивными средами. Нго применение допустимо как в тех случаях, когда массообмеп контролируется диффузионным сопротивлением жидкой фазы, так и тогда, когда решающим является сопротивление газовой фазы.

Рассмотрим гидродинамические режимы работы насадочных колонных абсорберов при противотоке газа и жидкости (рис. 10.6).

Первый режим — пленочный — наблюдается при небольших плотностях орошения и малых скоростях газа. Он заканчивается в точке А.

Второй режим — режим подписания. При противотоке фаз вследствие увеличения сил трепня газа о жидкость на поверхности соприкосновения фаз происходит торможеипе жидкости газовым потоком, в результате чего скорость течения жидкости уменьшается, а толщина ее пленки и количество удерживаемой в насадке жидкости увеличивается, спокойное течение пленки нарушается: появляются завихрения, брызги. Все это способствует увеличению интенсивности массообмена. Данный режим заканчивается в точке В.

Третий режим — режим эмульгирования — возникает в результате накопления жидкости в свободном объеме насадки. Накопление жидкости происходит до тех пор, пока сила трения между стекающей жидкостью п поднимающимся по колонне газом не уравновесит силу тяжести жидкости, находящейся в насадке. При этом на-

■ ступает обращение, или инверсия, фаз •(жидкость становится сплошной фазой, а газ — дисперсной). Гидравлическое сопротивление колонны резко возрастает (на рис. 10.6 почти вертикальный отрезок ВС). Режим эмуль-

Рис. 10.6. Зависимость гидравлического сопротивления насадки от скорости газа в абсорбере при /-==* const:

1—сухая расадка; 2— орошаемая насадка гирования соответствует максимальной эффективности насадоч* ных колонн.

Четвертый режим — режим уноса, или обращенного движения жидкости, выносимой из аппарата газовым потоком. Этот режим на практике не используется.

Насадочные абсорберы изготавливают из различных материалов— даже из таких, которые не применяются для других конструкций (например, керамика, графит, стекло). Предназначенные для работы с сильными кислотами стальные аппараты футеруют фасонным кислотоупорным кирпичом на кислотоупорном растворе в два или три слоя. Между слоями прокладывают эластичный материал — например, битум. Кислотные абсорберы больших размеров строят непосредственно из кислотоупорных материалов, используя вместо кожуха стягивающие металлические бандажи. Решетка, поддерживающая насадку, выполняется из кирпича и опирается на столбики каменной кладки. Абсорберы диаметром <1,5 м могут собираться из керамических царг, соединяемых в раструб и муфтами с соответствующим уплотнением. В таких аппаратах используются керамические плиты с отверстиями для равномерного распределения газа или жидкости. Следует учитывать, однако, что керамика неустойчива к быстрым и значительным колебаниям температуры.

В насадочных абсорберах применяется различного типа н а -садка (размерами от 12 до 150 мм) из различных материалов. В промышленных условиях редко используют насадку размером

< 15 мм. Наибольшее распространение получили кольца Ра-шига (см. рис. 10.7). Кольца с крестообразными перегородками и кольца со спиралями изготовляют только больших размеров (^=75 мм). Насадочные тела должны быть механически проч-

6 С г

Ри-с. 10.7. Типы насадок:кольца: а — Рашига; б—Лессинга: в— с крестообразными перегородками: г—с одиночно^ спиралью; д — с двойной спиралью; е—Палля; седлообразная насадка: ие—Берля; з-“ „Инталокс“

/—корпус;, 2—решетка; 3—насадка: 4—брызгалка; 5—направляющий койус

ными и устойчивыми к коррозии и к колебаниям температуры. Кольца размером >75 мм укладываются регулярно (один слой на другор) так, чтобы их вертикальные оси не совпадали. Правильно уложенные кольца хорошо распределяют жидкость и оказывают меньшее гидравлическое сопротивление. Укладку следует начинать от стопки, следи за тем, чтобы кольца плотно прилегали к пей.

Диаметр колец для укладки следует выбирать не более '/8 диаметра аппарата.

В насадке абсорбера всегда остается какое-то количество жидкости, частично заменяемое непрерывно поступающим потоком. Это количество жидкости, отнесенное к единице объема слоя насадки, называется удерживающей способностью (или задержкой) и3 (в м3/м3).

Деревянная решетчатая (хордовая) насадка из гладких или зубчатых реек позволяет использовать более высокие скорости газа и получить (юлсе высокие коэффициенты масс.опередачи. Ее применяют тогда, когда надо обработать большие количества газа сравнительно малым количеством жидкости.

Деревянная насадка устойчива к действию очень слабых щелочей и кислот при температурах < 80 °С. При ее использовании нужны сложные оросительные устройства для равномерного распределения жидкости по сечению насадки.

Кусковая насадка изготовляется из кусков кварца или кокса (размером 25—50 мм). Обычно подбирают насадку таким образом, чтобы диаметр наименьших кусков был примерно в д/2 раз меньше наибольших кусков. Кусковая насадка не рекомендуется, когда нежелательно загрязнение системы осадком. Гидравлическое сопротивление кусковой насадки больше, чем деревянной решетчатой или колец. Кусковая насадка отличается низкой стоимостью и химической стойкостью.

Схема насадочного абсорбера приведена на рис 10.8. Насадка может заполнять объем аппарата полностью или слоями высотой 1,5—3 м. Во избежание растекания жидкости к стенкам кожуха после каждого слоя (кроме нижнего) устанавливают распределительный конус, корректирующий равномерность распределения жидкости в насадке.

В табл. 10.1 даны сравнительные характеристики насадки различных типов по ее удельной поверхности а (в м2/м3) и доле свободного объема Усв (в %); величины 0 отнесены к соответ<

ствующим характеристикам’ колец Рашига о' с номинальным размером 25 мм.

Орошение насадки организуют с помощью различных устройств. Наиболее простым нз них является', брызгалка (рис.. 10.9, а), которая применяется при больших количествах абсорбента. Отверстия для разбрызгивания имеют различный размер (от 3 мм и выше). Например, при абсорбции С02 из газов под1 давлением отверстия в брызгалках делают диаметром 10—12 мм во избежание их закупоривания. На аппарат диаметром до 2 м можно устанавливать одно такое устройство, помещенное по оси абсорбера. Брызгалки ие пригодны в тех случаях, когда количество орошающей жидкости во время процесса изменяется в больших пределах, так как при значительном уменьшении количества жидкости орошаемая площадь существенно сокращается.

Сравнение удельной поверхности и доли свободного объема насадки различных типов
Типы насадки | а/о' | Ксв, «
Кольца Лессинга: |  | 
керамические | 1,18 | 66
металлические | 1,4 | 90
Кольца Рашига: |  | 
графитовые | 0,98 | 74
керамические | 1,00 | 73
металлические | 1,08 | 92
Седлообразная насадка: |  | 
Берля | 1,31 | 69
«Инталокс» | 1,34 | 77,6

Применяют также открытые сита (рис. 10.9,6), представляющие собой дырчатые металлические листы, на которых слой жидкости удерживается за счет гидростатического давления.

Такое устройство позволяет изменять количество орошающей жидкости в очень широких пределах. При подаче большого количества жидкости ее уровень поднимается до тех пор, пока не наступит равновесие между количествами поступающей жидкости и жидкости, стекающей через отверстия. Высота краев должна быть такой, чтобы при заданном 1/макс жидкость не переливалась через край, а при Умин сито было бы еще покрыто некоторым слоем жидкости. Между кожухом и краем сита должно быть предусмотрено сечение, достаточное для прохода газа. Такие сита пригодны для аппаратов небольших диаметров.

Изменять расход жидкости можно с помощью оросителя, изображенного на рис. 10.9, в.

г | !0

Рис. 10.9. Оросительные устройства:

а— брызгалка; б—открытое сито; б —распре-делительная тарелка с трубками

ззо

а—-с круглым колпачком; б — с туннельным колпачком

Вместо дырчатого листа берется тарелка с короткими косо срезанными трубками одинаковой высоты. Жидкость переливается по стенкам трубок, а газ проходит через свободное сечение трубок. Такие оросители достигают диаметра 3 м. Для больших диаметров рекомендуют дисковые разбрызгиватели, форсунки, перфорированные трубы и т. д.

Барботажныс абсорберы 061,14110 представляют собой тарельчатые-колонны с колпачками п. Ни тарелке поддерживается слой жидкости, через который барботирует восходящий “поток газа, распределяясь в жидкости пузырьками и струйками. Газ последовательно проходит через слои жидкости на тарелках, расположенных в колонне на определенном расстоянии. Жидкость непрерывно перетекает с верхних на расположенные ниже тарелки. В межтарелочном пространстве газ отделяется от унесенных капель и брызг. Контакт между поднимающимся газом и стекающей жидкостью осуществляется непрерывно.

Тарелки в абсорберах могут быть самых разнообразных видов и конструкций. На рис. 10.10 показана колпачковая тарелка. Колпачки бывают круглыми и туннельными. Круглые колпачки размещают иа тарелке с шагом 1,3—1,9 диаметра колпачка (меньший шаг — для колонн, работающих под вакуумом, средний — при атмосферном и малом избыточном давлениях, больший — при высоких рабочих давлениях). Колпачковые тарелки различают по расположению переливов и по направлению движения жидкости на тарелке. Наиболее часто встречающиеся типы переливов показаны на рис. 10.11. Во избежание попада-

Барботажные абсорберы бывают также со сплошным барботажиым слоем (пустые), с пористой плитой или перфорированной решеткой внизу для диспергирования газа, насадочные.

НаправляющаяперегородкаРис. 10.11* Типы переливов (а—г) на колпачковых тарелках

пня газа в переливные трубы их нижние концы опущены под слой жидкости.

Ситчатые тарелки имеют ограниченное применение, так как отверстия в них (размером 2—8 мм) легко забиваются.* Кроме того, при малых нагрузках жидкость будет проливаться через отверстия, а при больших уноситься потоком газа па расположенные выше тарелки. Высота слоя жидкости на ситчатой тарелке чаще всего равна 25—30 мм (определяется положением верхних кромок переливных труб).

Провальные тарелки отличаются отсутствием пере-ливных труб. Обычно их собирают из полос или труб с зазором 3—6 мм по типу колосниковых решеток. К провальным относятся также дырчатые тарелки (по типу ситчатых, но без переливов) .

Клапанная и струйная тарелки относятся к наиболее эффективным.

Распылительные абсорберы (рис. 10.12) отличаются тем, что в них поверхность взаимодействия образуется каплями жидко-

Рис. 10.12. Распылительный абсорбер! о —полый; б —с шаровой насадкой

Рис. 10.13. Гидравлические распылители.

Разбрызгивание в форме: а— полого конуса; б —сплошного конуса; а —веера

сти, порученными с помощью форсунок, распылителей, сеток й т. п. Скорость газа в форсуночных абсорберах обычно равна 1—■ 1,5 м/с.

К распылительным относят также скрубберы Вентури, получившие широкое распространение при очистке запыленных газовых потоков, и механические абсорберы.

Скрубберы Вентури работают в режиме прямотока газа и жидкости. Их изготовляют в нескольких вариантах — с вводом жидкости в горловину или через центральное сопло и боковым входом газа, с пленочным вводом жидкости.

В механическом абсорбере контактную поверхность образуют вращающиеся на валу сетчатые металлические диски, частично погружаемые в жидкость. Эти аппараты применяют в тех слу чаях, когда в процессе участвует относительно мало жидкости

Распылители можно разделить на три группы: 1) гидравли ческие (работающие под давлением жидкости); 2) пневматиче ские (распыление осуществляется сжатым газом или паром); 3) центробежные.

Разбрызгивание в гидравлических распылителях происходит при давлениях жидкости от 0,35 до 70 МПа. Высокие давления обеспечивают очень мелкое диспергирование (до 50 мкм), но приводят к- эрозии материала сопла. Гидравлические распылители плохо регулируются, лучше работают при не-

■ котором постоянном расходе жидкости. Эти распылители различают по форме распыла (рис. 10.13): с разбрызгиванием в форме полого конуса, сплошного конуса и веера.

Пневматические распылители пригодны для распыления жидкостей с высокой вязкостью (напри-

Газ* жидкость

Лл

*1.

•ю

А-А

 | ~4]—г- ЖидкостьЖидкость
Газ (горячий)

Газ

Газ + жидкость

Т*

1в 15 14-

Газ+жидкость

№

■ 17 -18

49

-20

&

V

УНидкесть

Жидкость

Газ (холодный)

Газ ^Жидкость

Газ+жидкость

Жидкость

И

Рис. 10.15. Сепарадионные устройства:

а — гравитационный сепараторе дефлектором; б — сепаратор с отражательными пластинами: е — сепарационный элемент центробежного типа; г—вихревой сепаратор; д — многоступен* Чатый сепаратор; 1 — пластина; 2 — цилиндрический дефлектор; 3 — кольцевая щель; 4 — воронка для отвода жидкости; 5—отражательные пластины; 6 — прорези для прохода газа; 7 — направляющий цилиндр; 8—корпус; 9—верхний конический отражатель; /0—нижний конический отражатель; //— диафрагма; /2 —сопловой вход; 13—конические обечайки; И—кольцевая щель; 15 — решетка; 16 — соединительные коробки; 17—слив; 18. 20 — трубы; 19—рабочее пространство

мер, масел). Их производительность не высока — до 38 дм3/мин. Расход воздуха — 0,3—0,75 м3/дм3 распыленной воды. Давление воздуха или пара — от 0,14 до 0,56 МПа.,

Центробежный распылитель (рис. 10.14) представляет собой вращающийся с большой скоростью (частота вращения 3000—50 000 об/мин) диск, на который подводится (вблизи оси) жидкость, распространяющаяся по нему тонкой пленкой и отбрасываемая центробежной силой к периферии. Центробежные распылители пригодны для разбрызгивания густых жид«-костей и суспензий.

Сепарационные устройства для разделения газожидкостных потоков. Газ, выходящий из абсорбера, выносит мелкие капли и брызги жидкости, находящиеся в пространстве между оросителем и верхней поверхностью насадки (или верхней тарелки). Для отделения унесенной газом жидкости используют сепараторы, установленные после аппарата, или устройства, вмонтиро-ванные в аппарат перед выходом газа.

В насадочных абсорберах самым простым устройством для сепарации капель из газа может служить дополнительный слой насадк'и высотой около 300 мм из мелких колец (размером 15 мм). Аппарат высокой производительности, работающий в интенсивном режиме вблизи точки захлебывания, снабжается сепа-рационным устройством больших размеров (например, аппарат диаметром 2 м и высотой 23 м-—сепаратором диаметром 2 м и высотой 5 м).

По характеру силы воздействия на жидкую фазу при разделении газожидкостной смеси сепараторы делят на гравитационные, инерционные и центробежные. Новым видом являются вихревые сепарационные устройства. Современные конструкции се-парационных устройств, используемые для разделения двухфазных потоков, представлены на рис. 10.15.

10.7. ДЕСОРБЦИЯ

Десорбция представляет собой процесс удаления растворенных газов из абсорбента, покидающего абсорбер, и проводится с целью регенерации отработанного поглотителя, а также для выделения поглощенного газа отгонкой или ректификацией.

Способ десорбции выбирается в зависимости от обрабатываемой системы. Например, после улавливания ацетона из парогазовой смеси водой выделение его осуществляется ректифи-' кацией.

При улавливании ароматических углеводородов (бензола, толуола, ксилола) соляровым маслом из коксового газа для их выделения из поглотителя тоже применяют ректификацию.

В качестве десорбирующего агента используют водяной пар (редко — инертный газ) . Десорбция проводится также при повышении температуры абсорбента (т. е. уменьшением растворимости газа) или при понижении его давления.

Отношение десорбированного количества газа ко всему количеству газа, содержащемуся в поглотителе, представляет собой

Рис. 10.1в. Схемы процесса десорб« ции:

а—потокам перегргтого пара (ила инертного газа); б—снижением дав' ления

Js.

“vT

L

УкYK |  | 
 | / \// I/ t ' !\1J .
Хн X

степень извлечения{

фнзвл === (Хи — Хк) /XОт* ношение количества десорбированного газа к предельно возможному при данных условиях явч ляется степенью насы-щения десорбирующего агента: Ф„ас = Кк/^к.

L

/к

Ун -о

L-M,L-M'-M,

Процесс десорбции осуществляется в таких же аппаратах, как и аб-‘ сорбция (обычно колон* лого типа, тарельчатых). Схемы процесса де* сорбции приведены на рис. 10.16.

Порядок расчета абсорберов и десорберов аналогичен порядку рас-

чета массообменных аппаратов ступенчато-противоточного или непрерывно-противоточного типа (см. гл. 9),.

ГЛАВА 11

ДИСТИЛЛЯЦИЯ И РЕКТИФИКАЦИЯ

11.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ

В химической технологии широко применяют различные методы разделения жидких однородных смесей, основанные на не« равенстве составов жидкостей и образующихся над ними паров. Процесс частичного испарения жидкой смеси и образования пара, при конденсации которого образуется жидкость нового состава— дистиллят, называется дистилляцией. Дистиллят содержит больше летучего компонента, чем исходная жидкость. Неиспа-рившаяся часть жидкости носит название кубового остатка.

Дистилляция или перегонка основана на различиях температур кипения, парциальных давлений и летучестей отдельных веществ, входящих в состав смеси. Более летучим в процессе Йспарения является компонент с более низкой температурой ки* пения,

Разделяют смеси с различной взаимной растворимостью компонентов. Двойные смеси обычно называют бинарными, а содержащие несколько компонентов — многокомпонентными. Различают следующие типы бинарных смесей.

1. Смеси взаимнорастворимых жидкостей, т. е. таких жидко-стей, которые растворимы друг в друге в любых отношениях. В свою очередь они разделяются на а) смеси не действующих друг на друга жидкостей (так называемые идеальные смеси 1>), у которых силы сцепления между молекулами обоих компонентов такие же, как и между молекулами каждого из компонентов;

б) смеси с положительными отклонениями от закона Рауля, у которых силы сцепления между молекулами низкокипящего и высококипящего компонентов меньше, чем между молекулами каждого из компонентен (с максимумом на кривой давлений);

в) смеси с отрицательными отклонениями от закона Рауля, у которых силы сцепления между молекулами низкокипящего и высококипящего компонентов больше, чем между молекулами каждого из компонентов (с минимумом на кривой давлений).

2. Смеси жидкостей, нерастворимых друг в друге.

3. Смеси частично растворимых жидкостей.

Для описания условий равновесия разделяемых бинарных смесей используют три вида диаграмм: 1) зависимости давления пара от состава жидкости, р = Цх)ш, 2) зависимости температур кипения от состава жидкости и пара, ¿ = /(л:, у); 3) зависимости состава пара от состава жидкости, ;/= /(,*).

Равновесие процессов дистилляции можно характеризовать также законами акад. Д. П. Коновалова, сформулированными, около 100 лет тому назад.

1 Первый закон Коновалова определяет качественный состав паровой фазы по отношению к составу жидкой фазы: пар, находящийся в равновесии с раствором, всегда содержит в избытке тот компонент, прибавление которого к раствору понижает его температуру кипения.

Второй закон Коновалова служит для установления состава нераздельно кипящих смесей (называемых азеотропными): в экстремумах давлений пара (или температур кипения) смесей составы жидкой и паровой фаз совпадают.

В промышленной практике часто встречаются нераздельно ки-пящие смеси, например смесь этиловый спирт — вода с азеотро-пом состава ~ 96 % (по массе) С2Н5ОН. Это значит, что при нормальном давлении в этой системе при массовой концентрации спирта в жидкости 96 % пар также будет иметь в своем составе 96 % спирта. Дальше этой точки данную систему нельзя разделить на индивидуальные компоненты методом обычной дистил-

■> Идеальные смеси подчиняются закону Рауля, согласно которому парциальное давление компонента в парах над жидкостью равно давлению пара чистого компонента, умноженному на его мольную долю в жидкости.

в

Рис. 11.!. Статика дистилляции взаимнорастворимой двухкомпонентной (бинарной) жидкой смеси:в — б—/-/(х, у)', в—у=?(х) и у*=}[х)

ляции. На диаграмме р = ¡(х) линия П для этой системы будет иметь максимум, т. е. система характеризуется положительными[1] отклонениями от закона Рауля.

Процессы дистилляции различаются в зависимости от условий их проведения. Разделение исходной жидкой смеси с любым числом компонентов на любое число фракций различных составов посредством частичного испарения этой смеси и конденсации образующихся паров называют простой дистилляцией. При частичной конденсации паров охлаждением их смеси в первую очередь будут сжижаться высококипящие компоненты. При этом остаток пара будет обогащаться низкокипящими компонентами. Такое разделение смеси паров' на фракции различных составов называют фракционной конденсацией.

Многократное чередование процессов испарения и конденсации с целью разделения смеси на чистые компоненты (при использовании теплоты конденсации паров для испарения соответственного количества жидкости) называют ректификацией. Процесс ректификации проводится при противотоке жидкости и пара, причем пар, поднимаясь вверх но колонне, обогащается низкокипящими компонентами при каждом контакте со стекающей жидкостью.

В простейшем случае разделения смеси взаимнорастворимых жидкостей (например, смеси жидких углеводородов) в соответствии с законом Рауля парциальное давление каждого компонента в смеси зависит от температуры, а также от содержания данного компонента и пропорционально мольной доле данного компонента в смеси (см. рис, 11.1, а):

Лш — Рнк-*1 — Рви (1 — х), (11-1)

где Рн« и Рек — парциальные давления низкокипящего и высококипящего компонентов, соответственно; рнк и раЛ — давления чистых компонентов (при данной температуре); х — мольная доля низкокипящего компонента в смеси.

Полное давление П в соответствии с законом Дальтона:

П = Рак + ^он “ Ршх "Ь Рвк (1 — •*)• (11-2)

На рис. 11.1,6 изображена зависимость t=f[x, у). Нижняя ветвь t =f(x) показывает температуры кипения бинарной смеси в зависимости от ее состава х, а верхняя £ = /(</)—температуры конденсации пара в зависимости от его состава.

При пользовании диаграммой по составу жидкой смеси (например, х\) проводят из соответствующей точки вертикаль до пересечения с линией кипения и находят температуру кипения жидкости, а затем из точки пересечения проводят горизонталь вправо до пересечения с линией конденсации и определяют состав равновесного пара' у*,

На рис. 11.1, в представлена диаграмма равновесия пар — жидкость. Кривая равновесия устанавливает соотношение между составами жидкости и равновесного с ней пара. Общее давление существенно влияет на равновесные составы. С увеличением давления (как это очевидно из уравнения Рауля — Дальтона) кривая равновесия становится менее выпуклой, т. е. приближается к диагонали квадрата (штриховая линия на рис. 11.1, в). Следует отметить, что разделение смеси тем труднее осуществить, чем ближе кривая y* — f{x) к диагонали диаграммы.

11.2. ДИСТИЛЛЯЦИЯ

Простая дистилляция

Существует несколько вариантов простой дистилляции. Процесс проводится периодически и непрерывно, однократно и многократно, с дефлегмацией и с фракционированием. Дистилляцией разделяют бинарные или многокомпонентные смеси.

Чаще всего дистилляция применяется для очистки веществ от малолетучих и нелетучих примесей, а также в случаях, когда к продукту, получаемому в виде дистиллята, не предъявляется высоких ограничений по составу (и различие составов жидкой и паровой фаз достаточно велико).

Однократное испарение, или равновесная дистилляция, обыч-но осуществляется в непрерывном режиме. Жидкая смесь нагревается в нагревательной камере паром или горячими газами, за счет чего часть смеси испаряется. Образовавшаяся парожидкостная смесь поступает в сспарациоппый сосуд, откуда пар переходит в конденсатор, конденсируется и отводится в сборник дистиллята, а жидкость — в сборник кубового остатка. Так как жидкость длительно соприкасается с парами, то в результате между фазами достигается равновесие. Состав жидкости и состав пара в конце процесса могут быть выражены диаграммой равновесия (рис. 11.2).

Если известно начальное количество жидкой смеси, можно рассчитать количество паровой фазы, воспользовавшись уравнением материального баланса.

Рис. 11.2. Диаграмма равновесной дистилляции двухкомпонентной смеси

Пусть из смеси, содержащей LH кмоль жидкости состава хн мольных долей по низкокипяще-му компоненту, методом равновесной дистилляции выпаривают G кмоль вещества. В жидкой фазе останется (¿„ — G) кмоль смеси, содержащей х мольных долей низкокипящего компонента, и образуется пар состава у мольных долей.

Уравнение материального баланса по низкокипящему компоненту

Laxv = (Ln — G)x — Gy или LH (хя — х) = G {у — х) (^.З) Ложно представить в виде:

G/Lu — (*п х)1(у х). (11,4)

Выражение (11.4) характеризует соотношение паровой и жидкой фаз, в котором две неизвестные величины: ха у. Связь между хну устанавливается с помощью кривой равновесия »* = /(*)•

В начале процесса концентрации жидкой фазы хн и концентрации паровой фазы ун соответствует точка Ми на линии равновесия (рис. 11.2). В ходе процесса дистилляции точка, характеризующая равновесие начальной системы, будет смещаться в сторону меньших значений л:. Перемещение возможно до тех пор, пока не будет достигнута точка Mi, в которой вся жидкая фаза перейдет в паровую: L„ — G. Тогда и состав пара у\=хн.

Реальный процесс будет соответствовать точке М, расположенной между двумя крайними положениями Ми и М\. Определив для точки М по диаграмме y—f(x) значения (хн — х) и [(у — х), по уравнению (11.4) можно рассчитать количество пара G, если известно исходное количество жидкости LH.

Процесс однократного испарения применяется в технологии переработки нефти, а также при проведении физико-химических исследований.

В периодическидействующей установке для простой дистилляции (рис. 11.3) исходную смесь загружают в перегонный куб 1, снабженный змеевиком для обогрева, и доводят до кипения. Пары отводят в конденсатор-холодильник 2. Дистиллят поступает через смотровой фонарь 3 в сборник 4. По окончании процесса остаток сливают из куба и в него вновь загружают разделяемую смесь.

Для составления материального баланса простой дистилляции примем, .что в кубе в некоторый момент времени находится

Рис. 11.3. Схема устанопки для простой дистилляции!í — перегонный куб; 2 — кондснсатор-холодильиик; 3 — смотропоИ фонарь; 4-6—сборники дистиллята

количество перегоняемой смеси G, в которой содержится доля легколетучего компонента х. Количество низкокипящего компо* нента в жидкости в этот момент равно Gx. Пусть за бесконечно малый промежуток времени количество испаренной смеси соста-вит dG и содержание низкокипящего компонента в кубе уменьч шится на величину dx. При этом образуется dG пара, равновесного жидкости и имеющего состав у*; количество низкокипящего компонента в паре будет равно dGy*. Соответственно остаток жидкости в кубе будет равен G — dG, а ее состав—• х — dx. Тогда материальный баланс но низкокипящему компоч ненту выразится уравнением

Gx = (G- dG) (х - dx) + dGy*.

(11.6)

Пренебрегая произведением dG dx как бесконечно малой величиной второго порядка, после разделения переменных полу* чаем:

dG

G

dx у* — х '

(11.6)

Это дифференциальное уравнение проинтегрируем в пределах изменения количества жидкости в кубе от начального С = Р до'конечного б = Ш (где Т7 — количество исходной смеси и Ш —! количество остатка) и соответствующего изменения в ней содержания целевого компонента от хр до за весь процесс дистилляции:

F ХР
W xw

Вид функции у* = 1(х) определяется формой кривой равно* весия и обычно не может быть установлен аналитически для каждого конкрептого случая дистилляции. Поэтому интегрирование правой части уравнения проводят графически — построением зависимости 1 /(у* — х) от х. Для ряда значений х в пределах от хр и хш находят из диаграммы у* = }(х) равновесные им значения у* (рис. 11.4, а) и по площади под кривой, ограниченной ординатами для значений хР и х& определяют (зная масштаб диаграммы) величину искомого интеграла (рис. 11.4,6).

Расчет простой дистилляции обычно начинается с определения количества жидкости Г, которое необходимо перегнать для того, чтобы получить в кубе остаток заданного состава а>. 1

В результате интегрирования получим:

Если требуется получить несколько фракций дистиллята о различным содержанием пизкокппящего компонента, то устанавливаются несколько сборников (4, 5, 6 на рис. 11.3). Простая перегонка в этом случае называется фракционированной дистилляцией.

Степень разделения компонентов простой дистилляцией может быть повышена применением дефлегмации (рис. 11.5). По этой схеме пары, покидающие куб 1, поступают в дефлегматор 2, в котором они конденсируются не полностью, а частично. При частичной конденсации конденсируется в основном менее летучий компонент, и пары обогащаются низкокинящим компонентом. Конденсат (называемый флегмой) из дефлегматора возвращается в перегонный куб и подвергается многократному испарению.

Уравнение (11.8) остается справедливым и для дистилляции с дефлегмацией, только состав пара у*, равновесный с составом

я5

Исходнаясмесь
 | ■П“1
Рис. 11.5. Схема; установки для простой дистилляции с дефлегмацией:1 — куб; 2—дефлегматор; 3 — конденсатор-холодильник; 4 — сборники

жидкости х, следует заменить на состав пара у', выходящий из дефлегматора.

Дистилляция в токе водяного пара и инертных газов

Данным' способом обычно разделяют (пли очищают от примесей) смеси веществ, не растворимых в поде, кипящих при высоких температурах и не обладающих при температурах кипений достаточной термической стойкостью. Дистилляция с водяным паром позволяет заметно снизить температуру кипения смеси и тем. самым избежать разложения и осмоления компонентов. Недостаток метода — продукт перегонки содержит влагу.

Дистилляция с водяным паром применяется при переработке жирных кислот, эфирных масел, смол, а также для дезодорации— удаления веществ, обусловливающих неприятный запах масел, жиров и других продуктов.

Схема установки изображена на рис. 11.6. Исходная смесь загружается в куб 1, обогреваемый глухим паром через рубашку. Внутрь куба через барботер. подают острый пар. Пары, образующиеся при испарении смеси, направляют в конденсатор-холодильник 2. Образовавшийся конденсат поступает в сепаратор 3, где нерастворимые друг в друге жидкости расслаиваются.

Теоретический расход водяного пара может быть найден из следующих соотношений. Для взаимно нерастворимых жидкостей состав пара над кипящей смесью постоянен и не зависит от соотношения компонентов в растворе. По закону Дальтона

£л

Ув

СП ' | *—

Водяной | пар '
Рис. 11.6. Схема установки для дистилляции в токе водяного пара:1—куб с паровой рубашкой; 2— конденсатор-холодильник; 3 — сепаратор

БоЭа

Х_Ш

При постоянной температуре давления Ра и Рв постоянны и, следовательно, постоянно отношение (}л/уп. Соотношение между количествами Ол и О и компонентов в парах определится следующим образом:

РАМА

Уама

(11.9)

У в^в

?вМв

Безразмерный комплекс РаМа/ (РвМв) называется критерием состава и входит в критериальные уравнения, описывающие мас-сообмен при дистилляции в токе с водяным паром.

Расход водяного пара йв:

мврв

°В °А Млр

(11.10)

А А

где йл — массовый расход отгоняемого компонента; Мл и М0—молекулярные массы отгоняемого компонента н водяного пара; Ра и Рв — давления насыщенных паров.
Рис. 11.7. К определению температуры дистилляции в токе водяного пара: / — бензол! 2—толуол; 3—анилин

Обычно пар извлекаемым компонентом не насыщается и в приведенное уравнение вводят коэффициент насыщения <р =*.

— 0,5 -г- 0,9: ,

МпР„ Мр. (П •— Р „)

\рлЧ< ("■»)

Температуру перегонки с водяным паром можно определить, пользуясь графиком зависимости давления паров чистых компо* центов от температуры ,(рис. 11.7). Кривую давления паров воды па этом графике наносят «обращенно», т. е. от давления, равного атмосферному, до пуля. Абсцисса точки пересечения кривых для воды и данного вещества определит искомую темпера» туру дистилляции

Молекулярная дистилляция

Температура кипения многих высокомолекулярных веществ (с молекулярной массой > 300) даже при значительном вакууме остается слишком высокой для того, чтобы их можно было разделить, не опасаясь разложения. Такие смеси разделяют, создавая весьма низкое давление над поверхностью жидкости (13—■ 130 мПа).

Процесс молекулярной дистилляции складывается из диффузии молекул целевого компонента (вещества с наименьшей молекулярной массой) и:) глубины слоя (пленки) жидкости к поверхности испарения, перемещения молекул пара на поверхность конденсации и их конденсации па этой поверхности.

В процессе молекулярной дистилляции испарение с поверх» НОСТИ ЖИДКОСТИ Происходит при отсутствии кипения (¿<^кип)< Процесс осуществляется при наличии близко расположенных поверхностей испарения и конденсации. В условиях глубокого вакуума возрастает длина свободного пробега молекул. При этом большая часть молекул, отрывающихся с поверхности испарения, попадает на поверхность конденсации и задерживается на ней.

Молекулярная дистилляция будет протекать тем лучше, чем тоньше слой жидкости. Скорость диффузии в жидкости может быть увеличена за с.чет турбулизации пленки жидкости. Эти условия и создают в аппаратах для молекулярной дистилляции.

На рис. 11.8, а представлена схема простейшего аппарата для молекулярной дистилляции. Цилиндр 1 имеет внутри электрообогреватель и является испарителем. Конденсатор 2 снабжен рубашкой 3, по которой движется охлаждающий агент. Исходная смесь вводится через патрубок 7 в воронку 8 и стекает пленкой по наружной поверхности испарителя. Остаток удаляется через патрубок 4, а дистиллят отводится через патрубок 5. В кольцевом пространстве между испарителем и конденсатором

бВакуум-линия
Охлаждаю |  | Исходнаясмесь
_ Пербо/й оцстиллятВторойдистиллят

Рис* 11.8. Аппараты (а, (Г) для молекулярной дистилляции:

аК Вакуум-насосу | 

/—цилиндр; 2, 11, /2 —конденсаторы; 3—рубашка: 4-7 — патрубки; 8—воронка; 9— ротор; 10—электронагреватель; 13 — кольцсиоП сборник; 14, 15 — поддоны; /6' —концентрические Изоляционные плиты

требуемое остаточное давление поддерживается насосом глубокого вакуума, присоединенным к патрубку 6.

Расстояние между поверхностями испарения и конденсации составляет обычно 20—30 мм, а разность температур между ними порядка 100 К.

Схема аппарата для молекулярной перегонки с ротором центрифужного типа и изображена на рис. 11.8,6.

Молекулярная дистилляция является весьма дорогим способом разделения. Ее применяют в производствах некоторых витаминов, масел, смазок и др.

11.3. РЕКТИФИКАЦИЯ

Ректификация — это противоточное взаимодействие двух неравновесных фаз — жидкости и. пара, образующегося из этой жидкости. При этом пар непрерывно обогащается низкокипящим (легколетучим) компонентом, а жидкость — высококипящим (труднолетучим) компонентом. Ректификацией может быть достигнута любая заданная степень разделения жидких смесей. Ректификация является сложным процессом дистилляции.

Процессы ректификации осуществляются периодически или непрерывно при различных давлениях: под атмосферным давлением, под вакуумом (для разделения смесей высококипящих веществ), а также под давлением больше атмосферного.

На рис. 11.9 изображена схема ректификационной установки непрерывного действия. Внутри ректификационной колонны 1 расположены контактные устройства в виде тарелок или насадки. Снизу вверх по колонне движется пар, поступающий из вы-

водянойпар
Рис. 11.9. Схема ректификационной установки непрерывного действия*1 — колонна; 2—куб-испаритель; 3 — дефлегматор; 4—6—теплообменники

носного куба-испарителя 2 (куб-испаритель может размещаться и непосредственно под колонной). На каждой тарелке происходит частичная конденсация пара труднолетучего компонента и за счет конденсации — частичное испарение легколетучего компонента. Таким образом, пар, выходящий из куба-испарителя и представляющий собой почти чистым трудполетучий компонент, по мере движения вверх обогащается легколетучим компонентом и покидает колонну в виде почти чистого пара легколетучего кЪмпонента. Пар конденсируется в дефлегматоре 3, охлаждаемом водой. Полученный конденсат разделяется на дистиллят (верхний продукт) и флегму, которая направляется на верхнюю тарелку колонны. Флегма, стекая по колонне и взаимодействуя с паром, обогащается труднолетучим компонентом.

_гл

м т

Исходную смесь подогревают до температуры кипения в теплообменнике 4 и подают в колонну на ту тарелку, где кипит смесь того же состава, т. е. на верхнюю тарелку нижней исчерпывающей части колонны. Верхняя часть колонны называется укрепляющей по легколетучему компоненту.

Из куба-испарителя отводят нижний продукт или кубовый остаток.

Материальный баланс ректификационной колонны

При расчетах ректификационных колонн количество и состав фаз удобно выражать в молярных величинах, так как величины мольных теплот испарения компонентов бинарной смеси обычно близки. Следовательно, можно считать, что при конденсации из пара п кмолей труднолетучего компонента испаряется из жидко-

у ^“Ч п Рис. 11.10. Схема ректификационной колонны;

у чд / — колонна; 2—куб-испаритель; ¿ — дефлегматор

Г

сти п кмолей легколетучего компонен-та, т. е. количество фаз (в киломолях) по всей высоте колонны будет постоянным. Примем следующие допущения, мало искажающие фактические уело-вия протекания процесса, по значительно упрощающие расчет: 1) состав пара, выходящего из колонны в дефлегматор (уо), и состав флегмы, возвращающейся в колонну (х0), одинаковы, т. е. г/о = л'д; 2) состав пара, поднимающегося из кипятильника в колонну (У'»), равен составу жидкости в кубе-испарителе (.Vи?), т. е. ух? = Ху- ‘ Согласно схеме ректификационной установки (рис. 11.10) составим мате

риальный баланс ректификационной колонны;

— по потокам

(11.12)

°Р = + °1Г

— по легколетучему компоненту

(И.13)

где вр, Оп, <5^ — массовые или мольные расходы питания, дистиллята и кубового остатка; х?, Хр, Ху — содержание легколетучего (низкокипящего) компонента в питании, дистилляте, кубовом остатке, соответственно, массовые или мольные доли.

Уравнение материального баланса верхней (укрепляющей) части колонны. Рассмотрим верхнюю часть колонны (выше тарелки питания) (см. рис. 11.10):

— баланс по потокам

(11.14)

баланс по легколетучему компоненту Оу» = Окх + 0охо.

(11.15)

Здесь С?у, Оя, во — мольные расходы пара, поднимающегося по колонне, флегмы и дистиллята; у их — переменные по высоте колонны неравновесные концентрации (мольные доли) легколетучего компонента в паре и в. жидкости в данном сечении колонны; Хо — содержание (мольная доля) легколетучего компонента в дистилляте.

Запишем уравнения материального баланса в относительных мольных расходах (на 1 кмоль дистиллята) и обозначим V = = Су/бо и Л = <5«/б0. Тогда V — Я 1, Уу = Ях + Хв, откуда

Это уравнение представляет собой уравнение рабочей линии верхней (укрепляющей) части колонны; оно связывает текущие (неравновесные) составы пара и жидкости (для тарельчатых колонн — состав пара, входящего на тарелку, и состав жидкости, стекающей с этой тарелки).

Уравнение материального баланса нижней (исчерпывающей) части колонны. В этом случае имеем:

■— баланс по потокам

(11.17)

— баланс по легколетучему компоненту

(11.18)

где <3г — мольный расход кубопого остатка; *1? — содержание (мольная доля) легколетукчо компонента и кубоиом остатке.

В относительных мольных расходах (на 1 кмоль дистиллята), обозначив V/ = С\х,/0о, Р = вр/йо, получим:

V+№=*!{ +Р-, Уу + Ухг = (Я + .Р) х,

откуда

1* + Р

(11.19)

Это уравнение представляет собой уравнение рабочей линии нижней части колонны.

Построение рабочих линий на диаграмме у — х

Для построения рабочих линий откладывают на оси абсцисс диаграммы (рис. 11.11) заданные составы жидкостей хр, хме и х0. С учетом принятых допущений о равенстве составов пара, уходящего с верхней тарелки, и дистиллята (у0 — х0) из точки х0 восстанавливают вертикаль до пересечения с диагональю диаграммы в точке а. Величину II считаем известной. Откладывая на оси ординат отрезок В = хв1(Я + 1) (см. уравнение верхней рабочей линии), соединяют прямой точку й с точкой я. Из точки, отвечающей составу Хр, проводят вертикаль до пересечения с линией ш1 в точке Ь.

Прямая аЬ — рабочая линия ук-

■ репляющей части колонны. Согласно допущению у к/ = Ху, из точки, соответствующей составу Ху, восстанавливают вертикаль до пересечения с диагональю диаграммы и получают точку с.

Соединяют точку с прямой с точ-

Рис. 11.11. Построение рабочих линий рскти» фикационной колонны на диаграмме у—х кой Ъ, принадлежащей одновременно рабочим линиям укрепляющей и исчерпывающей частей колонны. Прямая Ьс представляет рабочую линию исчерпывающей части колонны. Рабочие линии отвечают изменению рабочих концентраций в верхней и нижней частях ректификационной колонны.

Флегмовое число

При заданном составе дистиллята Хй величина отрезка В (см. рис. 11.11), отсекаемого рабочей линией укрепляющей ча-. сти колонны на оси ординат, зависит только от флегмового числа Я, так как В = Хй/{Я + 1). С увеличением Н отрезок В уменьшается, точка 6 перемещается по вертикали вниз, в пределе (при Я = оо) до пересечения с диагональю диаграммы (точка Ь'). В этом случае движущая сила процесса, выражаемая разностью у* — у, достигает максимального значения^ С уменьшением Я, очевидно, точка Ь будет перемещаться по вертикали вверх. В этом случае движущая сила процесса будет уменьшаться и в пределе, при некотором минимальном значении Я, когда точка Ь будет лежать па пересечении вертикали

хР с равновесной кривой (точка Ь"), окажется равной нулю.

Рабочее флегмовое число, при котором работает колонна, должно находиться в пределах /?Ш1Н и Я = оо. Исходной величиной для выбора рабочего флегмового числа является #МИк, значение которого можно найти расчетом.

Для определения #МИн проведем из точки Ь" (см. рис. 11.11) горизонтальный отрезок Ь"е до пересечения с ординатой точки а. Тангенс угла наклона рабочей линии укрепляющей части колонны при равен отношению катетов ае и Ь"е треугольника аЬ"е:

. Уй~ Ур хо~Ур ... „л,

^ а ~ X -г = * -* • (П,20)

Лй р о р

Вместе с тем, согласно уравнению рабочей линии, при минимальном флегмовом числе а = У?Мин/(/?мин + 1). Сопоставляя оба выражения, получим:

*

X г\ и р

Ямин = —г-(П-21)

У Р Хр

Выбор рабочего флегмового числа представляет собой сложную задачу. Это объясняется тем, что флегмовое число К определяет в конечном счете размеры аппарата и расходы теплоносителей (греющего пара в кубе-испарителе и охлаждающей воды в дефлегматоре). Следовательно, от величины Я зависят капитальные затраты и эксплуатационные расходы на ректификацию.

Эксплуатационные расходы, определяемые расходом теплоносителя, возрастают прямо пропорционально величине Я

Рис. 11.12. К определению оптимального флег-мового числа:

/ — эксплуатационные расходы; 2—капитальные затраты; 3 — общие затраты на ректификацию

(рис. 11.12. кривая 1). Более сложной является зависимость капитальных затрат от величины флегмового числа. С увеличением R возрастает двцжущая сила процесса и уменьшается необходимое число теоретических и, соответственно, действительных тарелок. В итоге при некотором флегмовом числе рабочий объем колонны станет минимальным и, следовательно, минимальном будет ее стоимость. Поэтому зависимость капитальных затрат от флегмового числа имеет минимум (кривая 2). Суммарные затраты также будут иметь минимум, который не совпадает с минимумом капитальных затрат. Зависимость суммарных затрат (в руб.) от флегмового числа изображается на рисунке кривой 3. Минимуму суммарных затрат соответствует оптимальное значение действительного флегмового числа Rom-

Выбор рабочего флегмового числа часто проводят приближенно, как R = <р/?„„„, где <р — коэффициент избытка флегмы (ф > 1). Если данные о величинах ф для разделяемых систем отсутствуют, то можно воспользоваться эмпирической зависимостью R = l,3RKHH + 0,3.

Тепловой баланс ректификационной колонны

Для колонны непрерывного действия (см. рис. 11.10) с учетом потерь теплоты в окружающую среду имеем:

Приход теплоты Расход теплоты

С греющим паром в кубе-ис- С водой от конденсирующихся в

парителе QK дефлегматоре паров QA

С исходной смесью Qf = GfÍf С дистиллятом Qo = GDiD

С кубовым остатком Qw = Gwiw Потери в окружающую среду Q,IOi

Здесь h, Id, l v — энтальпия «сходной смеси, дистиллята, кубового остатка.

Таким образом, уравнение теплового баланса:

QK + Qf = Qa + QD + <V + Qn0T. (11.22)

Подставляя вместо Q их значения и учитывая, что QA = = GvrD = Gd(R -f- l)rD, где rD — удельная теплота конденсации паров в дефлегматоре, решим уравнение теплового баланса относительно QK:

<?« = °Z> (* + 1) ro + °DlD + GWlW~ °Л.- + <11 231

(11.25)

ов -

са (¡к ^н)

Расход греющего пара па обогрев куба-испарителя можно найти по уравнению

^гр = Фк/(^грА'гр). (11.24)

где Лгр — удельная теплота конденсации (парообразования) греющего пара; *гр — степень сухости греющего пара.

Расход воды «а конденсацию пара в дефлегматоре:

Q*

GpW+\)rD'

Со (^к — ¿н)

Здесь св — удельная теплоемкость воды; А, и ¿к— начальная И конечная температура воды.

Периодическая ректификация

Установки для ректификации периодического действия могут работать: 1) в режиме постоянной флегмы; 2) в условиях, обеспечивающих постоянный состав дистиллята.

На рис. 11.13 приведена схема периодическидействующей ректификационной установки. В куб 1 загружается разделяемая смесь, нагревается до /КИп и испаряется. Пары поднимаются по ректификационной колонне 2 и взаимодействуют с жидкостью (флегмой), стекающей из дефлегматора 3. Пары, обогащенные легколетучим компонентом, конденсируются, проходят делитель флегмы 4 и поступают в холодильник 5, а затем в сборник 6 или 7.

На диаграмме у— х показаны положения рабочих линий для обеспечения постоянного состава дистиллата: процесс необходимо проводить при непрерывно меняющемся флегмовом числе (минимальным в начале и максимальным в конце). Положе-

Рис. 11.13. Схема ректификационной установки периодического действия:/ — куб; 2— колонна; 3—дефлегматор; 4 — разделительный стакан; 5—холодильник; 5, 7—+ сборники

пне рабочей линии для концентраций xF и xD находится как обычно. При этом следует учесть, что в кубе в результате отгонки легколетучего компонента его концентрация меняется (например, Хи х2 и т. д. до xw).

Положение точек а, б и т. д. (рис. 11.13) должно отвечать равенству чисел единиц переноса для границ концентраций х\—xD, Х2 — Xd и т. д. в пределах xF — Xw- Затем рассчитывают среднее флегмовое число. Проведение периодической ректификации при xd = const практически осуществляется с трудом и применяется в промышленности сравнительно редко. Чаще используется процесс в условиях R — const (при постоянном флег-мовом числе наклон рабочих линий ие зависит от концентраций). Для конкретных условии находят зависимость xD — f(x) и вычисляют сродним состав получаемого дистнллата.

Экстрактивная ректификация

Разделение смесей близкокипящих компоненотв, характеризующихся очень низкой относительной летучестью (а ^1,05), методом обычной ректификации сопряжено со значительными трудностями. Кривая фазового равновесия для таких смесей подходит очень близко к диагонали на у— ^-диаграмме, и требуемое число ректификационных тарелок сильно возрастает даже при больших коэффициентах избытка флегмы. Процесс разделения таких смесей основан на введении третьего компонента— разделяющего агента, способного резко повысить относительную. летучесть основных компонентов. Третий компонент должен быть менее летуч, чем оба компонента разделяемой смеси, и должен хорошо растворять труднолетучий компонент исходной смеси. Так, например, к смеси н-бутана (iKi,n — 0,5°С) и псевдобутилена (¿КИп = 0,3 °С) добавляют ацетон (¿кил — 56 °С), который хорошо растворяет псевдобутилен и не растворяет «-бутан.

Ректификация жидких смесей с использованием разделяющего агента, получившая название экстрактивной ректификации, осуществляется по схеме, приведенной на рис. 11.14.

Установка состоит из двух обычных ректификационных колонн, в первую из которых посту-

Рис. 11.14. Схема установки для экстрактив-

U о ¿1 р с к т и it к а ци и: ——-■

I, 2 — колонии В + С

т

паст на разделение исходная смесь, состоящая из компонентов А + В. На одну из верхних тарелок укрепляющей части колонны вводится разделяющий агент С. Компонент В хорошо растворим в С, в то время как компоненты А и С взаимно нерастворимы (или ограниченно растворимы). В результате компонент С экстрагирует компонент В (более высококипящий компонент исходной смеси) из жидкой и паровой фаз. Смесь В + С удаляется в виде остатка, а в дистилляте получают практически чистый компонент А.

За процессом собственно экстрактивной ректификации следует процесс разделения смеси компонентов В + С во второй ректификационной колонне. Из этой колонны в качестве дистиллята получают компонент В, более летучий чем С.

Регенерированный разделяющий компонент С (кубовый остаток) возвращается на повторное использование в первую колонну.

Азеотропная ректификация

К разделяемой азеотропной смеси Л -}- В добавляют третий компонент С, который образует с одним из компонентов разделяемой смеси новую (более летучую, чем исходная) азеотропную смесь. Эта азеотропная смесь отгоняется в качестве дистиллята, а другой практически чистый компонент удаляется в виде остатка.

На рис. 11.15 показан вариант процесса азеотропной ректификации, когда образующаяся азеотропная смесь состоит из компонентов с резко отличающейся взаимной растворимостью при разных температурах. В этом случае компоненты В и С, находясь в жидком состоянии, практически взаимно нерастворимы. Поэтому дистиллят после охлаждения разделяется на компоненты В и С в отстойнике. Компонент В отводится, а компонент С возвращается на орошение колонны. Компонент А отводится снизу колонны (кубовый остаток).

В качестве примера применения азеотропной ректификации

может служить разделение азеотропной смеси этиловый спирт — вода (температура кипения около 78°С), где в качестве разделяющего компонента используют бензол, образующий с водой

в + с

2 азеотропную смесь (температура кипения приблизительно 64,8 СС). Остаток, удаляемый из колонны, представляет собой безводный этиловый спирт.

рис. И.15. Схема установки для азеотропной ректификации:

I— колонна; 2—дефлегматор; 5—отстойник

У«троЯстоо и расчет ректификационных колонн

И ректификационных установках используют главным обра-ком аппараты двух типов: колонны со ступенчатым контактом фаз (тарельчатые) и непрерывным контактом (пленочные и на-слдочпые).

Тарельчатые, насадочные, а также некоторые пленочные колонны по конструкции внутренних устройств (тарелок, насадоч-пых тел) аналогичны абсорбционным колоннам.

Расчет ректификационных колонн не отличается от расчета однотипных аппаратов для процесса абсорбции. Методы расчета насадочных и тарельчатых аппаратов рассмотрены в разделе 9.5.

Расчеты ведут для укрепляющей н исчерпывающей частей колонны и затем определяют рабочую высоту колонны.

Большой интерес представляют многоколонные ректификационные аппараты. В них можно проводить разделение с минимальным' расходом теплоты, используя возможности испарения и конденсации при различных давлениях. Многоколонные и, в частности, двухколонные аппараты применяют в технике разделения газов. На рис. 11.16 представлена схема двухколон-н о й у с т а и о в к и для разделения воздуха на кислород и азот. В. змсччшк / поступает охлажденный сжатый воздух, который, конденсируясь, отдает теплоту жидкости (обогащенному до 40— 60% кислородом воздуху), кипящей в кубе колонны при ри яг 0,6 МПа. Из змеевика воздух дросселируется (дроссельным вентилем 2) в питающую секцию нижней колонны. Пары легколетучего 'азота (с небольшим содержанием кислорода) конденсируются в трубах конденсатора 3 за счет испарения в межтрубном пространстве (в верхней колонне) жидкого кислорода. Азотная флегма из конденсатора 3 частично стекает вниз по нижней колонне, а остальное количество через дроссельный клапан 4 подается на орошение верхней колонны. В верхней колонне давление составляет 0,14—0,16 МПа. Из межтрубного пространства испарителя 3 верхней колонны получают чистый газообразный или жидкий кислород ‘с содержанием до 99,9 % 02, а сверху отводится чистый (приблизительно 98 %-ный) азот.

Все разнообразие аппаратов для осуществления процессов дистилляции и ректификации сводится главным образом к разнообразию контактных устройств: насадок, тарелок (см. гл. 10).

Рис. 11.16. Схема дпухколонной установки для разделения воздуха на кислород и анот:

/ — змеевик; 2, 4, 5 — вентили; 3 — коидсмсатор-псиаритель

В соответствии с действующими отраслевыми стандартами (ОСТ. 26-01-125—81 и ОСТ 26-01-1488—83 и др.) для ректификационных колонн (и абсорберов) в нефтехимической и химической промышленности рекомендуются семь типов контактных тарелок: 1) ситчатая; 2) ситчато-клапанная, 3) клапанная; 4) жа-люзийно-клапанная; 5) колпачковая, 6) ситчатая многосливная;

7) решетчатая.

Расстояние между тарелками выбирают от 200 до 1200 мм в соответствии с ГОСТ 21944—74. Большей частью используют расстояние 200; 300; 400; 500 и 600 мм.

Ситчатые тарелки пригодны при любом давлении при устойчивых режимах работы. Колпачковые тарелки более универсальны и используются при любом давлении как при устойчивых, так и при неустойчивых режимах работы. Большинство перечисленных типов тарелок (за иключепием ситчатой многосливной и решетчатой) имеют сегментные переливы. Нагрузка на перелив не должна превышать 40 м3/(м-ч).

На рис. 11.17 приведены типы тарелок, па которых осуществляются интенсивные режимы взаимодействия, газовой (паровой) и жидкой фаз. 11а тарелке с двумя зонами контакта фаз газ (пар) дополнительно проходит через пленку жидкости при сливе с тарелки и барботирует через слой жидкости на тарелке.

Слой шаров па тарелке (ситчатой или провальной) помогает образовать плотную сепарирующую пленку жидкости между тарелками, благодаря чему скорость газа (пара) в колонне можно повысить в 3—4 раза по сравнению с ситчатыми тарелками.

На рис. 11.18 показаны контактные устройства роторных аппаратов, обеспечивающих разбрызгивание жидкой фазы. Роторные аппараты применяют при ректификации термиче-

5 8

1‘ис. П.17. Типы интенсивных контактных устройств: а —тарелки с двумя зонами контакта фаз; 6, в—тарелки с подвижной шаровой насадкой

Рис. 11.18. Контактные устройства (а, <У) роторных аппаратов:

/ — тарелка; 2 — патрубки} 3 — вращающийся конус; 4-брызгоотбойник; 5—вал; 5 —сливное устройство; 7—отверстия з вале; 8 — волнистые лопасти

5

А-А

а

ски нестойких систем (и вакууме). Они имеют низкое гидравлическое сопротивление, по требуют дополнительных затрат энергии на вращение ротора.

11.4. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ДИСТИЛЛЯЦИИ И РЕКТИФИКАЦИИ

' Интенсификация дистилляциониых и ректификационных установок осуществляется в основном за счет уменьшения энергетических затрат, а также с помощью организации интенсивных гидродинамических режимов и оптимальных условий массопе-редачи.

Энергетические затраты (на греющий пар и охлаждающую воду) могут быть уменьшены за счет: 1) хорошей термоизоляции ректификационных колонн; 2) работы при оптимальном (соответствующем минимуму суммарных затрат) флегмовом числе;

3) использования вторичных тепловых потоков (теплоты, уходящей из колонны с потоками дистиллята, кубового остатка, конденсата и т. п.) на производственные нужды; 4) использования острого пара (в тех случаях, когда это допустимо) на нагрев куба и т. п.; 5) применения принципа термокомпрессии (теплового насоса)—см. рис. 11.19; 6) использования двух (или более) колонн при различных давлениях, например, для ректификации а.чеотронных смесей.

Кроме того, при проектировании дистилляциониых и ректификационных уста попок необходимо учитывать технологические особенности проведения процесса. При несогласованности меха-

Рис. 11.19. Ректификаця с тепловым насосом: Vа — с компрессором; б — с эжектором; 1 — колонка; 2 — тепловой насос (компрессор); 3 — подача флегмы; 4 — дистиллят; 5 —линия кубовой жидкости; 6 — смесь сжатых паров; 7—сосуд-расширитель; V— подача инжектирующего пара; 9 — инжектор

нических, тепловых и технологических расчетов проект может оказаться непригодным. Для иллюстрации несогласованных действий проектировщиков можно привести следующий пример.

На одном из химических заводов инженером-механиком и инженером-теплотехником была спроектирована перегонная установка для дистилляции органических полупродуктов. Механик спроектировал дистилляционную установку в виде горизонтального куба емкостью 10 000 дм3, считая (по аналогии с паровым котлом), что скорость перегоики увеличится с увеличением зеркала испарения.

Однако практика показала, что скорость перегонки зависит также и от высоты Н слоя загрузки, так как с уменьшением Н уменьшается коэффициент насыщения ф перегретого пара перегоняемым веществом. Кроме того, при большой единовременной загрузке время пребывания т продукта в кубе значительно увеличилось и процент его потерь от осмоления существенно возрос. В результате пришлось заменить горизонтальный куб вертикальным меньшей емкости (V = 4000 дм3).

С теплотехнической стороны установка была спроектирована тщательно. Топочные газы последовательно омывали перегонные кубы и котлы для предварительного обезвоживания продукта. Теплотехник не учел лишь необходимости регулярной чистки котлов от образующейся в них смолы. При общей обмуровке четырех котлов и последовательном ходе топочных газов не было доступа в котел для его очистки. При необходимости чистки одного котла приходилось останавливать всю дистилляционную станцию, охлаждать систему, обрекая производство на простой.

II дальнейшем каждый котел был снабжен самостоятельной обмуровкой с переключением хода топочных газов.

Из этого примера ясно видна необходимость согласования требовании технолога со специалистами смежных групп проек-1 ирпмщикоп.

I II Л В Л 12

- ЖИДКОСТНАЯ ЭКСТРАКЦИЯ И ЭКСТРАГИРОВАНИЕ

'Ыстрчкцштнпе ра:и)с.и nur—это процесс извлечения одного или нескольких компопен 11 Mi из растворов или твердых пори-пих материалов избира и п.но дсис гпующпмп растворителями ( жстрагептами). Различают экстракционные процессы в системах жидкость-—жидкость (жидкофазная экстракция) и экстрагирование в системах твердое тело — жидкость (твердофазное экстрагирование). Экстрагирование относится к гетерогенным массообменным процессам (т. е. к процессам, осуществляемым в системах, состоящих из нескольких фаз) и может проводиться периодически или непрерывно. Движущей силой переноса извлекаемых к<>мI]11 i[(мп’ов из исходной смеси в экстрагент является разность коmIс1111).• 111мii к обеих фазах.

Экстракционные процессы широко применяют для извлечения цепных истопи из смесей, очистки жидкостей пли твердых веществ от ири.месеп.

Процессы жндкофазной (или жидкостной) экстракции используют в нефтехимической и химической отраслях промышленности для извлечения в чистом виде различных продуктов органического синтеза, редких элементов, для очистки сточных мод и т. д.

Экстракционное разделение может успешно конкурировать с другими массообменными процессами (ректификацией, выпариванием и т. д.). В большинстве случаев экстракция используется в сочетании с ректификацией (предварительная экстракция позволяет значительно сократить затраты теплоты на разделение жидкой смеси ректификацией).

Экстракция выгоднее ректификации при разделении смесей, состоящих из компонентов с близкими температурами кипения '(жидких углеводородов, например бутилена и бутадиепов), с очень высокими температурами кипения, с малой относительной летучестью, чувствительных к высоким температурам, азеотроп-ны.х м сложных смесей близких структур и с одинаковыми интер-наллми н-мператур кпиепня. Выгоднее, чем ректификация, экс-Iрпкцномпос тп.чечгпне ионных примесей или вредных веществ щ сильно рпчбпнлеппыч растворов (например, малых количеств уксусной кислоты ui водных растворов этилацетатом или смесью

бензола и этилацетата, так как несмотря на значительную разность температур кипения уксусной кислоты (118°С) и воды £100 °С) относительная летучесть их мала).

12.1. ЭКСТРАКЦИЯ В СИСТЕМЕ ЖИДКОСТЬ — ЖИДКОСТЬ

Общая характеристика процесса

Экстракция в системах жидкость — жидкость как метод разделения жидких смесей основана на различии растворимости выделяемых компонентов смеси в жидких растворителях, составляющих две фазы.

Две взаимно нерастворимые (или частично растворимые) жидкости и целевой компонент, распределяемый между ними, составляют экстракционную систему.

Жидкие фазы, участвующие в процессе экстракции, носят названия экстрагент (растворитель) и исходный раствор. Распределяемыми (извлекаемыми) компонентами могут быть как неорганические, так и органические вещества.

В первой стадии экстракции исходные фазы (первичный раствор и экстрагент) приводят в тесное соприкосновение, обеспечивающее максимальное развитие поверхности контакта фаз. При этом получают две новые фазы, которые называются экстрактом и рафинатом. Экстракт представляет собой раствор извлеченного компонента в экстрагенте, рафинат — остаточный исходный раствор. Экстракт и рафинат разделяют отстаиванием, центрифугированием или другими методами.

Экстракция отличается от других массообмениых процессов низкой рабочей температурой. Экстракционное разделение наиболее экономично при разделении смесей, чувствительных к высоким температурам. Во многих случаях оно осложняется химической реакцией.

Экстракционные процессы осуществляют в аппаратах, называемых экстракторами.

Выбор растворителя

Растворитель, или экстрагент, — вещество, извлекающее целевой компонент из исходного раствора. Наиболее распространенный растворитель — вода.

Свойства растворителей. Каждый растворитель при экстракции определенного компонента имеет предельную емкость, при достижении которой растворитель насыщается извлекаемым компонентом. Значения предельной емкости для различных веществ изменяются в широких пределах.

К растворителю предъявляют следующие требования: 1) избирательность по отношению к целевому компоненту; 2) высокая экстракционная емкость по целевому компоненту (т. е. спо-»чтит !1, извлркпть целевой компонент лучше, чем исходный рас-тори Iг.п.); ;)) легко осуществляемая реэкстракция (извлечение мог.ющениого компонента), 4) хорошее расслаивание фаз; 5) бе-лоп.и-ног м. при работе (растворитель не должен быть токсич-мим, летучим, взрывоопасным); 6) стойкость при хранении и в процессе экстракции или реэкстракции; 7) низкая стоимость;

8) доступность (растворитель не должен быть дефицитным.)

Типы растворителей. Основные промышленные растворители делятся на три клаесл: 1) органические кислоты или их соли (л.'шф.ггичегкие монокарбононые кислоты, нафтеновые кислоты, сул1.(|)окнг.|'М14, фенилы, оксимы, кислые эфиры фосфорной кислоты), когорие п III лекнюг ка пижм металлов в органическую фп |у И1 подпой; ’.’I соли органических оснований (соли первичных, вторичных и Iрегпчпых амнион, а также четвертичных ам-мопкеных оптнлннй), с помощью которых извлекают анионы мотлллом н.ч водных растворов; .4) нейтральные растворители (мода, спирты, простые и сложные эфиры, альдегиды и кетоны), и тлечение которыми осуществляется по разным механизмам в инпснмости от кислотности исходного раствора.

Коэффициент распределения. Отношение равновесного содержания целевого компонента в экстракте к равновесному содержанию этого компонента в рафинате называют коэффициентом распределения-.

т = г/7*. (12.1)

I и' //* И1 х — равновесные доли распределяемого компонента в экстракте И I>.I<|)1гпате, соответственно.

По величине коэффициента распределения судят об экстракционной способности растворителя: чем больше т, тем выше способность данного растворителя извлекать целевой компонент. 'Значения т в экстракционных системах находятся в пределах

о г 1 до 10 ООО.

Для оценки разделяющей способности растворителя исполь-яуют соотношение

^ = ^ = = 6 (12 2)

т2 угх, у 2 х2

Величину р называют коэффициентом или фактором разделения в экстракции В числителе соотношения т\/т2 всегда должно быть большее значение коэффициента распределения. 13 реальных условиях величина (5 должна быть не меньше 2. Коэффициент разделения р показывает," во сколько раз отношение равновесных концентраций разделяемых компонентов в экстракте больше отношения равновесных концентраций в рафинате. Копнен Iранни чаще выражают в абсолютных или относительных млссоных долях (или процентах).

" К»м|м|>шшгнг |>1МЛ!'.К'ИИН |1 наилкти также коэффициентом селек-типнопн, пи мплнгтеи «налогом опюснте.н.ной летучести компонентов в про-

ЦСССС |>ГК|||||)НКПЦМИ.

Рис. 12.1. Изотермы экстракции!

I, S—y‘=f(х)\ 3—у*=тх

Статика процесса экстракционного извлечения

Фазовое равновесие в экстракционной системе определяет предельно достижимое содержание целевого компонента в экстракте и ^ рафинате. Значения равновесных концентраций находят или по коэффициенту распределения т, или по изотерме экстракции у* = = /(х). Обе эти основные характеристики процесса определяют экспериментально.

Изотерма экстракции — это кривая изменения концентраций целевого компонента в растворителе в зависимости от концентраций этого компонента в исходном растворителе в условиях равновесия.

Изотерма экстракции (рис. 12.1) позволяет определить предельную концентрацию извлекаемого компонента в растворителе (на кривых 1 и 2 участки, приближающиеся к линии, параллельной ОСИ абсЦИСС, СООТВеТСТВуЮТ (/нас) •

На практике наиболее часто встречаются изотермы типа 1 и 2 с переменным коэффициентом распределения т, зависящим от концентраций компонентов в экстракте и рафинате. Сравнительно редко встречаются изотермы, представленные кривой 3, с т = const. В этом случае коэффициент распределения т зависит только от температуры.

Практически экстракционные системы состоят минимально из трех компонентов (К = 3) и двух жидких (или жидкой и твердой) фаз (Ф = 2). В соответствии с правилом фаз (см. гл. 9) для таких систем число переменных, которые можно изменять, не нарушая равновесия (число степеней свободы), С = 3. Другими словами, в данном случае независимыми переменными являются температура, давление и состав одной из фаз. В системе жидкость — жидкость зависимостью равновесия от давления можно пренебречь. При Р = const зависимость состава от температуры для тройных систем может быть изображена с помощью треугольной призмы (температуры откладываются на оси, расположенной перпендикулярно к плоскости, на которой нанесены составы).

Треугольная диаграмма

На рис. 12.2 приведена треугольная диаграмма, на которой удобно представлять составы тройных смесей.

наоот

1’ИС. tl. I, Тргую/Ч«.мвш .111.11 I’ll М M*I

А, И — NounoHriiiM имм* Л »-■«■ п. Иодлг ждщоА раэдс/м* нищ; С. j>.ic тори толь

1'мс. II 1 П|м»н |< и Tl I л »м ц>г >1 олиноЯ диаграмме (счгшение смесей дпух составов)

Hi‘|i п I и 111.1 p.iiuitiC 1 оропнего треугольника (треугольника Гиббса илнЧ’иисиума)1) соответствуют содержанию чистых (100%) компонентов А, В и С. Точки на сторонах треугольника опреде-| я ют составы двухкомпонентных смесей или растворов АВ, АС и ВС, а точки внутри треугольника — составы трехкомпонентных 1 истом. Так, например, точка М выражает состав тройной смеси,

< одержащей 20 % компонента А, 40 % компонента В и 40 % компонента С.

К составам смеси, выраженным с помощью треугольной диа-| рлммы, применимо так называемое правило рычага. Средний 1 пета в смеси, получаемой в результате смешения двух других

1 месей, лежит на отрезке прямой, соединяющей точки, опредс-, лиющие составы этих смесей. По правилу рычага точка, определяющая состав образующейся смеси, разделяет полученный от-■(ч-.чок на отрезки, обратно пропорциональные количествам исходных смесей (рис. 12.3). Смесь в точке М и все другие смеси, составы которых находятся на одной линии RE, называемой хордой равновесия, расслаиваются па насыщенные равновесные рас-торы Е и R, массы которых можно определить по правилу рычага. При разделении М кг смеси уравнение материального баланса будет:

Л1 == R -\- Г.. (12.3)

11о правилу рыча га:

I./K = «Л1//:ЛТ. (12.4)

Здесь I- II R — количества экстракта и -рафнната, соответственно, кг.

Рассмотрим более внимательно рис. 12.2 и 12.3. Для любой точки М, . I с я; а щей ппутри треугольника ABC, содержания отдельных коми 11нч1 гои можно определить с помощью проведен-

11 II |1г|1|И1М (Мучлр С ОС I аны liDMIIillUMITOH отсчитывают по одной из

ГГОрОМ ipmn.ll.HHKn, IIO ПТорпМ— III) < > I [><• IK.'I м высот, опущенных из точки,

оимчакицгА нн юпу смеси, и.1 соотчсшующне стороны треугольника.

иых ч^рез точку М прямых, параллельных сторонам треугольника (см. рис. 12.2). Отрезок МЬ, равный йВ и ЕС, представляет собой содержание компонента А (первичного растворителя исходного раствора), т. е. хА; отрезок МО = ВЬ = £><3 — компонента С (вторичного растворителя, или экстрагента), т. е. Хс, и отрезок МЕ = Л (2 =М11 — компонента В (экстрагируемого компонента, находящегося в жидком состоянии), т. е. хв. Отсюда следует, что хд-\- хв-\- Хс = 1, если принять сторону треугольника за единицу (100 %).

Если смешать трехкомпонентную систему, состав которой определяется положением точки Я, с трехкомпонентной системой состава Е, то общая масса полученной смеси £ + /?== М.

Можно составить баланс компонентов А и В:

(12.5)

Кхая + Ехае = Мхам’

(12.6)

Баланс компонента С (растворителя) составлять не нужно, так как его содержание определяется при помощи составов Хд и хв (сумма концентраций всех трех компонентов равна единице или 100 %).

Из баланса компонентов А и В исключим количество общей массы М и получим два уравнения:

(12.7)

(12.8)

Е (ХАЕ ХАм) ~~ ^ (ХАМ ХАяУ’ ^ (ХВЕ ~ ХВм)~ ^ (ХВМ ~ ХВЯ)'

После деления уравнения (12.7) на уравнение (12.8) получим:

ХАЕ ХАМ ' ХАМ — ХАк ХВЕ ~ ХВМ ХВМ ~ ХВЯ

(12.9)

т. е. уравнение прямой линии, которое и показывает, что для треугольной диаграммы применимы правила прямой линии и рычага.

Методы экстракционного разделения

Различают следующие методы экстракционного разделения:

1) одним растворителем (однократное экстракционное извлечение) в системах, состоящих из двух разделяемых компонентов;

2) многоступенчатое (многократное) экстракционное извлечение с подачей свежего растворителя на каждую ступень; 3) многоступенчатое противоточное экстракционное извлечение одним или двумя растворителями. Первые два способа применяют в производствах небольшого масштаба, а также в лабораторной практике.

Наиболее распространенным промышленным методом является противоточное взаимодействие фаз. Во всех случаях экс-грпкцнонное или.'К'чеппс сочетается с процессом регенерации рШ1 пори ими (и.'1 п растворителей) для его повторного исполь-аонлннх и ииделенпи ш растворов целевых компонентов. Широкое применение получил и])оцесс экстракционного извлечения илмнм рлептрм/ елем.

11.1. РАСЧЕТ ЭКСТРАКЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ

Расчет чкегр.ткцноппых процессов основан на совместном решении урлппепин ф.-поного равновесия и материального баланса, С'пплкм оАычип, что акстракцпоииые процессы протекают изотермически м м.ншыс чффскп.1 nepe.xo.ia компонента из одной флш и другую (и (щукпшс химический реакции) обычно невелики. Дли р/к'чеюн процесс« разделения бинарных жидких сме-ссА и распределения компонента между днумя пссмешпнающи-мпсн <|>л 1Пмн широко используют графические методы.

Одноступенчатое однократное экстракционное разделение

Схема однократной ступенчатой экстракции приведена на рис. 12.4. Исходный раствор И и растворитель Б смешивают в смесителе 1, после чего разделяют (например, отстаиванием) на -дна слоя — экстракт Е и рафинат р в отстойнике 2. При однократном взаимодействии Р и Б и достаточно большом времени контакта могут быть получены близкие и равновесным составы И и К.'Процесс проводят периодически или непрерывно. Во вторим случае растворитель регенерируют и непрерывно возвращают в’ смеситель. Этот способ применим при высоком коэффициенте распределения т.

Расчет одноступенчатой экстракции лежит в основе расчета процессов многоступенчатого экстракционного разделения, включающих три последовательные стадии: 1) перемешивание исход-

Т’=А+В б
Ра«. 11.4. Смм» •яностул*1м>1»|| ’ > чмициш I -'(«•»(•ЛМ I —отсто*»»»

пой смеси с растворителем; 2) механическое разделение полученной гетерогенной смеси на экстракт и остаток исходной смеси (рафинат); 3) разделение экстракта на извлеченный из смеси целевой компонент и растворитель (возвращаемый в процесс для повторного использования).

Обычно первые две стадии проводят в одном аппарате (экстракторе), а третью — в другом (ректификационной колонне),. Таким образом, технологически экстракционные процессы являются достаточно сложными. Многократное использование растворителя приводит, как правило, к нежелательному загрязнению продуктов разделения и дополнительным затратам на их очистку до нужных кондиций.

Материальный баланс. Смешаем Л кг растворителя исходного раствора с относительной массовой долей целевого компонента ,Т0 с 5 кг растворителя. В результате взаимодействия (при

условии, что фазы практически нерастворимы друг в друге) по

лучим рафинат с содержанием целевого компонента X и экстракт с содержанием этого компонента ?. Уравнение материального баланса:

АХ, IV ■ Л Г, (12.10)

отсюда

Х0 = 1+^-7. ' (12.11)

Здесь 5/Л = &— массовое соотношение фаз; X и ?— относительные массовые доли, кг Л/кг В (см. гл. 9).

Так как У = тХ, то Х0 — Х-\-ЬтХ.

Произведение Ьт обычно называют экстракционным фактором £ (сравните с фактором разделения ¡У). Тогда концентрацию целевого компонента в получаемом рафинате можно выразить как

Х*=Х0/(1 + Ьт), (12.12)

а концентрацию экстракта

У = тХ0/(1 + Ьт). (12.13)

Отсюда степень извлечения целевого компонента ср:

6Т Ьт е

<р = — - ---. (12.14)

АХ о 1 + Ьт 1 + е

Чтобы разделение было более полным (остаточное содержание целевого компонента в рафинате было низким), экстракционный фактор должен быть больше 1. Практически применяют 1,2 <е < 2.

Полное извлечение целевого компонента практически невозможно, так как ф = 1 только при т = оо или 5,/Л = Ь = оо, т. е, при бесконечно большом удельном расходе растворителя.

IIjiii (iД1ЮС1 \ псп1!атом экстракционном извлечении возможна шчили взаимная растворимость экстрагента и первичного гиориими. I1 i.iki.m процессе после перемешивания раствори-ii н исходила I МП ч получаем две равновесные жидкие фазы,

I , i vuinurtmomne v'анin не бинарные, а трехкомпонектные расширь! Л -J- Н i (i.

Графический расчет. Рис. 12.5, а иллюстрирует взаимодей-

II пт- исходной смеси состава F с растворителем (точка 5). При смешении образуются смеси, составы которых будут находиться пл при мой /.V. Ноли'соотношение расходов исходной смеси и раептринми соотентнует SA1/FM (точка М), то после уста-Hoii.ieiiMH рнииомеенн смесь раесламнается на экстракт Е и рафии«! К, Примпн, иронелпшдя через тчку М, определяет положение точек /: и R (соекина нч ipaKia и рафипата) и на-л mine и м MinJiui (kohhoOui)) , лч/пЬч) ¡шитчч-сня или линией

< <!/(/> •< *> гния.

| ие.лнченме.м опюемгелыюго содержания растворителя точ-ка М оудет приближаться к Л’ (точка АГ на рисунке). При этом будет уменьшаться содержание компонента В в рафинате и со-отептненно увеличиваться степень извлечения его из исходной емеси (точка R'). Одновременно уменьшается содержание компонента В в экстракте (точка Е').

■ Кривая равновесия F* = /(.?) — пограничная линия, часто наминается бинодальной линией, так как она охватывает значения концентраций двух сосуществующих растворов. Каждая бино-да.'п.нан кривая для данной системы соответствует определенной темпераiype (при изменении температуры изменяется растворимость компонентов и равновесная кривая меняет свое положение, которое определяется экспериментально). На рис. 12.5,6, показан ход биподальных кривых при изменении температур I\ - t-i < t3. Обычно при повышении температуры область существования двухфазной расслаивающейся системы уменьшается и при так называемой критической температуре растворения фа-зы рафипата и экстракта сливаются в одну фазу.

аВ
А | 
II.ft. I ««ft р*сч«т плипгтулвЯЧАТО! о •мгтрлкционного извлечения:0- уп,>—тш /(J)j 0 ■ Онмодадышс кривые при разных температурах

в

Точки, лежащие под бинодалыюй кривой ? = соответУ ствуют двухфазной расслаивающейся системе, над бинодальной кривой — нерасслаивающемуся раствору. Точка К — критическая точка, характеризующая состав, при котором заканчивается расслоение и образуется гомогенный раствор. Левая (от точки К) ветвь бимодальной кривой характеризует составы рафина-тов, правая — составы экстрактов.

Изменение давления (в пределах до 2 МПа) не оказывает заметного влияния на растворимость экстракционной системы.

Минимальный расход растворителя

С помощью треугольной диаграммы (рис. 12.5, а) при одно^ ступенчатом экстракционном разделении можно определить минимальный (и максимальный) расход растворителя.

Так как для точки М' массовое соотношение исходной смеси и растворителя (по правилу рычага) Р/Б = М'Р/М'Б, то масса растворителя 5 для обработки смеси состава М' составит: 5 = Р • РМ'/М'Б. При перемещении точки М' по лучу 5Р влево, например в точку М, отрезки РМ' уменьшаются, а отрезки М'Б увеличиваются, соответственно уменьшается количество растворителя 5. В пределе точка М' может совместиться с равновесной линией (точка О на рис. 12.5, а). При этом отрезок РО ми

нимален и в результате экстрагирования можно получить один рафипат. Таким образом, точке О на диаграмме равновесия соответствует минимальное количество растворителя

8шт = Р -То/Ш, (12.15)

при котором концентрация целевого компонента В в рафинате будет наибольшей.

При смещении точки М' вправо по лучу РБ ее нижнее положение определится точкой й (когда получают только экстракт). В этом случае количество расходуемого растворителя будет максимальным:

5макс = Р • РО/ОБ. (12.16)

Оптимально количество растворителя выбирают между Ямин

И 5макс-

Многоступенчатое (многократное) экстракционное разделение

На рис. 12.6 приведен графический расчет процесса многоступенчатого экстракционного разделения с подачей свежего растворителя в каждую ступень (при перекрестном токе). При этом предполагается, что фазы (первичный растворитель и вторичный растворитель) незначительно растворимы друг в друге и что растворитель равномерно распределяется между ступенями ¡‘ив-. 12.6. Графический расчет многоступенчатого экстрагирования с подачей свежего растворителя и каждую ступень

(ячейками) и содержит некоторое количество извлекаемого компонента, т. е. имеет начальную концентрацию ХЕ„.

В первой ступени смешивают исходную смесь Ё с растворителем Б и соотношении БМЦРМ^ и получают смесь Л\ь которая после установления раншжеспя расслаивается

на экстракт Е| и рафинат Иь Получением рафинат 1^1 направляется во вторую стумснь, где смешивается с растворителем и соотношении SM.2iR.xM2 (по лучу ¿'ЛМ. После установления равновесия смесь М2 дает при расслаивании экстракт Е2 и ра-фпнат Н2- После смешения И2 с Б и разделения фаз получим экстракт Е3 и Яз. Наконец, в последней п-й степени из рафи-иата и растворителя Б получим экстракт Ел и рафи-

наг Яя.

Описанный способ используют и в тех случаях, когда необходимо получить в очень чистом виде компонент А и когда для •/гой цели можно применять дешевый экстрагент (например, воду), причем не требуется регенерации экстрагента.

Многоступенчатое противоточное экстракционное разделение

Принципиальная схема многоступенчатой противоточной установки изображена на рис. 12.7. Исходный раствор Р и растворитель Б движутся противотоком в установке, состоящей из п последовательно соединенных ступеней, причем конечный экс-| [)акт состава Ей удаляется из первой ступени, а конечный ра-фннат состава Rn — из последней.

Эта схема наиболее часто применяется в промышленности, являясь с технико-экономической точки зрения более эффектив-пой по сравнению с многоступенчатой экстракцией в перекрестном токе, когда свежий, растворитель подается параллельно на т е ступени, а исходный раствор последовательно проходит по иссй установке.

Ь* м -I | ■2 | п-1 | Бп-1 | п | Кп
 | 1-„ ■ |  | р
 | Гя-1 | >

 | """ -- |  |  | ть
 | / |  | 2 | 
 |  |  |  | ^-1

М«< ЦТ Пмямиамым* <ММ1 мии| 01 |унснч1гиго протниоточного экстрагирования

375

Многоступенчатое противоточное экстракционное разделение осуществляют в колонных экстракторах различных конструкций или в системе смесителей-отстойников (см. рис. 12.4).

Расчет многоступенчатой противоточной установки. Если можно пренебречь взаимной растворимостью фаз (чистых растворителей А и Б), то уравнение материального баланса примет вид

Р + 8 = М = Лп + Ь\ (12.17)

или по извлекаемому компоненту В для всей установки:

Л(Х0-Хп)-8(Г1-¥3). (12.18)

Для (п— 1)-й ступени баланс (12.18) можно записать в виде . уравнения рабочей линии:

^ = 4 -*0) + ^. (12.19)

На прямоугольной диаграмме (рис._12.8), где нанесены равновесная 7* = 1(Х) и рабочая К = ср (X) линии, можно определить число ступеней (начиная от точки а). Способ построения — см. гл. 9.

Схема процесса противоточной экстракции с флегмой. На

рис. 12.9 приведена схема многоступенчатого противоточного

экстрагирования с использованием флегмы (орошения), подобно тому, как проводится процесс ректификации. В этом случае повышается четкость разделения исходной смеси. 3

хп Ха XРис. 12.8. Ход процесса многоступенчатого противоточного экстракционного разделения ка диаграмме У—X:У —относительная массовая концентрация в экстракте, кг В/кгБ; Я— относительная массовая концентрация в ра.фннате, кг В/кг А

Смесь Р подают в одну из сред-них ступеней колонного экстрактора. В нижней части аппарата тем или иным способом изменяют ус-

У,У*

П

Рис. 12.9. Схема многоступенчатой противоточной экстракции с флегмой:

/—колонный экстрактор; 2—узел регенерации растворителя

I'm*. 12.io. Схема противоточного экстрагирования л и у м я растворителями Sj и $2 с флегмой:

/. колонный экстрактор; 2—узел регенерации раствори и1 л я

линия взаиморастворимости компонента смеси, в результате чего из рас-шора выделяется более легкая фаза с (шлее низкой концентрацией извлекаемого компонента, которая поднимается н перхнюю часть аппарата и вступает п иротивоточный массообмен с нисходящим потоком растворителя. Обра-

- .чопание флегмы в нижней части аппарата может быть обеспечено понижением температуры (за счет отвода п'плоты), снижением концентрации растворителя в экстракционной системе (за счет возврата в низ аппарата дополнительного растворителя с хорошей растворимостью в экстрагирующем цастворителе, но снижающего его растворяющую способность).

Часть чистого компонента (или смеси компонентов) Р, вы-юлопого п,1 экстракта при его разделении, отбирается в виде продукта, а чаем, К’,) возвращается в виде флегмы.

Четкость разделе пня может быть повышена также с помощью применения диух иссмешипающпхсн растворителей, каждым и:» которых растворяет преимущественно какой-нибудь компонент или группу компонента (рнс. 12.10). Этот метод н Hiи .ц'дпсе время по,|учил широкие распрострапеппс в промышленности.

Классификация и типовые конструкции экстракционных аппаратов

По принципу организации процесса все экстракторы делят па аппараты периодического и непрерывного действия. Первые применяют главным образом в лабораторной практике или в малотоннажных производствах.

По принципу действия экстракторы делят на ступенчатые и дифференциально-контактные. К первой группе относят сме-

■ н т е л ь н о - о т с т о й и ы е аппараты различного типа с дис-I ретным контактом фаз. Ступень смесительно-отстойного экс-|рактора состоит из смесителя, в котором осуществляется процесс экстрагирования, и отстойника для последующего разделения фаз. При непрерывном проведении процесса ступени соединяют по принципу организации противотока фаз, при периодическом процессе обе стадии осуществляются в одном аппарате.

1 IpocrennniM смеси пмыю-отс тонным экстрактором является uniiapai i- мешалкой. 15 пего непрерывно вводят исходный рас-

Рис. 12.11. Типы смесителей:

С-инжекторный; б—диафрагменный; в—трубчатый

твор и растворитель и также непрерывно выводят из него смесь в отстойник. Кроме мешалок применяют инжекторные, диафраг-менные, трубчатые смесители, центробежные насосы и вентили. На рис. 12.11 приведены распространенные типы смесителей, на рис. 12.12 дана схема отстойника (Л.Ф. — легкая фаза, Т.Ф.—-тяжелая фаза). Для расслаивания используются также гидроциклоны, центрифуги и центробежные сепараторы (см. гл. 3 и 10),

Рис. 12,12, Схема отстойник*

JL

'6

'5

Л

3

::о

A.V | 

•»ef ММ. Г.мгситслмш-отстоАммй экстрактор:

t шин смешении; 2 мешалка; 3— смесительная труба| 4 цмркулнпнопнаи труба; .5 — сифон; 6 — зона расслаивании; 7 — кольцеобразное пространстио; 8— переливной па-*|»> Оок

••иг. 12.14, Роторно-дисковый экстрактор:

/ корпус; 2—диски; 3—кольца; 4— вал; 5—успокоитель-«н перфорированная перегородка; 6— разделительная ка-Ml (id~ТГ|Т| л.ф
 | Т.Ф

Уроним. и и кол/I тяжелой i|i;i n.i in отстойника определяется положением поигрхиости раздел;' fn (см. put. 12.12);

"I’r + (b — •>' !’

(12.20)

< Рг,

гдр а, 6, с — ралмеры отстойника, м; р, п рл — плотность тяжелой и легкой фм, соотистстнсшю, кг/.м3.

Па практике используют также смесительно-отстойные экстракторы, ц которых смешение и разделение фаз осуществляются пдноирсменно (рис. 12.13). Исходный раствор (Т.Ф.) и растворитель (Л.Ф.) по трубам подаются в зону смешения 1, где они перемешиваются мешалкой 2 (и на входе в зону в трубе 3). С.мссь поднимается вверх и через кольцевое пространство 7 покупает в зону расслаивания 6. Отстоявшаяся тяжелая жидкость мыиодится через сифон 5, а легкая жидкость — через переливной патрубок 8. С помощью трубы 4 осуществляется циркуляция жидкостей.

К группе дифференциально-контактных аппаратов относятся колонные экстракторы. Наибольшее распространение из них получили распылительные, тарельчатые и насадочные экстрак-тры, которые иногда объединяют в одну группу экстракторов ''к'з подвода внешней энергии (или гравитационные). Колонные .шпараты с подводом внешней энергии включают роторно-дис-копые экстракторы (РДЭ), многосекциоиные с мешалками, пуль-епцшшные, центробежные (ротационные) экстракторы и др<

Рис. 12.15. Тарельчатые насадки для:-пуль-сационных колонн:

а—КРИМЗ; б— ГИАП-1; в —ГИАП-2

Расположение лопаток В соседних элементах.

На рис. 12.14 приведена схема роторно-дискового экстрактора, представляющего собой колонну, внутри которой вращаются укрепленные на вертикальном валу диски. Внутри корпуса устанавливают кольцевые перегородки. Аналогично устроены миогосекцнонные экстракторы с- мешалками (между двумя кольцевыми перегородками располагается мешалка— это одна секция экстрактора).

В пульсационных экстракторах дополнительная энергия подводится к жидкости путем сообщения потоку низкочастотных возвратно-поступательных колебаний, с помощью вибрирующих внутри аппарата перфорированных или других тарелок (укрепленных на общем штоке, совершающем возвратно-поступательное движение) или с помощью пульсатора, находящегося вне аппарата (создаваемые пульсатором колебания гидравлически передаются к жидкости в аппарате).

В основу создания пульсационкой техники в нашей стране положена разработка пневматической системы с пульсатором, представляющим собой золотниково-распределительный механизм, находящийся пне аппарата, п тарельчатой насадки для колонных аппаратов (рис. 12.15).

Насадка КРИМЗ представляет собой тарелку со множеством отверстий, прямоугольные сечения которых при соотношении 1:2, ограниченные наклонными лопатками на верхней и нижней плоскостях тарелки, создают незамкнутые сопла. Тарелки собираются так, что нижняя представляет собой зеркальное изображение верхней. Таким образом, в каждом межтарель-чатом сечении движение потоков противоположно предыдущему и последующему, а при пульсации оно соответственно периодически изменяется.

Тарелки в пульсационных колоннах создают упорядоченную структуру потока, т. е. обеспечивают равномерность распределения реагентов по сечению и при определенных условиях — оптимальной нагрузке и интенсивности пульсации — сравнительно невысокое продольное перемешивание,

ГИАПом предложен новый «пакетный» вариант сборки тарелок насадки, согласно которому тарелки каждого тина собраны н отдельные пакеты, расположенные в чередующейся последовательности по высоте колонны аппарата. На рис. 12.16 схематично изображены сборка тарелок и картина движения жидкости между собранными в пакет однотипными тарелками. Токи жидкости, возникающие при движении насадки вверх, обозначены сплошными стрелками, а токи, возникающие при движении насадки вниз,—штриховыми стрелками. Как видно из рис. 12.16, поперечное движение жидкости в пакете тарелок через каждые '/а периода колебаний на'садки меняет свое направление на противоположное, т. е. в экстракторе возникает пульсациоиное поперечное движение фаз. Отмеченные явления существенно интенсифицируют дпенерпфпнлиие и поперечное перемешивание фаз.

Па рис. 12.17 нпкл.члнл колонна, содержащая четыре пакета тарелок, шарнирно соединенных друг с другом посредством рычагов. Особенностью изображенной конструкции является то, что соседн’ие пакеты тарелок движутся в противоположных направлениях. Достоинства ее наряду с возможностью значительного повышения разделительной способности (до 20—30 равновесных ступеней)—это низкие затраты энергии (привод разгружен от веса насадки, и на ее подъем энергия практически не латрачивается) и малые динамические нагрузки на днище, что особенно актуально для колони большой единичной мощности.

Рис. 12.10., Вибропульсадиочный экстрактор

-л. ч--ч^

5^;тгг-\

Рис. 12.17. Экстракционная колонна с уравновешенными пакетами вибрирующей насадки:

_ Л.Ф 1 — пакет насадки; 2—рычаг, шарнирно соединенный с сосед* 3 —► ними пакетами насадки

Т.Ф .

Для снижения затрат энергии на пере-мещение веса насадки можно также использовать упругие деформации пружин.

Характеристики пульсационных экстрак-торов, разработанных коллективом проф. С. М. Карпачевой, приведены в табл. 12.1.

На рис. 12.18 представлена конструкция колонного экстрактора с вибрирующими тарелками (ВПЭ), нашедшего широкое применение в промышленности ЧССР. Корпус 1 соединен с верхним отстойником 4, снабженным устройством для ввода тяжелой фазы и переливом 3 для вывода легкой фазы. В нижней части колонны расположен отстойник 6 с выводом тяжелой фазы и вводом легкой фазы. В корпусе 1 помещен комплект перфорированных тарелок 2, прикрепленных к тяге 7, которая соединена с кулачковым приводом 5, передающим тарелкам колебательное движение. Амплитуда колебаний настраивается эксцентриситетом кулачка, частота — регулятором частоты вращения. Тарелки 2 оснащены мелкими круглыми отверстиями 10

Л.Ф

ч

Таблица 12.1Характеристики пульсационных экстракторов, используемых в промышленности
 |  | Максимальный | Максимальная
Аппарат | Назначение | диаметр, м | производительность
Колонны для системы | Экстракция, реэкстрак- | 2,0 | 80 м3/ч
жидкость — жидкость | цня, отмывка от примеси, очистка сточных |  | 
 | вод |  | 15-25 м3/ч
Колонны для системы | Отмывка твердого те | 3,1
жидкость — твердое те | ла от примесей |  | 50 м3/ч
ло | Выщелачивание | 2,4
 | Экстракция из суспен | 0,9 | 6—10 м3/ч
 | зий |  | 
Колонные реакторы не | Растворение твердой | 0,6 | 1,0 т/ч
прерывного действия | фазы | 0,2 | 4,0 м3/ч
 | Смешение реагентов
Колонные автоклавы | Выщелачивание из руд | 2,4 | 40 м3/ч
для процессов под дав | Получение целлюлозы | 2,4 | 2,5 т/ч
лением до 2 МПа | из щепы |  | 5,0 м3/ч
С месительн о-отстойные | Экстракция, промывка, | —
экстракторы | реэкстракция |  | 

жТ.ФРис. 12.18. Экстрактор с вибрирующими тарелками (ВПЭ):I- корпус; 2—тарелки; 3— перелив; 4, 6—отстойники; 5—кулачковый припод; 7—тяга! » — перегородка; 9— перетоки; 10—отверстия

для протекания диспергированной фазы и перетоками 9 для сплошной фазы. Края тарелок и перетоки для сплошной фазы снабжены вертикальной перегородкой 8, направленной в проти-

з&з

воположную сторону движения диспергированной фазы. На рис. 12.18 показан пример, когда рассеивается легкая фаза и главная граница раздела фаз находится в верхнем отстойнике 4. При рассеивании тяжелой фазы межфазная граница находится в нижнем отстойнике 6.

Тарелки типа ВПЭ являются переходными между так называемыми закрытым и открытым типами ситчатых тарелок. Первые — это ситчатые тарелки с диаметром отверстий, сравнимым с требуемым средним диаметром капель, вторые — например, тарелки КРИМЗ или ГИАП, имеют отверстия различной формы, но их наименьший линейный размер существенно больше, чем средний размер капель. Свободное сечение ситчатых тарелок и тарелок ВПЭ не превышает 30 %, между тем как свободное сечение тарелок открытых типов — около 50 %. Как ясно из рис. 12.18, в соседних тарелках перетоки для сплошной фазы помещены противоположно к оси колонны.

Приведенные характеристики тарелок ВПЭ оказывают благоприятное влияние на гидродинамику и массопередачу. Малый диаметр отверстий для диспергированной фазы влияет так, что механизм разделения приводит к сравнительно узкому распределению размеров капель дисперсии. Это благоприятно с точки зрения уменьшения уноса мелких капель, повышения объемной производительности экстрактора и снижения продольного перемешивания диспергированной фазы. Особые перетоки для сплошной фазы содействуют главным образом тому, чтобы сплошная фаза не препятствовала проходу диспергированной фазы через малые отверстия. Таким образом полностью используется насосный эффект вибрирующих тарелок и повышается объемная производительность экстрактора.

12.3. ЭКСТРАГИРОВАНИЕ В СИСТЕМЕ ЖИДКОСТЬ —ТВЕРДОЕ ТЕЛО

Экстракторы для систем жидкость—твердое тело классифицируются по способу и направлению движения фаз на следующие типы: 1) карусельные; 2) конвейерные; 3) вертикальные колонные; 4) горизонтальные шнековые и лопастные; 5) барабанные; 6) смесительно-отстойные (или смесительно-разделительные) .

Аппараты с подводом внешней энергии делят на экстракторы с механическими транспортирующими устройствами (карусельные, конвейерные, колонные, шнековые) и экстракторы, в которых транспортирование взаимодействующих фаз осуществляется за счет энергии жидкости или газа (жидкость и газ могут или участвовать в процессе массообмена или подводятся извне специально для организации транспорта фаз). К этой группе относятся аппараты со взвешенным и движущимся слоями или газ-лифтным перемещением фаз. На рис. 12.19 приведена схема

Отработанный Твердый материал материал
iг

ТббрдыиЭксмравенм материал

 | л| а| Л А'

i Г i L—: t

■■ ' LaLAL^t -¿ _¿f i*,*/™™

пиаботанныи'*

Рис. 12.10. Горизонтальный ленточный экстрактор:

/ — распылители; 2—питающий бункер; 3 — корпус; 4—звездочка; 5— перфорированный ленточный транспортер; 6 — насосы; 7 —приемные емкости

Рис. 12.20. Вертикальный шнековый экстрактор:

/ — разделительное сито; 2—шнеки; 3 — корпус

горизонтального ленточного экстрактора (противоточного, многоступенчатого с орошением), а на рис. 12.20 — схема вертикального шнеконого экстрактора, широко применяемых в промышленности (для аппаратов с механическими транспортирующими устройствами характерно разрушение или повреждение поверхности твердых тел).

ГЛАВА 13

АДСОРБЦИЯ И ИОННЫЙ ОБМЕН

13.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ

Адсорбции процесс поглощения одного или нескольких компонентов ил газовой или жидкой фазы твердым поглотителем (адсорбентом). Поглощаемый компонент часто называют адсорбтивом ■).

Адсорбцию применяют в промышленности при очистке и сушке газов, очистке и осветлении растворов, а также разделении смесей газов и паров. Например, адсорбцию широко используют при извлечении летучих растворителей из смеси с возду*

11 Лдсорбтивом называют поглощаемое вещество, когда оно находится ■ га’] о и ой пли жидкой фазе. После того как это вещество перешло в аД-сорГмфопамное состояние, его называют адсорбатом.

хом или другими газами (рекуперация летучих растворителей)’, для очистки аммиака перед контактным аппаратом, осушки природного газа, выделения ароматических углеводородов из коксового газа, в производствах пластмасс, синтетического каучука, в нефтехимии и для других целей, в частности для улучшения качества сырья и продуктов.

Процессы адсорбции, как правило, тесно связаны с процессами десорбции. Десорбция — удаление адсорбированных веществ из адсорбента для его повторного использования в процессе.

В зависимости от природы сил, действующих на поверхности твердого тела, различают физическую адсорбцию, вызываемую силами молекулярного взаимодействия, и хемосорбцию, обусловливаемую силами химического взаимодействия.

Во многих случаях технологическая очистка промышленных газов (от ЭОг, СЭг, N02 и N0 и др.) с помощью адсорбентов представляет собой один из методов защиты окружающей среды.

Ионный обмен. К сорбционным процессам можно отнести ионный обмен. Он представляет собой сложный некаталитиче-ский диффузионный процесс между твердым веществом и жидкостью, проходящий в несколько стадий. Этот процесс разделения жидких смесей применяется в химической, нефтехимической и других отраслях промышленности (в частности, для опреснения морской воды). Целью ионного обмена является разделение компонентов, находящихся в растворе, с помощью Твердых веществ, обладающих особым свойством обменивать содержащиеся в них ионы на ионы, присутствующие в растворе. Такие твердые вещества носят название ионитов или ионооб-менников.

Ионообменные свойства давно известны у природных соединений типа алюмосиликатов (например, у цеолитов). В них ионы щелочных или щелочноземельных металлов (К, Ыа, Са), находящиеся в кристаллической решетке, могут обмениваться с другими катионами, находящимися в растворе.

13.2. ПРОМЫШЛЕННЫЕ АДСОРБЕНТЫ И ИОНИТЫ

Адсорбенты. Адсорбционной способностью может обладать любое твердое вещество, однако промышленное применение нашли только твердые адсорбенты с сильно развитой внутренней поверхностью, включающей поры (капиллярные каналы) различного размера. В зависимости от размеров поры в адсорбентах условно разделяют на три типа: микропоры, переходные Ьоры и макропоры.

Микропоры имеют размеры, соизмеримые с размером молекул поглощаемого компонента. Эффективные радиусы микропор, Определенные рентгеновским методом, находятся в интервале от £• 1(Н° до 1 • 10~9 м (верхней границей размера микропор принимают 1,5-10“9 м).

- Переходные поры имеют эффективные радиусы, намного превышающие размеры адсорбируемых молекул. Они колеблются в пределах от 1,5-10~9 до (1 4-2)■10~7 м.

Макропоры — самые крупные поры адсорбентов. Их эффективные радиусы больше 2-10~7 м. Они являются транспортными каналами в зернах адсорбента. Характер процесса адсорбции определяется размером пор.

В зависимости от преобладающего размера пор адсорбенты подразделяют на три структурных типа: макропористые, пере-^однопористые и микропористые.

Некоторые марки макропористых адсорбентов применяют в хроматографии. К переходно-пористым адсорбентам относят большинство м арок силикагелей, а л ю м о г е л е й и а л ю -м о с и л п к а т п ы х катализаторов (а также многие виды природных лглин, используемых, в частности, для очистки масел). К числу микропористых адсорбентов относят цеолиты («молекулярные сита») и некоторые типы активных углей (например, сарановые).

Большинство промышленных адсорбентов (активные угли, силикагели различных марок), широко применяемых для очистки газов и рекуперации растворителей, относятся к смешанным структурным типам адсорбентов, имеющим поры различного размера. Силикагели обладают исключительно ценным свойством — они не горючи.

.Адсорбенты характеризуются поглотительной, или адсорбционной, способностью {активностью), а также селективностью. Селективность — избирательность поглощения компонентов разделяемой смеси — в значительной мере определяется фазовым равновесием процесса адсорбции.

Иониты. Максимальной поверхностью контакта с растрором для ускорения обмена и быстрого достижения равновесия долж-кы обладать и иониты. Природные иониты нестойки в сильных кислотах и щелочах, что существенно ограничивает их применение. Открытие синтетических высокомолекулярных полимеров, называемых иногда смолами, привело к созданию ряда искусственных ионитов, получивших широкое практическое применение (для опреснения воды, в гидрометаллургии, при получении электролитических покрытий, в фармацевтической промышленности, для очистки промышленных сточных вод и т. д.).

Синтетические смолы, используемые для изготовления ионитов, чаще всего представляют собой трехмерную решетку полистирола (или другого высокомолекулярного соединения^ с которой «сшиты» функциональные группы, определяющие свойства ионитов.

По знаку заряда, принадлежащего активным группам, различают: 1) ка гиониты (марок К); 2) аниониты (марок А).

Одна и та же смола может содержать несколько функциональных (ионогенных) групп различной природы. Такие смолы называют полифункциональными (полиамфолитами).

Известно много способов производства ионитов, налажен их выпуск в широком ассортименте.

Иониты различают в зависимости от знака зарядов обменивающихся ионов, степени ионизации и числа активных групп, по их физико-химическим свойствам, способу получения полимера, содержанию «сшивающего» агента, структуре зерна ионита (гелевые, макропористые) и т. д. Подробное описание выпускаемых отечественной промышленностью марок ионитов дано в литературе [10].

13.3. ФАЗОВОЕ РАВНОВЕСИЕ ПРИ АДСОРБЦИИ

Равновесие при адсорбции характеризуется зависимостями количества вещества, поглощенного единицей массы или объема данного адсорбента, от температуры и концентрации поглощаемого вещества в парогазовой смеси (растворе).

Зависимость между равновесными концентрациями фаз при адсорбции

** = /(К, Т)

(13.1)

(13.2)

при постоянной температуре принимает вид

= Ч (У),

где Я* — относительная массовая доля поглощаемого компонента в адсорбенте, равдовесная с концентрацией адсорбтива в газовой (жидкой) фазе, кг адсорбтива/кг адсорбента; ?—относительная массовая доля адсорбтива В фазе, из которой поглощается вещество, кг адсорбтива/кг носителя газовой фазы (раствора).

Содержание Р адс;ор6тива может быть выражено его парциальным давлением в парогазовой смеси:

х* = Г (р).

(13.3)

Зависимости Х* = ф(К) и Х* = 1'{р) представляют в общем виде линии равновесия при адсорбции, или изотермы адсорбции. Изотерма адсорбции является важной характеристикой адсорбционных свойств пористых твердых тел. Конкретная форума этой зависимости определяется свойствами и механизмом взаимодействия адсорбента и поглощаемого вещества.

Содержание К может быть заменено величиной адсорбции О, (в кг/м3), а содержание У — парциальным давлением р в парогазовой смеси.

Тилы изотерм адсорбции

Изотерма адсорбции является источником информации о структуре адсорбента, тепловом эффекте адсорбции и других характеристиках процесса.

Выделяют пять основных типов изотерм адсорбции (рис. 13.1). Тип I характерен для микропористых сорбентов. Начальные выпуклые участки изотерм типов II и IV указывают на присутствие наряду с макропорами некоторого объема микропор. Начальные вогнутые участки изотерм типов III и V указывают на то, что взаимодействие молекул адсорбата с ад-сорбентом значительно .меньше межмолекулярного взаимодействия для молекул адсорбата. Отличие изотерм II от IV и III ot'V заключается в том, что объем переходных пор (IV и V типы) заполняется адсорбатом раньше, чем относительное давление p/ps приблизится к 1 (в результате капиллярной конденсации). При этом на изотермах появляется верхний участок, близкий к горизонтальному. Типы изотерм III и V встречаются редко.

■ Если представить типичную изотерму адсорбции в виде кривой в координатах X — р (рис. 13.2), то на ней в начале наблю-

IV v
а —величина адсорбции (количество поглощенного вещества), кг/м1', р —парЦЙ9ЛЬЯоа дав*' ление пара адсорбата; р3 — парциальное давление насыщенного пара адсорбата

дается почти прямая пропорциональность между р и Я (для малых давлений), а в конце кривая стремится к асимптоте, соответствующей предельному содержанию адсорб-тива в твердой фазе Хх (состояние насыщения). В средней части кривую можно описать эмпирическим уравнением Фрейндлиха:

р=кХп или X — кр^п, (13.4)

где кпп — константы, определяемые экспериментально.

Уравнение Фрейндлиха применимо для практических расчетов в широком диапазоне давлений, однако имеет большую погрешность при малых значениях X и при X, близких к насыщению.

Лучше, чем уравнениям Фрейндлиха, процесс физдческой

адсорбции описывается уравнением Лангмюра:

Уравнение (13.5) хорошо согласуется с опытами, так как при низких давлениях р <С Ь величиной р в знаменателе можно пренебречь, получив пропорциональность между р и Я. При высоких давлениях р^> Ь можда не принимать во внимание Ь в знаменателе и получить X = Х№.

Уравнение Лангмюра удовлетворительно описывает экспериментальные данные только для изотерм типа /. Однако, несмотря на ограничения, его часто используют для приближенных расчетов кинетики адсорбции. Существует ряд теорий адсорбции: мономолекулярная, полимолекулярная (Брунауэра,

Эммета, Теллера), Эйкена и Поляни, потенциальная, объемного заполнения микропор и др. Большая заслуга в развитии теории и практики процессов адсорбции в нашей стране принадлежит академику М. М. Дубинину и его школе.

В соответствии с предложенными теориями адсорбции существуют уравнения изотерм адсорбции для адсорбентов различной природы и различной структуры, используемые при расчете характеристик процесса.

Например, располагая изотермой адсорбции пара стандартного вещества для температуры Т\, можно вычислить изотерму адсорбции другого пара при температуре Т2. Для определения величин адсорбции используют формулу:

а2 — а]у {¡V (13.6)

где а\ — ордината изотермы адсорбции стандартного вещества (обычно бензола), кг/кг или ммоль/г; а^— ордината определяемой изотермы, кг/кг или

зэа

ммоль/г; 1^1 и 1^2—мольные объемы стандартного и исследуемого веществ (в жидком состЬянин), соответственно, м3/кмоль.

Мольные объемы определяют из зависимости V — М/р (М—-мольная масса, кг/кмоль; р —плотность жидкости, кг/м3).

Давления вычисляют по формуле:

* 2 Рз, 2

Здесь. Р1 и Рг — парциальные давления стандартного и исследуемого вещества, соответственно, мм рт. ст.; рг, I—давление насыщенного пара стандартного вещества при темпер'атуре Т, (в К), мм рт. ст.; р^, 2 — давление насыщенного пара исследуемого вещества при температуре Т2 (в К), мм рт. ст.; $ —коэффициент аффиности (сродства), равный отношению мольных объемов:

Р = К2/К,. (13.8)

При расчете точек изотермы исследуемого пара координаты а\ и р1 берут по кривой стандартного вещества, значения р3,1 и рэ, 2 — из таблиц давления насыщенного пара, а р2 вычисляют по формуле (13.7).

Статика адсорбции должна дать ответ на вопрос: сколько адсорбента нужно взять для проведения процесса? Получить ответ можно при условии, что известна способность выбранного адсорбента поглощать данный газ или пар в известных пределах концентрации.

Активность адсорбента

Способность адсорбента поглощать вещество называют активностью.

Активность адсорбента может быть статической и динамической. Статическая активность (или равновесная) аст (или а*) — это количество адсорбируемого вещества, которое поглощается к моменту достижения равновесия единицей массы или объема адсорбента при данной температуре и концентрации адсорб-тива в газе (жидкости)-носителе (в неподвижных условиях).

Динамическая активность ад — это количество адсорбируемого вещества, поглощенного единицей массы или объема адсорбента при пропускании через него газа или жидкости (содержащих адсорбтпв), до начала проскока.

Момент проскока — это момент обнаружения поглощаемого вещества в выходящем из адсорбера потоке газа. Проскок начинается после некоторого времени работы адсорбента, когда его поверхность уже будет в какой-то мере насыщена поглощаемым веществом.

Активность адсорбента зависит от температуры и концентрации в нем поглощаемого вещества. Динамическая активность всегда меньше статической (ад<а*). Расход адсорбента на установку определяют по динамической активности адсорбента

йд (йд 80 % йст) «

Уравнение материального баланса процесса адсорбции составляют, как я для любого массообменного процесса (см.

гл. 9), в зависимости от того, какой аппарат предстоит рассчитать— периодически- или непрерывнодействующий.

При проведении непрерывного процесса адсорбции обычно организуют противоток газа-носителя и адсорбента. Тогда

£ (ак йа) = С (сн ск), (13.9)

где Ь — расход адсорбента, кг/с; О — расход газа-носителя, кг/с; а« и ак —•

начальное и конечное содержание поглощаемого вещества в адсорбенте; ск —

среднее содержание поглощаемого вещества в отходящих газах за период адсорбции; с„ — содержание адсорбтива в газе-носителе.

Движущая сила выражается разностью концентраций: в адсорбенте Аа = а*— а, в газовой фазе Ас — с — с* (аналогично движущей силе процесса абсорбции — см. гл. 9 и 10).

Теплота адсорбции

При проведении каждого конкретного адсорбционного процесса наблюдают повышение температуры в адсорбционной системе, которое зависит от многих параметров: массовой скорости потока, его концентрации, теплоемкости и теплопроводности, а также физических характеристик адсорбента, потерь в окружающую среду и теплоты адсорбции.

Теплота физической адсорбции —величина такого же порядка как теплота фазового перехода (колеблется в пределах от нескольких килоджоулей до нескольких десятков килоджоулей на 1 моль адсорбируемого вещества).

Следует отметить, что минимальный расход энергии на проведение обратного процесса — десорбции — равен теплоте адсорбции (практически с некоторым превышением в связи с неизбежными потерями энергии).

13.4. КИНЕТИКА АДСОРБЦИИ

Скорость процесса адсорбции зависит от условий внешнего (перемещение адсорбируемого вещества к поверхности) и внутреннего (внутри зерен адсорбента) переноса поглощаемого компонента. Скорость внешнего переноса характеризуется гидродинамической обстановкой процесса, а внутреннего — структурой адсорбента и физико-химическими свойствами адсорбционной системы.

Кинетика внешнего переноса определяется зависимостью

¿а/^т = Р (с — спов), (13.10)

где а — величина адсорбции; т — время; с и Слов — концентрация поглощаемого компонента в объеме парогазовой смеси и на поверхности адсорбента, соответственно; (5 — коэффициент массоотдачи, отнесенный к единице объема адсорбента.

Кинетика внутреннего переноса описывается уравнением молекулярной диффузии:

где Оэ — эффективный коэффициент диффузии.

Интегрирование этого уравнения должно проводиться с учетом начальных и граничных условий. Обычно считают, что коэффициент £>э постоянен в течение всего процесса.

Скорость переноса внутри зерен адсорбента, как правило, много ментие скорости внешнего переноса, поэтому содержание поглощаемого вещества у гюнерчпостн зерна адсорбента чаще всего принимают равным содержанию адсорбтива в объеме смеси, которое зависит от условий проведения процесса.

Величину кинетического коэффициента р (в с-1) определяют, используя для описания кинетики адсорбции критериальные уравнения типа

N11' = ЛЯет (Рг')п. (13.12)

Здесь Ыи' и Рг' — диффузионные критерии Нуссельта и Прандтля, соответственно; Ие — критерий Рейнольдса; А, т и п — опытные константы.

Например, для адсорбции паров активным углем (йч — = 1,7 -г- 2,2 мм, хюТ~ 0,3 4-2 м/с) известно уравнение

N11' = 1,61?е"':и, (13.13)

гдз N1/= 1?е = 1су/чуЧ>г;/) —коэффициент диффузии адсорбтива в

газе при температуре процесса, м2/с; — средний диаметр зерен адсорбента,

м; шг — скорость парогазовой смеси, рассчитанная на пустое сечение аппарата, м/с; гг — кинематическая вязкость газа, м2/с.

Из уравнения (13.13) находят кинетический коэффициент адсорбции:

Р= 1,6 Оа>°'54/(г0'5^а“6). (13.14)

Коэффициент диффузии £> при любых температурах и давлениях определяют но формуле:

Д = А,Ы/>)(777'о):1/->. (13.15)

Коэффициент Б0 — для газов и паров при нормальных условиях (р0 и То) берут из справочной литературы [1—3].

Расчет адсорбции в неподвижном слое адсорбента

Расчет процесса адсорбции в неподвижном слое адсорбента сводится к определению времени, в течение которого слой заданной толщины способен извлекать из потока газа или жидкости адсорбтив таким образом, чтобы его содержание на выходе из слоя не превышало заданной величины. Это время

Рис. 13.3. Изменение фронта адсорбции во времени

называют временем защитного (адсорбционного) действия слоя. В процессе поглощения адсорбтива в слое формируется поле концентраций поглощаемого вещества. Сечение слоя, расположенное перпендикулярно к направлению парогазового потока, отвечающее минимальному содержанию адсорбтива в потоке, называется фронтом адсорбции. Фронт адсорбции (по мере насыщения ближайших к входу слоев адсорбента) перемещается по слою (рис. 13.3). Средняя концентрация поглощаемого вещества во всем слое адсорбента данной толщины, достигнутая к моменту проскока адсорбтива, условно называется динамической активностью адсорбента.

Н. А. Шиловым с сотрудниками дано эмпирическое уравнение для определения времени т,„, защитного действия слоя (рис. 13.4):

ТцР== КН — т0, (13.16)

где К ■= 1/м — коэффициент защитного действия слоя, причем Kwr =- const; Я — высота слоя адсорбента; т0 — потеря времени защитного действия слоя; и -- скорость движения фронта равных концентраций в слое; wr — скорость парогазового потока.

Потеря времени защитного действия слоя частично объясняется неравномерностью подачи парогазовой смеси в слой. Ее можно уменьшить, организовав равномерное распределение потока в слое.

Конечно, неравномерность подачи парогазовой смеси в слой нарушает ход процесса адсорбции, однако потеря времени защитного действия слоя может иметь место и при организации установившегося режима движения парогазовой смеси. Величина т0 зави-сит от степени отклонения процесса от режима параллельного переноса тл|> фронта адсорбции.

Потеря времени защитного действия слоя в основном обусловлена тем, что формирование фронта адсорбции происходит не мгновенно. Уменьшить То можно, улучшив условия обтекания частицы адсорбента в слое парогазовым потоком. С

Рис. 13.4, Зависимость времени защитного действия *лр от высоты слоя Я адсорбента

Методы адсорбции и десорбции

Процессы адсорбции не отличаются от других процессов массопередачи с участием твердой фазы по своему механизму н характеризуются такими же закономерностями. Промышленные процессы адсорбции (и десорбции) делят па периодические и непрерывные. Эта классификация связана с состоянием слоя адсорбента; адсорбцию проводят не только в неподвижном слое адсорбента, но и в движущемся или взвешенном (кипящем) слое.

Десорбция является важной частью адсорбционного процесса, проводимого в замкнутом цикле. Ее стоимость оказывает большое влияние>на экономичность адсорбционного разделения или очистки.

Десорбция проводится следующими методами- 1) вытеснением из адсорбента поглощенных веществ агентом, обладаю* щим поглотительной способностью, более высокой чем поглощенные вещества; 2) испарением поглощенных веществ (в случае, если их летучесть достаточно высока) путем нагревания адсорбента. Иногда проводят высокотемпературную обработку адсорбента с целью более полной его регенерации. Этот метод называют окислительной регенерацией адсорбента. В качестве десорбирующих агентов обычно используют водяной пар, пары органических пещестн или инертные газы.

Расчет адсорбции в движущемся слое адсорбента

Процесс адсорбции в движущемся слое организуется таким образом, что плотный слой адсорбента непрерывно движется (в колонном вертикальном аппарате) навстречу восходящему потоку парогазовой смеси.

Уравнение материального баланса для такого противоток-ного процесса будет иметь вид:

(а — ан) = О (с — ск). (13.17)

Здесь Л и О — расходы адсорбента и газа-носителя; а„ и а — содержание адсорбтива в адсорбенте па входе и в произвольном сечении аппарата; ск и с — содержание адсорбтива в потоке, пыходшцем из адсорбера, н с произвольном его сечении, соответственно.

При заданных значениях содержания адсорбтива в начале п в' конце процесса можно определить минимальный расход адсорбента ¿мин по углу наклона рабочей линии (линия 2' в положении АВ на рис. 13.5):

¿мин/О = ■ (13-18)

Яр ан

Число теоретических ступеней находится путем описанного ранее (см. гл. 9) графического построения.

Рис. 13.5. К расчету процессов непрерывной

адсорбции:

/ — равновесная линия (изотерма адсорбции); 2, 2' —рабочие линии

Расчет установившегося непрерывного процесса адсорбции заключается в определении высоты Н слоя адсорбентам

H = h3n, (13.19)

где На — высота, эквивалентная одной теоретической ступени; п — число ступеней.

Из рис. 13.4 следует, что зависимость времени защитного действия слоя тпр от высоты слоя Н выражается плавной кривой, которая в период параллельного переноса фронта адсорбции переходит в прямую линию. Тангенс угла наклона прямолинейной части кривой tg а =■* К, т. е. равен коэффициенту защитного действия слоя, зависящему от скорости и перемещения фронта адсорбции. Очевидно, при других условиях (другой скорости парогазовой смеси, другой начальной концентрации ад-сорбтива) угол наклона зависимости тПр = /(#) будет иным. Таким образом, изменение условий проведения процесса адсорбции может привести к уменьшению потери времени защитного действия слоя. Например, при проведении адсорбции во взвешенном слое адсорбента могут быть достигнуты условия, при которых То = 0.

В последние годы в промышленной практике стала применяться адсорбция во взвешенном (кипящем) слое. При этом выяснилось, что успешное проведение такого процесса связано с необходимостью иметь активные угли (или другие адсорбенты), обладающие высокой механической прочностью. Кроме того, эти адсорбенты должны быть обязательно проверены в условиях их регенерации (десорбции). Например, при рекуперации сероуглерода из вентиляционных выбросов заводов искусственного волокна активный уголь (в адсорбционной установке Da — 16 м, производительностью по газу 1 - 10б м3/ч) при десорбции водяным паром частично окислялся (причем, сам уголь оказывал каталитическое действие на процесс окисления).

13.5. ТИПОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ АДСОРБЕРОВ ПЕРИОДИЧЕСКОГО И НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ

Адсорберы с неподвижным слоем адсорбента работают периодически. Наиболее часто применяют цилиндрические адсорберы вертикального (рис. 13.6) или горизонтального типа. Для уменьшения потерь теплоты в окружающую среду при регенерации адсорбента адсорберы покрывают тепловой изоляцией,

Рис. 13.6. Адсорбер периодического действия с неподвижным слоем адсорбента:

/ — корпус; 2—слой адсорбента; 3— барботер

парогазовая смесь Пары ( придесорбции) Адсорбент
Конденсат

Обычно периодические процессы адсорбции проводят в четыре стадии: 1) собственно адсорбция; 2) десорбция; 3) сушка адсорбента; 4) охлаждение адсорбента.

Установка, в которую входят несколько (минимум два) пе-риодическидействующих адсорберов описанного типа, в целом может работать непрерывно, для чего аппараты включают попеременно: в одном проводится

адсорбция, в другом — десорбция (с автоматическим переключением) .

Адсорберы с движущимся слоем адсорбента работают следующим образом: дзижение парогазовой смеси происходит сквозь медленно движущиеся сверху вниз (под действием сил тяжести) плотные слои адсорбента.

Организация непрерывного процесса адсорбции представляет известные трудности из-за сложности транспортирования адсорбента. Аппараты для непрерывных процессов адсорбции с плотным слоем по принципу устройства аналогичны аппаратам, применяемым для экстрагирования.

Адсорберы с псевдоожиженным слоем адсорбента (рис. 13.7) используют для очистки дымовых газов ТЭЦ или отходящих газов из печи дожигания. В таких аппаратах транспортирование адсорбента (высокопрочного активного угля) осуществляется с помощью транспортера, а отделение твердой фазы от газового потока производится в циклонах — сепараторах. На рис. 13.7 приведена схема установки производительностью 55 000 м3/ч (£>а = 4,9 м; II = 5,1 м),

На рис. 13.8 изображена схема адсорбционной установки с движущимся слоем активного угля для разделения газовой смеси на три фракции: легкую, промежуточную и тяжелую.

Разделительная колонна 1 состоит из трех зон: адсорбционной зоны /, где происходит взаимодействие между газовой смесью и свежим активным углем; десорбционной зоны III, где поглощенные углем вещества выделяются вследствие нагревания угля; ректификационной зоны II, где выходящие из десорб-ционной зоны вещества вытесняют из угля менее сорбируемые компоненты. По высоте колонны в местах ввода и вывода газа имеются четыре распределительные тарелки 4,

Ркс. 13.7. Адсорбционно-каталитическая установка очистки газа от ЭОг с псевдоожи-зиснным слоем адсорбента (по методу „Вестфако“):

г

/-котел-утилизатор; 2—теплообменник; 3—газодувки; 4—-транспортер угля; 5-*-бункер;

генератор серы; 7—отпарная секция; 8—охлаждающая секция; 9^сепараторы; /0 — конденсаторы; 11 — адсорбционная секция; 12 — переточпый стояк

Рис. 13.8. Адсорбционная установка с движущимся слоем активного угля для разделения газовой смеси иа три фракции:

/ — разделительная колонна; 2—холодильник; 3 —теплообменник; 4 — распределительная та-ре л ка; 5— разгрузочное устройство; 6 — гидрозатвор; 7—регулирующий клапан; 8 — газовый подъемник; 9—сборник; /0—вентилятор; // — реактиватор; /2—бункер; 1—111— зоны

Исходная газовая смесь поступает под вторую сверху распределительную тарелку и поднимается в адсорбционную зону, находящуюся между первой и второй (сверху) тарелками. В адсорбционной зоне поглощаемая часть газовой смеси адсорбируется углем, а непоглощенная часть, называемая легкой фракцией, выводится в верхней части колонны из-под первой сверху тарелки.

Из адсорбционной зоны уголь опускается вниз в ректификационную зону, находящуюся между второй и четвертой тарелками сверху.

В рассматриваемой схеме промежуточная фракция отбирается из-под третьей тарелки.

Из ректификационной зоны уголь опускается в десорбцион-пую, или отпарную, зону, находящуюся под четвертой сверху тарелкой. В десорбционной зоне уголь нагревают и одновременно продувают острым перегретым водяным паром. Встречая горячий уголь, пар практически не конденсируется, а лишь выдувает десорбируемые в-ещества. Смесь десорбированных веществ с водяным паром (тяжелая фракция) выходят из-под четвертой сверху тарелки.

Горячий уголь из зоны десорбции выводится вниз через специальный питательный-механизм 5 в так называемый гидроза-твор 6, предотвращающий попадание пара в подъемную систему. Выпускаемый через гидрозатвор уголь газовым подъемником 8 подается в бункер 12, расположенный над колонной.

Циркуляция транспортирующего газа в газовом подъемнике осуществляется с помощью вентилятора 10. Поступающий ц бункер уголь на некоторых установках подсушивают, пропуская через него часть легкой фракциц, вводимой в бункер через трубки холодильника '2. Из бункера уголь ссыпают в холодиль-* пик 2, из холодильника-—в адсорбционную зону, и цикл начинается снова. Для поддержания в бункере постоянного уровня в него добавляют уголь.

Разделяемый газ может содержать трудно десорбирующиеся вещества. В этих случаях часть угля из бункера направляется в реактиватор И — аппарат, нагреваемый до более высокой температуры, чем десорбер колонны. В реактиваторе также тщательно обрабатывают уголь острым водяным паром, как и в десорбционной зоне. Продукты реактивации и пар отводят из верхней части реактиватора.

Холодильник 2 представляет собой вертикальный трубчатый, теплообменник. По трубкам проходит уголь и часть легкой фракции. В межтрубное пространство подают снизу вверх ох-, лаждающую воду.

Рис. 13.9. Питатели для адсорбента! а—шиберный; б—со звездочкой

Воздух | | Пар
Рис. 13.10. Адсорбер, выполненный в виде трубчатого теплообменника:¿ — корпус; 2, 5—камеры; 3—газораспределительная решетка; 4—трубчатка; 6—карман для термопары; 7—штуцер для отбора проб (измерения температур)

Рис. 13.11. Схема адсорбционной установки периодического действия д^я очистки жидкостей:

^ —адсорбер; 2—фильтр-пресс; 3 — сборник жидкости

Десорбер также представляет пучок вертикальных труб, ввальцованных в две трубные решетки. По трубам проходят уголь и водяной пар, а в межтрубное пространство подается нагревающий агент. В качестве нагревающего агента применяется водяной пар или пары даутерма — смеси дифенилоксида (73,5 %) и дифенила (26,5 % ).

Конструкция реактиватора аналогична конструкции десор-бера.

Распределительные тарелки устанавливают для обеспечения равномерного распределения газа по сечению колонны, наибольшего соприкосновения между газом и поглотителем, а также для предотвращения уноса частиц угля выходящими газами. Распределительные тарелки представляют собой трубную решетку, в отверстия которой ввальцовывают трубы длиной 0,25—

0,6 м и диаметром 40—50 мм. Тарелка монтируется в колонну патрубками вниз.

Питательный механизм (механизм выгрузки) имеет очень важное значение, так как обеспечивает постоянную скорость угля и его равномерное распределение по всему сечению колонны.

Регулирование скорости подачи твердых частиц можно осуществить различными степенями открытия задвижки (рис. 13.9, а).

Рис. 13.12. Адсорбционная установка непрерывного действия для очистки жидкостей;а — адсорбер; б—схема установки; 1 — мешалка; 2— стойка; 3, 5—трубы для передавлива-иия; 4 — стакан; 6 — корпус адсорбера; 7, 8— рубашки; 9—циклон; 10—аппарат с мещалкой^ // — вакуумфильтр; ./,2—сборник очищенного раствора; 13 — сборник загрязненного растбйра; 14 — печь; 15—регенератор; /¿» — топка; ¡7 — конденсатор

На рис. 13.9,6 изображен питатель с вращающейся звездочкой. Подача твердых материалов регулируется частотой вращения (числом оборотов) звездочки.

Адсорбер, выполненный в виде трубчатого теплообменника представлен па рис. 13.10. В трубки засыпан адсорбент, а греющая или охлаждающая среда поступает в межтрубное пространство. Такие адсорберы применяют в тех случаях, когда нужно ускорить теплообмен или получить десорбат в концентрированном виде.

На рис. 13.11 представлена аппаратурная схема адсорбционной установки периодического действия для жидкостей. Из смесителя, где происходит адсорбция примеси из жидкости, суспензия подается насосом на фильтр-пресс, откуда очищенная жидкость поступает в сборник.

Адсорбционная установка непрерывного действия для жидкостей с противоточным движением взаимодействующих масс изображена на рис. 13.12, Здесь смесители непрерывного

ОтхоЗящиИбоздух.
Рис. 18.13. Схема рекуперациониой установки:2—воздуходувки; 3 — нагреватель; 4 — адсорбер; 5 —конденсатор; 6—холодильник; 7— сепаратор

действия с внутренними циркуляционными стаканами связаны с барабанными фильтрами. Отработанный адсорбент поступает в печь для регенерации, а оттуда через бункер возвращается в аппарат для адсорбции.

На рис. 13.13 представлена простейшая схема рекуперацион-ной установки, предназначенной для улавливания и возврата в производство ценных растворителей из промышленных или вентиляционных выбросов. Улавливание растворителей (ацетона, бензииа, бензола, толуола и др.) приносит большой техно-эконом ический эффект.

13.6. ИОННЫЙ ОБМЕН

Для ионного обмена используются аппараты периодического и непрерывного действия. По состоянию слоя ионита ионообменные реакторы делятся на аппараты с неподвижным, движущимся, пульсирующим, перемешиваемым и циркулирующим ионитом. По конструкции различают колонные и емкостные аппараты и т. д.

Аппараты с плотным слоем ионита позволяют реализовать высокие нагрузки, могут применяться для обработки концентрированных растворов; в аппаратах с разреженным слоем ионита можно перерабатывать суспензии в гидрометаллургии. Ионообменная аппаратура часто оснащается пульсаторами. Перспективна конструкция аппарата с движущимся слоем ионита и его пневмогидравлической разгрузкой (рис. 13.14).

Наиболее широкое распространение ионный обмен получил в процессах водоподготовки. Например, Н-катионитовый фильтр-

Рис. 13.14. Аппарат с принудительным движением слоя ионита и его пневмогидравли-ческой разгрузкой:

7 —зона смешения ионита и раствора; 2 —циркуляционный эрлифт; 3—эрлифт для выгрузки ионита; 4 — дренажное устройство '

Рис. 13.15. Аппарат с циркулирующим слоем ионита:

/ — контактная камера; 2 попа смешения; 3 —отражатель; 4 — зона транспортировки и разделения; 5 — дренажная система

периодического действия (диаметр 1600 мм, высота 5030 мм) снабжен двумя тарельчатыми плитами, зажатыми между фланцами. На плитах имеются отверстия диаметром 20 мм, на которых закрепляются дренажные колпачки. Вся внутренняя поверхность фильтра, поверхность плит и других внутренних де

талей фильтра гуммируются слоем резины толщиной 5 мм. На случай заклинивания щелей дренажных колпачков зернами катионита предусмотрен подвод сжатого воздуха для их продувки. Процесс водоподготовки состоит в удалении из воды ионов металлов путем обмена их на ион натрия, которым заряжена ионообменная смола. Обратная реакция осуществляется при регенерации ионита посредством обработки. его раствором поваренной соли.

Аппарат с циркулирующим слоем ионита представлен на рис. 13.15.

ГЛАВА 14

СУШКА

14.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА Классификация процессов сушки

Сушка — это процесс удаления влаги из материала путем испарения ее и отвода образующихся паров. Для сушки необходимо к высушиваемому материалу подводить теплоту, за счет которой происходит испарение влаги. Процесс сушки широко используется в химической промышленности и во многих других отраслях народного хозяйства. Его назначение — улучшение качества продукта, его сохраняемости, удешевление транспортировки и т. д.

Высушиваемые материалы можно разделить на следующие группы: твердые (штучные, кусковые, зернистые); пастообразные; жидкие (растворы, суспензии).

Существуют различные виды сушки: 1) контактная сушка — теплота от теплоносителя к материалу передается через разделяющую их стенку; 2) конвективная сушка—-теплота передается при непосредственном соприкосновении высушиваемого материала с сушильным агентом; 3) радиационная сушка — теплота передается инфракрасными лучами; 4) диэлектрическая сушка — теплота выделяется в материале под воздействием токов высокой частоты; 5) сублимационная сушка — материал высушивается в замороженном состоянии при глубоком вакууме. Последние три вида сушки применяются относительно редко и их обычно называют специальными видами сушки.

Связь влаги с материалом

Механизм процесса сушки в значительной степени определяется формой связи влаги с материалом. Чем прочнее эта связь, тем труднее протекает процесс сушки. Различают три основных формы связи влаги с материалом.

1. Химическая (гидратная или кристаллизационная влага). Химически связанная влага в процессе сушки не удаляется.

2. Физико-химическая (адсорбционная и осмотическая влага). Адсорбционная влага находится в микропорах и прочно связана с материалом адсорбционными силами. Осмотическая влага находится внутри и между клеток материала и менее прочно удерживается осмотическими силами. Влага обоих этих видов с трудом удаляется в процессе сушки.

3. Механическая (влага смачивания). Влага смачивания заполняет макропоры, наименее прочно связана с материалом и может быть удалена не только при сушке, но и механически.

Применительно к процессу сушки влагу разделяют на свободную (легкоудаляемую при сушке) и связанную (адсорбционную, осмотическую, влагу из микропор). Свободная влага характерна тем, что она легко отходит от высушиваемого материала при температуре ^100°С (если влага — вода) с той же скоростью, с какой влага испаряется с поверхности жидкости. Связанная влага испаряется из материала с меньшей скоростью, чем с поверхности воды. Влагосодержание материала на границе свободной и связанной форм называется критическим вла-госодержанием.

Все материалы, если их обезводить и привести в соприкосновение с атмосферным воздухом, начинают поглощать влагу из воздуха и насыщаются ею до определенного равновесного состояния в соответствии с температурой и влажностью окружающего воздуха. Это влагосодержание материала называется равновесным (гигроскопическая влага). Таким образом, если известна гигроскопическая точка материала, то известен целесообразный предел удаления влаги. Это особенно важно для сильно гигроскопических материалов (например, текстиль, табак, многие соли и др.).

Условием сушки являются неравенства Рм > Р„ или Р„ > Р0, где Рм — давление водяного пара в высушиваемом материале; Рп— давление водяного пара, когда он является окружающей средой; PD — парциальное давление водяного пара в смеси с газами окружающей среды.

Давление водяного пара в высушиваемом материале Рм зависит от влажности материала, температуры и характера связи влаги с материалом. Значение Рм увеличивается с ростом температуры и влажности материала. Влажность материала, отвечающая условию Рм ==» Рп (ил,и Рм = Рд), соответствует условиям равновесия.

Изменяя влажность воздуха при температуре t = const (когда материал и влажный воздух имеют одинаковую температуру), можно получить кривую равновесной влажности материала в виде изотермы (рис. 14.1).

При глубокой сушке материалов расчет сушилок необходимо вести с учетом энергии связи влаги с материалом. Суммарный расход теплоты;

Q = <2исп + Qcb. (14.1)

где Qhсп — теплота, расходуемая на испарение свободной влаги; Qce — теплота, расходуемая в'а преодоление связи влаги с материалом.

Следует учитывать, что для некоторых материалов дополнительный расход теплоты на разрушение связи адсорбционной влаги составляет 40—60 % от теплоты, затрачиваемой на испарение.

20 40 60 во Относи^пвлмая^ВяфШстй

Из перечисленных выше видов сушки в химической технологии наибольшее распространение получили контактная и конвективная.

При выборе способа сушки для установления оптимальных условий проведения процесса необходимо учесть: 1) основные требования,

Рис. 14.1. Кривые равновесной влажности при

£ =25 °С: м

/ — каолин; 2—бумага; 3—клей; 4~нитроклетчатка; 5 —табак

Рис 14.2. Схемы сушки:

& — юнтактная; б—конвективная

Теплоноситель | 

предъявляемые к продук* ту; 2) физико-химические свойства высушиваемого материала; 3) вид высушиваемого материала — твердый (куски, гранулы, частицы), пастообразный, жидкий; 4) скорость сушки; 5) допустимую температуру сушки; 6) начальную и конечную

влажность материала; 7)

заданную производитель

ность установки.

На рис. 14.2 приведены принципиальные схемы контактной И и конвективной (б) сушки.

14.2. КОНТАКТНАЯ СУШКА

Контактная сушка, или сушка на греющих поверхностях, осуществляется при атмосферном давлении или под вакуумом. Мотивом выбора вакуум-сушки могут быть; необходимость понижения температуры сушки, увеличения скорости процесса, возможность улавливания растворителя, чистота высушиваемого продукта.

Тепловой баланс контактной сушки

При контактной сушке теплота расходуется на нагревание

материала до начальной температуры сушки и на собственно

сушку.

Расход теплоты на нагревание материала:

Qh™ GCyXcM (fc. н — 0н) + Wc (tc. н — Фн) + QnoT. i- (14.2)

Здесь Gсух — количество высушенного материала, кг; сч — удельная теплоемкость высушенного материала, Дж/(кг-К); с — удельная теплоемкость влаги, Дж/(кг-К); /с. в — начальная температура сушки, °С; — начальная

температура материала, поступающего на сушку, °С; W — количество влаги, испаряющейся при сушке, кг; Qnот. i — потери теплоты в окружающую среду при нагревании материала, Дж.

Расход теплоты на собственно сушку:

Qc = Осухсм (^е. к — ^с. н) “Ь W (í —cíe. н) “Ь Фпот. 2> (14-3)

где íc. к — конечная температура сушки, °С; i—удельная энтальпия водяных паров, образующихся при сушке, Дж/кг; Q пот. 2 — потери теплоты в окру-жающую среду, Дж; С?сух + И7 = GB — количество влажного материала, поступающего на сушку, кг.

Рис. 14.3. Вакуум-сушильный шкаф; /—камера; 2—полые плиты

Контактные сушилки

По способу организации процесса сушилки могут быть подразделены на периодически- и непрерывнодействующие.

Простейшими контактными сушилка- конденсат

ми периодического' действия являются вакуум-сушильн-ы е шкафы. На рис. 14.3 изображена схема такого аппарата, представляющего собой цилиндрическую камеру 1, в которой размещены полые плиты 2, обогреваемые паром или горячей водой. Высушиваемый материал находится на противнях, установленных на плитах. Во время работы камера герметически закрыта и соединена с ва-куум-конденсационной системой, например с поверхностным конденсатором (если улавливается ценный растворитель) и вакуум-насосом.

Сушилки этого типа малопроизводительны и малоэффективны, поскольку сушка в них происходит в неподвижном слое при наличии плохо проводящих теплоту зазоров между противнями и греющими плитами; загрузка и выгрузка материала осуществляется вручную. Однако эти сушилки универсальны, так как обеспечивают возможность сушки различных материалов при оптимальных условиях.

Для увеличения контакта с греющей поверхностью применяют гребков ые вакуум-сушилки. В них материал во время сушди перемешивается. Загрузка и выгрузка материала механизированы. Для непрерывного способа сушки пастообразных материалов используют вальцовые сушилки. Конструкции контактных сушилок приведены ниже (см. стр. 423),

14.3. КОНВЕКТИВНАЯ СУШКА

Конвективная сушка — это сушка влажного .материала в потоке горячего воздуха или топочного газа. Горячий газ при этом выполняет две функции: является теплоносителем и влагоносп-телем.

На рис. 14.4 представлена типовая схема конвективной сушильной установки. Атмосферный воздух засасывается вентилятором 1, проходит калорифер 2, где подогревается, и подается в сушилку 3. На схеме изображена ленточная сушилка непрерывного действия. Зернистый материал подается па ленту, двигается вместе с ней и пересыпается с ленты на лепту. Нагретый воздух проходит над высушиваемым материалом, испаренная Влага с потоком воздуха выводится из сушильной камеры.

 | Влажный материал т з

С'_С

Высушенный материал

Рис. 14.4. Схема конвективной сушильной установки:

/ — нагнетательный вентилятор; 2~калорифер; 3 — сушилка; 4— циклон; 5—вытяжной вентилятор

В циклоне 4 воздух перед выбросом в атмосферу освобождается от пыли продукта.

Основные свойства влажного воздуха

Свойства воздуха как влаго- и теплоносителя определяются следующими характеристиками: температурой энтальпией /, т. е. количеством теплоты, отнесенным к 1 кг сухого воздуха; влагосодержанием х, т. е. количеством влаги в кг, приходящимся на 1 кг абсолютного сухого воздуха; относительной влажностью ф, т. е. отношением фактической массы водяных паров в воздухе к максимально возможной при тех же температуре и давлении (при насыщении). Поскольку содержание паров в газе можно характеризовать парциальным давлением, то относительная влажность воздуха ф = р„/РНас, где р„ — парциальное давление водяного пара в воздухе (при температуре сухого термометра), Р„ас — давление насыщенного водяного пара при той же температуре.

Уравнение влагосодержания

Известно, что при температуре и давлении, близких к нормальным, свойства влажного воздуха достаточно точно описываются уравнениями Дальтона и Клапейрона. Рассмотрим смесь, состоящую из 1 кг абсолютно сухого воздуха и I кг пара, находящуюся в объеме V. Запишем уравнение Клапейрона для пара и сухого воздуха (газа):

где р„ и — парциальные давления пара и сухого воздуха; т„ и тъ~ массы пара и воздуха; М„ и М„ — мольные массы пара и воздуха; Я — универсальная газовая постоянная; Т — температура, К.

(14.4)

Разделим почленно первое уравнение на второе: р„/рв =

— тпМв/(твМП). Так как т„ = х, тв — 1, то х=Мпрп/ (Мврв)„

Если общее давление влажного воздуха П, то по закону Дальтона парциальное давление сухого воздуха рв = П — рп- С другой стороны, по определению парциальное давление пара рп — = ф-Рнас. Окончательно получим уравнение влагосодержания'.

х = __ЧР"'ЛЯ__(145)

Мв П - фРнас • 1 • ’

Если пар водяной, то Мп/Мъ =. 18/29 — 0,622 и уравнение влагосодержания примет вид:

± = 0,622 ~’Ри^—. (14.6)

П -• фР„ас

Из уравнения (14.6) следует, что при данном давлении II плагосодержание х является функцией относительной влажности Ф и температуры /, так как Р„ас — однозначная функция температуры: Рнас = / (0 -

Уравнение энтальпии

Энтальпию влажного воздуха / относят к 1 кг абсолютно сухого воздуха и определяют как сумму энтальпий 1 кг абсолютно сухого воздуха /с. п и х кг пара Х1П:

/= 1 •/с. в 4-(14.7)

Очевидно, 1 -1С. в = 1 -се. и/, где с,. в — удельная теплоемкость абсолютно сухого воздуха; I — температура. Энтальпию водяного пара можно рассчитать но уравнению г'п = г0 + са (/), где г0 — удельная теплота фазового превращения при 0°С; с„ — средняя удельная теплоемкость водяного пара. Тогда

/ = 1 • СС. в< + * (Го + СпО = (1сс В + ХС„) I + хг0. (14.8)

Здесь сс. в = 1 кДж/(кг-К); с„ = 2 кДж/(кГ'К); г0 = 2500 кДж/кг.

Подставив эти значения в уравнение (14.8), получим уравнение энтальпии I (в кДж/кг сухого воздуха):

/ = (1 + 2х) < + 2500л:. (14.9)

Отсюда следует, что энтальпия является функцией влагосодержания х и температуры /.

Диаграмма состояния влажного атмосферного воздуха

Характеристики влажного воздуха можно с точностью, достаточной • для технических расчетов, определять по диаграмме / — л-, предложенной в 1917 г. Л. К. Рамзиным (рис. 14.5).

Диаграмма[1]) построена для давления П = 745 мм рт. ст., которое можно считать среднегодовым для центральных районов

Эта диаграмма в крупном масштабе приведена в сборнике диаграмм [3].

0.01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,05 0,07 0,0S 0,03 ЦЮ 0,4 0/2 Влагосодержание x, кг/к& сухого Sojdyxa

Рис. 14.5. Диаграмма /—х влажного воздуха

VO

о

СССР. Угол между координатными осями равен 135°. Для удоб-ства расчетов на диаграмме нанесена вспомогательная ось х, проведенная под углом 90°. На диаграмме построены: линии постоянного влагосодержания (х ~ const), представляющие собой вертикальные прямые, параллельные оси ординат; линии постоянной энтальпии (/ = const) — прямые, параллельные оси абсцисс (т. е. идущие под углом 135°); линии постоянных температур, или изотермы (t = const),— прямые, идущие с некоторым наклоном; линия парциальных давлений водяного пара рп во влажном воздухе; линии постоянной относительной влажности (ф = const)—расходящийся пучок кривых. При i = 99,l°C— температуре кипения воды при 11 = 745 мм рт. ст. кривые ф имеют перелом и идут почти вертикально. Это объясняется тем, что при t ^ 99,1 °С парциальное давление насыщенных паров водяного пара, находящегося в воздухе, будет равно общему давлению, т. е. Рнас = П, и, согласно уравнению (14.6), х~ ь= 01622фР„ас/(П — фРнас) = 0,622ф/(1—ф). Это означает, что при i^99,l°C влагосодержание воздуха при данной относительной влажности остается постоянным.

Для примера определим по диаграмме I — х энтальпию, влагосодержание Еоздуха и парциальное давление водяного пара при t — 60 °С и Ф = 30 %• Находим точку пересечения изотермы t = 60 °С с линией <р = 30 %. Этой точке соответствуют: энтальпия I =* 166 кДж/кг сухого воздуха, влагосодержание к = 0,04 кг/кг сухого воздуха. Проектируя полученную точку на

Рис. 14.6. Схема определения параметров воздуха с- X помощью диаграммы /—■*

линию парциального давления водяного пара,

' которая находится в низу диаграммы, получаем рп — 5,86 кПа (44 мм рт. ст.). Схема решения приведена на рис. 14.6.

- Материальный баланс воздушной конвективной сушилки

Обозначим массу влажного мате-' риала, поступающего в сушилку в единицу времени, Он кг/с, а его влаж-. пость «н массовых долей или %. В результате сушки получается Ок кг/с высушенного материала, влажностью ик массовых доле]) и кг/с испаренной влаги. Тогда материальный баланс по потокам:

Он = <?к+1Г. (14.10)

Баланс по абсолютно сухому веществу '(количество которого не меняется в процессе сушки)

Я»(1-н„) = <?к(1-ик). (Н.11)

Из этих уравнений количество высушенного материала

('к =■ И я у—-" (14.12)

1 - нк

и испаренной влаги

Ц(14.13)

I1 — “к

Влажность материала может быть выражена в долях от массы сухого вещества ц'= 1^/ССз,х. Тогда баланс ОсухИн==СсухНк+ и количество испаренной при сушке влаги

Г = Ссух (“н““к)* . (Н.14)

Для теплового расчета сушилки необходимо знать расход-

воздуха на сушку, который определяется из баланса по влаге.

Если на сушку расходуется кг/с абсолютно сухого воздуха и влагосодержание влажного воздуха на входе в сушилку х3 кг/кг сухого воздуха, а на выходе из сушилки х2 кг/кг сухого воздуха, то с воздухом поступает Ьх0 кг/с влаги, с отработанным воздухом уходит Ьх2 кг/с влаги и из материала испаряется 117 кг/с влаги.

Следовательно, баланс сушилки по влаге будет иметь вид:

Ьх0 + № = Ьхг, (14.15)

откуда расход воздуха

Удельный расход воздуха Тна 1 кг испаренной влаги) составит:

/ = LjW = l/([9]2 — *о). (14.156)

Таким образом, удельный расход воздуха зависит только от разности влагосодержаний отработанного и свежего воздуха.

Тепловой баланс воздушной конвективной сушилки

Для составления теплового баланса воспользуемся схемой конвективной сушилки, изображенной на рис. 14.7. Теплоноситель— воздух перед сушилкой подогревается в калорифере, где к нему подводится теплота Q.

Введем дополнительно следующие обозначения: /0, Л, /г— энтальпия воздуха перед калорифером, после калорифера (т. е. на входе в сушилку), на выходе из сушилки, Дж/кг сухого воздуха; 0н и 0К — температуры материала на входе и выходе из сушилки; см и сал — удельные теплоемкости высушенного материала и влаги, соответственно, Дж/(кг-К).

При составлении теплового баланса слсдует учитывать, что в сушилке могут быть транспортные устройства, на которые помещается высушиваемый материал (например, транспортеры, вагонетки и т. п.). Пусть масса этих устройств Gr, удельная теплоемкость их материала ст, температура транспортных устройств на входе и выходе из сушилки Фи и Фи, соответственно.

Баланс теплаты может быть выражен следующим образом:

Приход теплоты Расход теплоты

Теплота, подводимая к калорифе- С сушильным агентом LI2 <

р у Q

С сушильным агентом LIa С высушенным материалом

С влажным материалом*: GKcM0„ .

с высушенным материалом С транспортными устройствами

GkCmOh GtCtÛk

с влагой, испаряемой из мате- Потери теплоты в окружаю-

риала №свл0„ иую среду Qпот

С транспортными устройствами [10]

GTC т^н

Рис. 14.7. Схема конвективной сушилки непрерывного действия, работающей по нормальному сушильному варианту <гревание материала; G,с, — <)„) — количество теплоты, расходуемой нанагрев транспортных устройств.

Для сравнения работы различных сушилок удобно вести тепловые расчеты на 1 кг испаренной влаги. Разделив все члены балансового уравнения на W и обозначив удельные расходы теплоты и воздуха соответствующими строчными буквами, получим:

Q — I (¡2 — М + <7м + <7г — свл©н + ^пот- (14.163)

Последние четыре члена правой части уравнения обозначим через А. Представляя удельный расход теплоты в калорифере как q — 1(1\ — /о), запишем:

/ (Л — /о) = / </2 — /0) + Л или Л = /а + (А/0. (Н.17)

Это уравнение является основной формой теплового баланса конвективных сушилок; его называют уравнением теплового баланса реальной сушилки. Входящая в уравнение величина Д может иметь положительное или отрицательное значение или же быть равной нулю (при свл& = qM + qT -f gw). При Л=0 энтальпии /1 = /2, и такая сушилка называется теоретической. Процесс сушки в ней протекает адиабатически при постоянной энтальпии воздуха 1 = const: испаряемая из материала влага вносит в воздух ровно столько теплоты, сколько он отдает, охлаждаясь, на испарение влаги.

Удельный расход теплоты и теоретической сушилке:

<! = 1(12- /о) - ■ (И. 18)

Л2 —

В частном случае (при Д = 0) адиабатический процесс протекает и в реальной сушилке.

Изображение основных вариантов конвективной сушки на диаграмме / — х для теоретической сушилки

Нормальный (основной) вариант сушки. В сушилке, работающей по этому варианту (см. рис. 14.7), воздух однократно подогревается в наружном калорифере до относительно высо-

Рис. 14.S. Нормальный сушильный вариант (теоретическая сушилка) на диаграмме 1—х

кон температуры, являющейся обычно пределыю допустимой для данного материала, и поступает в сушилку. После сушилки воздух выбрасывается в атмосферу. При нагревании воздуха в калорифере

влагосодержание его остается неизменным и резко падает его относительная влажность. Сушка происходит при значительной начальной температуре tь в воздухе с малым х и низким ф. Влага будет быстро испаряться.

Для построения изображения процесса сушки па диа

грамме I—.г (рис. 14.8) должны быть заданы характеристики атмосферного воздуха в точке А (обычно to, фо) и еще две характеристики воздуха: (t\, фО' или или (¿2, фг)> необходимых для определения поло

жения точек В и С. Например, если заданы точки А и В, то находят точку А, проводят вертикаль АВ (до пересечения с изотермой 11), изображающую процесс подогрева воздуха в калорифере при х = const. Из точки В по линии I = const проводят прямую ВС, изображающую процесс сушки. Ее проводят до пересечения с линией t2 = const или ф2 = const. Точка С характеризует свойства воздуха, покидающего сушилку.

Вариант сушки с рециркуляцией части отработанного воздуха. Схема установки представлена на рис. 14.9, а, изображе

ние процесса на диаграмме / — х— на рис. 14.9,6. Здесь AM —

I б
Рис. И.о. Сушильный вариант с рециркуляцией:а— схема установки; б~ изображение процесса на диаграмме /—я

процесс смешивания атмосферного и отработанного воздуха} МВ — подогрев смеси в калорифере; ВС — сушка. Для сравнения показан также нормальный вариант АВ'С. Из сопоставления видно, что при работе с рециркуляцией влагосодержание поступающего в сушилку воздуха больше, т. е. лгсм > х0, а температура его ниже, т. е. /, < (¡. Следовательно, сушка проходит и более мягких условиях.

Для построения процесса сушки на диаграмме / — х (рис. 14.9,6) должны быть заданы какце-либо две характеристики атмосферного и отработанного воздуха, по которым и наносят точки А и С. Для построения точки М, характеризующей сной-ства смеси, поступающей и калорифер, рассчитывают хсм и /<м по правилу аддитивности: '■

1ч -f- ’ih 1 + п

-V п + ' 1*2 I -|- П

(14.19)

где п — количество возвращаемого в сушилку отработанного воздуха, приходящегося на 1 кг свежего атмосферного воздуха.

Затем проводят вертикаль МВ до пересечения с линией /2 = const, проходящей через точку С.

Уравнения (И. 19) решим относительно п и, Приравнивая полученные выражения, найдем уравнение связи между характеристиками атмосферного, отработанного воздуха и смеси: (хСм — Яо)/(/см — 1о) — (х2 — А'сМ)/(/2 — /см). Это уравнение изобразится на диаграмме I — х прямой, проходящей через точки А, М и С.

Вариант сушки с промежуточным подогревом воздуха. Схема установки показана на рис. 14.10, а. Изображение процесса

С,

АоVo>!o | Калори | £i,t> |  |  | 
фер! | %h |  | --1-- | 
 | 1 | 1

Р

вг

t,,x1

<р2х'

С tг t0 |  | В”__. | 
 | X | 1'
—А |  | 
/ | к | 11
«х, х'X

X,

Капорисрер 2

Рис. 14.10. Сушильный вариант с промежуточным подогревом воздуха:

а—схема установки; б—изображение процесса на диаграмме 1~~х

дано на рис. 14.10,6. При работе по такому варианту в установке используется несколько калориферов (на схемё показаны два). Атмосферный воздух подогревается в первом калорифере (линия АВ), затем проходит над высушиваемым материалом в первой части сушилки (ВС'), вторично подогревается во втором калорифере (С'В') и снова проходит над материалом во второй части сушилки (В'С).По сравнению с нормальным сушильным вариантом, изображенным на том же рис. 14.10,6 (АВ"С)

температура поступающего в сушилку воздуха ниже ((1 < (\),

т. е. при сушке с промежуточным подогревом обеспечиваются более мягкие условия сушки. Расходы воздуха и теплоты при этом варианте сушки будут такими же, как и при нормальном сушильном варианте, поскольку начальные и конечные условия /о, х0 и /2, х2 одинаковы.

Изображение реального процесса сушки (нормальный вариант) на диаграмме / — х

Уравнение энтальпии для реальной сушилки (14.17): i\ — г=/г + (А//). По заданным характеристикам воздуха, поступающего в калорифер и покидающего сушилку, нанесены точки Л, и С на рис. 14.11. Построение изображения процесса сводится к определению наклона линии сушки. Эта линия может отклоняться в ту или другую сторону от линии h = const в зависимости от знака величины А.

При Д > 0 энтальпия h > h. В этом случае для построения линии сушки от точки пересечения линий х0 = const и /2 — = const откладываем вверх отрезок А/l (в масштабе оси /) и находим положение точки В, которая характеризует свойства воздуха, поступающего в сушилку, а точка С — покидающего сушилку. Таким образом, отрезок ВС будет изображать реальный процесс сушки.

При Д < 0 энтальпия /1 < h. Следовательно, энтальпия сушильного агента в сушилке возрастает в результате дополнительного подвода теплоты <7Д:

А = (?м + <7т + <7пот) — (свл©н + <7д)- (14.20)

Построение линии ВС выполняется аналогично изображенному на рис. 14.11, только отрезок А/l откладывается вниз от точки пересечения линий *o=const и /2=const.

Рис. 14.11. Нормальный сушильный вариант в реальной сушилке на диаграмме /—л?

Удельные расходы воздуха и теплоты не изменяются, так как они определяются лишь начальными и конечными характеристиками воздуха. Циркулирующий воздух обеспечивает только более мягкие условия сушки.

Учитывая изменения метеорологических условий обычно при проектировании сушилок принимают относительную влажность воздуха <р (степень насыщения воздуха влагой) равной 0,7— 0,8. Это. способствует также предотвращению конденсации влаги на пылеулавливающих устройствах (рукавных фильтрах).

Тепло- и массообмен между воздухом и материалом при сушке

Точка росы. Точкой росы называют температуру, охлаждаясь до которой при постоянном нлагосодержании х = const воздух достигает состоянии насыщения водяными парами. Точку росы D (рис. 14.12) для воздуха с начальными характеристиками, соответствующими точке А, находят как изотерму tP точки пересечения вертикальной прямой, проходящей через точку А, с линией ф = 1. Охлаждение воздуха ниже точки росы сопровождается конденсацией и выделением влаги, т. е. осущкой воздуха.

Температура мокрого термометра. При адиабатическом взаимодействии воздуха с более холодным влажным материалом воздух будет охлаждаться, отдавая спою физическую теплоту материалу, но пополняя свою энтальпию за счет энтальпии водяных паров, переходящих из влажного материала в воздух. В этих условиях температура воздуха понижается, а энтальпия остается неизменной. Такой процесс массообмена может протекать до полного насыщёния воздуха водяными парами (в пределе), а следовательно, до такой его температуры, которая будет соответствовать относительной влажности ср = 1. Предел охлаждения воздуха, свойства которого определяются точкой А (рис. 14.12), можно найти на диаграмме I — х, проведя прямую а 6

Рис. 14.12. Определение точки росы («) и температуры мокрого термометра (<Г) на диаграмме /—х

I — const из точки А до пересечения с линией ср = 1 в точке D. Изотерма = проходящая через точку D, соответствует пределу охлаждения воздуха, или так называемой температуре мокрого термометра. Таким образом, температура мокрого термометра tK является температурой воздуха, соответствующей его насыщению в адиабатических условиях.

Если при сушке вся теплота, необходимая для испарения влаги с поверхности материала, поступает из воздуха как единственного источника теплоты и потери теплоты отсутствуют, то процесс испарения (сушки) протекает в адиабатических условиях. Температура испаряющейся влаги (температура материала) постепенно устанавливается постоянной, равной температуре мокрого термометра tM.

Для определения температуры мокрого термометра ta используют психрометр — прибор, состоящий из сухого и «мокрого» термометров. Резервуар с ртутью у «мокрого» термометра обернут влажной гигроскопичной тканью, с которой происходит испарение влаги.

Движущая сила процесса сушки

При конвективной сушке пограничный слой воздуха у поверхности влажного материала насыщается водяным паром и в пределе парциальное давление водяного пара в пограничном слое будет Рнас. Из этого пограничного слоя влага диффундирует в окружащий воздух, поскольку существует разность давлений Ар = Рнас — Рп, где рп — парциальное давление водяного пара в горячем воздухе.

Эта разность давлений Др обусловливает переход влаги из пограничного слоя воздуха в объем его, проходящий над материалом, и является движущей силой процесса сушки.

Очевидно, что на входе и выходе из сушилки значения Ар будут различны, и следует говорить о средней движущей силе.

Для определения Др удобно воспользоваться диаграммой I — х. На рис. 14.13 изображен нормальный сушильный вариант процесса сушки. Точка В определяет характеристики воздуха, поступающего в сушилку, а точка С — покидающего сушилку. Опускаясь по линии х == const от этих точек до линии парциальных давлений водяного пара,

I

Рис. 14.13. Определение движущей силы (Арср) процесса сушки на диаграмме ¡—Я

найдем значения рП(в) и рп<с). Линия ВС характеризует изменение свойств воздуха в процессе сушки. Следуя от точки С по линии 1 = const до ф = 100 % и опускаясь затем по х=const до линии парциального давления, определим значение Р„ас. Тогда движущая сила на входе воздуха в сушилку Ар] = Рнас — Pn(B)i а на выходе из сушилки Ар2 = Рпяс— Рл(с) и средняя движущая сила процесса сушки как процесса термодиффузионного

Рассматривая процесс сушки как тепловой, движущую силу процесса можно выразить разностью между температурой воздуха I и температурой поверхности влажного материала tм (которая принимается равной температуре мокрого термометра):

(14.22)

Величину к называют также потенциалом сушки.

Рассматривая процесс сушки как диффузионный (массообменный), движущую силу сушки можно выразить разностью влагосодержаний воздуха — насыщенного хпас (в пограничном слое) и ненасыщенного (в воздушном потоке):

Лх = хпас — х.

(14.23)

На рис. 14.14 представлена схема определения по диаграмме / — х потенциала сушки на входе в сушилку уА = — (м и

на выходе из сушилки к2 = Ь — ¿м. Из полученных значений можно рассчитать среднюю движущую силу по уравнению:

(14.24)

Можно найти и разность влагосодержаний:

A^i = ДЕнас — х\ и Ахг = Хнас — Х2, ' (14.25)

а также

Ах ^ Адг, -Адгг _ (14 26)

2-31^

Равновесная влажность и связь влаги с материалом

Если материал находится в контакте с влажным воздухом, то возможны два процесса: 1) сушка (десорбция влаги из материала) при парциальном давлении пара над поверхностью материала ры, превышающим его парциальное давление в воздухе (газе) рп, т. е. при р„ > рп; 2) увлажнение (сорбция влаги материалом) при ры <; рп.

В процессе сушки величина ры уменьшается и приближается к пределу рм = рп■ При этом наступает состояние динамического равновесия, которому соответствует влажность материала ир, называемая равновесной. При достижении этого состояния дальнейшая сушка невозможна. Равновесная влажность зависит от парциального давления водяного пара над материалом рм или пропорциональной ему величины относительной влажности воздуха ф и температуры воздуха t, т. е. нр = /(ф,/).

В промышленных условиях следует высушивать материал до такого влагосодержания, которое соответствует условиям его хранения в складских помещениях.

материал, причем вся поверхность материала увлажнена равномерно за счет достаточно быстро протекающего подвода влаги из глубинных слоев. В этих условиях поверхность испарения совпадает с поверхностью материала, скорость сушки определяется только Ар = Р11ас — рп, т. е. скоростью внешней диффузии влаги из пограничного слоя в окружающую среду. В этот период вся теплота, подводимая к материалу, затрачивается на интенсивное испарение влаги с поверхности материала. Температура материала практически остается постоянной, равной температуре испарения жидкости со свободной поверхности (температура мокрого термометра) 0 = /ы (отрезок А'В' на линии 0(т) и точка В на линии и'(%)). При испарении влаги с поверхности материала внутри него возникает градиент влажности, который и обеспечивает перемещение влаги -из внутренних слоев материала к его поверхности (внутреннюю диффузию влаги).

В первый период сушки градиент влажности внутри материала столь велик, что скорость процесса сушки обусловливается только скоростью испарения влаги с поверхности (внешняя диффузия). При значительной убыли влаги из материала на его поверхности образуются сухие островки, поверхность испарения уменьшается и уже не совпадает с геометрической поверхностью материала. Последнее ведет к понижению скорости сушки, начинается период падающей скорости сушки (второй период).

В этом периоде уменьшение влажности материала выражается некоторой кривой (кривая ВС). Точка перегиба В называется критической точкой, а соответствующая ей влажность материала ц'р критической влажностью. Наступает момент, когда с поверхности материала влага удалена полностью и скорость сушки определяется скоростью внутренней диффузии влаги. В этот период из материала удаляется наиболее прочно связанная влага — капиллярная, адсорбционно связанная.

В период падающей скорости температура материала начинает повышаться (0 > /м) — участок В'С' на кривой 0(т). В пределе материал может быть высушен до равновесной влажности и'р т. е. до установления динамического равновесия между содержанием влаги в материале и в воздухе. При этом температура материала достигает наибольшего значения — становится равной температуре окружающей среды (0 — /среды). Обычно в сушилках материал высушивают до конечной влажности и'к > и'р (точки С и С').

Вид функции и' = /(т) .может отличаться от приведенной на рис. 14.15 в зависимости от структуры материала и вида связи влаги с материалом. Не всегда при сушке влажных материалов наблюдаются оба периода. В отдельных случаях весь процесс протекает в интервале влажностей ин — и'кр, что соот-

dx ■ | / | А
 | J | 
 |  | .Г
■*iq>

ветствует первому периоду,-а в других— в интервале влажностей и'кр —

— и'к, что соответствует только второму периоду.

Имея кривую сушки материала А ВС (см. рис. 14.15) можно построить

зависимость скорости сушки du'/dx от влагосодсржания материала и'. Горизонтальный участок АВ отвечает периоду постоянной скорости (первый период), а отрезок ВС — периоду падающей скорости (второй период). Вид кривых скорости сушки во втором периоде весьма разнообразен: линия ВС может быть выгнутой, выпуклой, иметь вторую критическую точку. Характер ее зависит от свойств материала и вида связи с ним влаги.

Продолжительность сушки. Константы скорости сушки

В первом периоде скорость сушки постоянная (см. рис. 14.16), следовательно, —du'/dx = N (знак минус означает убыль влаги со временем). Разделим переменные и проинтегрируем это уравнение в пределах изменения влажности в первом периоде:

кр М

- du =iV ^ dx.

(14.27)

откуда «' — ц' = Ыхх и продолжительность сушки в первом периоде

*.-(«;-о/* (14-28)

где N — константа скорости сушки о первом периоде.

Для определения продолжительности периода падающей скорости сушки на прямой ВС (характеризующей этот период) возьмем любую точку, соответствующую влажности и'. Для нее можно написать:

— {d^l|d%)|(u'—u^ = K, (14.29)

где К — тангенс угла наклона прямой ВС к оси абсцисс.

Разделим переменные и проинтегрируем полученное уравнение в пределах изменения влажности при сушке во втором периоде от и'р до и':

“к т*

-Ç -«Lr-A*.

и — и„ J

В результате интегрирования получаем: In

Л'т2,

(14.31)

/ г

откуда

Выразим К (константу скорости сушки во втором периоде) через N. Поскольку точка В (см. рис. 14.16) относится как к первому периоду, так и ко второму, то К = ^¡(и' — и') и

(14.32)

Общая продолжительность'сушки т = ti ~f- тг.

Значения и' , и'р и N определяют экспериментально.

14.S. КОНСТРУКЦИИ СУШИЛОК

Большое число типов применяемых в промышленности сушилок связано с разнообразием высушиваемых материалов, их свойств и условий обработки.

По принципу действия все сушилки классифицируют на аппараты периодического и непрерывного действия; по виду используемого сушильного агента (теплоносителя)—на воздушные, газовые и паровые; но величине давления в сушилке — на атмосферные и вакуумные; но направлению движения материала и сушильного агента (в конвективных сушилках)—на противоточные, прямоточные, с перекрестным током; по состоянию слоя высушиваемого материала в аппарате — с неподвижным, движущимся, взвешенным и фонтанирующим слоем.

Сушильные аппараты делят по способу подвода теплоты к высушиваемому материалу на три группы: 1) контактные;

2) конвективные (воздушные и, газовые); 3) специальные сушилки.

Контактные сушилки используют в тех случаях, когда недопустим непосредственный контакт высушиваемого материала с сушильным агентом (газом, паром). Наибольшее распространение в химической технологии из контактных сушилок получили: сушильные шкафы (см. рис. 14.3), гребков ые сушилки (рис. 14.17) или сушилки с мешалкой, а также вальцовые сушилки.

Контактные сушильные аппараты иногда называют кондук-тивными (чтобы подчеркнуть, что в них теплота передается высушиваемому материалу через стенку, за счет теплопроводности (conductivity). Для ускорения Сушки в контактных сушилках часто создают вакуум. Сушка в вакууме сходна с выпариванием в вакуум-аппаратах.

Рис. 14.17. Гребковая сушилка:/—вал с гребками; 2—барабан; 3 —рубашка; 4—трубы („скалки”)

Вакуум-сушка имеет ряд технологических преимуществ перед сушкой при атмосферном давлении: 1) независимость процесса от атмосферных условий; 2) герметически закрытая система позволяет создать стерильность среды; 3) сушка проводится при низких температурах, что особенно важно для обработки веществ, не выдерживающих высокотемпературного нагрева; 4) быстрота сушки; 5) меньший расход теплоты (в атмосферных сушилках потери теплоты с отработанным сушильным агентом достигают 25—40 % всей вводимой в процесс теплоты); 6) меньшие габариты установки (нет необходимости циркулировать большим объемам газа); 7) возможность более полного улавливания ценных или вредных паров, выделяющихся при сушке; 8) устранение пожарной опасности и др.

К недостаткам вакуум-сушки следует отнести более высокую стоимость сушильного агрегата (который включает кроме сушилки с нагревательными элементами конденсатор для конденсации отгоняющихся паров и вакуум-насос для создания разрежения в системе). Представляют большой интерес вакуум-сушилки непрерывного действия, внедрение которых сдерживается сложностью устройств герметических питателей и выгрузных приспособлений (см. рис. 14.18).

Конвективные сушилки—аппараты, в которых испарение влаги из высушиваемого материала происходит за счет теплоты газообразного сушильного агента при контакте материала и теплоносителя. К этой группе сушилок относятся: камерные, туннельные, ленточные, петлевые, барабанные, распылительные, сушилки со взвешенным слоем, пневматические.

Камерные, или полочные, сушилки (рис. 14.19) различных конструкций работают периодически, при атмосферном давлении. Высушиваемый материал в зависимости от его свойств и вида помещается на полках, противнях, сетках, иногда на вагонетках и т. п. Сушильные камеры изготовляют из раз-.

СухойматериалРис. 14.18. Вакуумная двухвальцовая сушилка;/ — кожух; 2—барабаны-вальцы; 3— ножи; 4, 5 — осушители; 6 — сифонная трубка

личных материалов (дерева, металла, кирпича, бетона и т. п.) в зависимости от производительности и режима сушки. Чтобы свести к минимуму потери теплоты в окружающую среду, камеру изолируют пенобетоном, асбестом и другими теплоизоляционными материалами. Слой изоляции (6 = 75 170 мм) рас

полагают между внутренней и внешней стенками камеры, изготовленными из листового железа. Двери камеры снабжают прокладками. В камерных сушилках обычно контролируют температуру (или влажность) циркулирующего воздуха, температуру высушиваемого материала; в работающих под вакуумом

Рис. 14.19. Камерная сушилка:1Ъ 4. 5—воздухоподогреватели; 2—шибер; 3 — камера; в — вагонетки; 7 — вентилятор

 | аещ/Цбоздух. А... | 1 3../.. / | / | / | / | 
4-^ |  |  |  | Вход
Выход |  | 1 |  |  |  | йагоне-мок
вагонеток | ./ 1 |  | I |  | 1 | -~2
2У | чт | Ч'-• |  | С т раба-
 | /3 |  | /г |  | /3 | /панньт Воэпух
Рис. 14.20. Туннельная сушилка:I — кожух; 2—вагонетки; 3~вентиляторы; 4—внутренние калориферы

установках контролируют абсолютное давление и температуру сушильного агента.

Ка мерные сушилки применяют для сушки разнообразных химических и пищевых продуктов.

Туннельные сушилки (рис. 14.20) иначе называют коридорными или канальными. Они представляют собой длинные камеры, внутри которых по рельсам перемещаются (постепенно или толчками) вагонетки с высушиваемым материалом. Нагретый воздух обтекает лотки или противни, загружающие вагонетки, прямо- или противотоком (или перекрестным током). По сравнению с камерными сушилками туннельные более прогрессивны, так как в них сушка идет непрерывно, однако также затрачивается много ручного труда при их обслуживании '(разгрузка, выгрузка и т. д.). Туннельные сушилки используются

 | —йгг

У

 | >7

--1 | | ~

|»I!»I! III {I»1! 1! 11«! 11111 и I Г| 1111 ] 71 м 111111111! ‘| м | 11111

7! {гп * гу Нтттттмтттгттттт гг> 187 ггп гттпттттттгптп

^7777ЯШ^/777777/777777Ь777?7777?77777&7^

I — кожух; 2—транспортирующая лента; 8, 4 - звездочки (ролики); 5—калорафер; 6—загрузочное устройство; 7—направляющие ролики

Рис. 14,22. Барабанная сушилка:/ — устройство для загрузки; 2—бандажи; 3 —зубчатое колесо; 4 — барабан; 5—вентилятор; 6~циклон*, 7 —приемный бунк/р; 8—упорные ролики; 9— опорные ролики; 10—топка

при сушке кирпича, керамических изделий, окрашенных и лакированных металлических поверхностей, пищевых продуктов и т. п.

Ленточные сушилки (рис. 14.21) представляют собой камеру, в которой расположена одна или несколько движущихся лепт. Лепты (конвейеры) изготовляют из металлической сетки, резины, ткапи или листового металла.,Они получили распространение для сушки сыпучих материалов. Обычно сушка осуществляется перекрестным (но отношению к материалу) током сушильного агента, поступающего снизу. Однако при дврь жении ленты часто образуется ее перекос. Скорость движения

а

Рис. 14.23. Схемы внутренних насадок в барабанной сушилке (а) и устройства уплотнений вращающегося барабана (<Г)

продукты. Внутри зависимости от

/ — распылитель; 2—циклон; 3“ рукавный фильтр; 4—шнек; 5—вейтилятор; ^ — калорифер; 7—-сушильная камера

лент (а следовательно, и скорость сушки) регулируется от 0,1 до 1 м/мин. К числу недостатков этой конструкции относится неравномерность движения ленты.

Барабанные вращающиеся сушилки (рис. 14.22) получили наибольшее распространение благодаря высокой производительности, несложности конструкции и возможности сушить разно-металлического сушильного ба-свойств высушиваемого мате-

образные рабапа в

Впатныиматериал

боздух

Рис. 14.25. Сушилки (я—в) со взвешенным (псевдоожиженным) слоем:

влажныйпродуктвлажныйвоздух

/ — бункер; 2—питатель; 3—решетка; 4-— конический корпус; 5 — калорифер; <> —вентилятор; 7— разгрузочное устройство; 8—конвейер; 9— циклон; 10—рукавные фильтры; // —перегородки; /¿—мешалка; 13 — решетка

Рис. 14.26. Пневматическая сушилка!

/ — бункер; 2—питатель; 3 — вертикальная труба; 4 — сборник-амортизатор; 5~воздушный фильтр; 6—циклон; 7—разгрузочное устройство; 8—вентилятор; 9 — подогреватель воздуха

риала pácnc^araeTCH насадка различных типов (рис. 14.23, а). Вращение барабана осуществляется приводом: зубчатым ободом (венцом) и зубчатой передачей, расположенной на проходящей под барабаном раме или плите. Угол наклона сушилки для быстросохнущих материалов 1 : 16, для медленно сохнущих 1 : 30 и даже 1 : 40. Важной деталью является уплотнение места соединения вращающегося барабана с неподвижной частью агрегата (рис. 1-1.23,0).

Скорость воздуха для‘‘мелких сыпучих материалов— не более 0,5—1,0 м/с, для кусковых— 3,5—4,5 м/с. Загрузка материала обычно составляет 20—25 % общего объема сушилки. Отношение длины к диаметру L/D&n = 5 -т- 6. Частота вращения — 5—6 об/мин.

Распылительные сушилки (рис. 14.24) применяют для сушки жидких пищевых продуктов, ферментов и растворов минеральных солей, красителей и т. д. Сушилки представляют собой камеру (полую башпю с £>а„ до 5 м и // до 8 м), в верхней части которой распыляется высушиваемый материал через форсунки или с помощью центробежных распылителей. Высушенный продукт в виде порошка шнеком отводится из сушилки. Скорость сушки велика, и время сушки снижается до сотых долей секунды. Скорость сушильного агента — около 0,4 м/с. Для улавливания унесенной им. пыли высушенного материала воздух пропускают через систему пылеуловителей. Поверхность контакта капель с воздухом достигает 300 м2 на 1 дм3 высушиваемого материала.

Сушилки со взвешенным (псевдоожиженным) слоем (рис. 14.25) в последние 20—30 лет получили широкое распространение для сушки многих сыпучих материалов (зерна, минеральных солей, угля п т. и.), а также паст и растворов. Применяются аппараты круглого и прямоугольного сечения, одно- и многокамерные, аэрофонтапные, с кипящим, виброожи-женным или с фонтанирующим слоем. В последнее время эта группа сушилок получает все большее применение в народном хозяйстве. Например, для сушки КС1 уже работают сушилки производительностью 100 t/ч (рис. 14.25, а). Успешная работа сушилок с кипящим слоем- обеспечивается главным образом удачной конструкцией газораспределительной решетки.

Пневматические сушилки (рис. 14.26) применяют для интенсивного удаления свободной (поверхностной) влаги.

Линейная скорость воздуха в сушильной трубе должна быть больше скорости уноса высушиваемых частиц. Практически принимают, что 1 кг воздуха перемещает по пневматической трубе от 8 до 20 кг высушиваемого материала.

14.6. СПЕЦИАЛЬНЫЕ СПОСОБЫ СУШКИ

Сушка инфракрасными лучами (радиационная сушка]

При подводе энергии потоком инфракрасных лучей (X = = 0,77 -т- 340 мкм) можно передать высушиваемому материалу значительно большие количества теплоты и достигнуть скорости испарения влаги, во много раз превышающей скорость испарения ее при конвективной или контактной сушке.

В качестве источников инфракрасного излучения применяют специальные электрические лампы (с нитью накаливания большей толщины, нежели в обычных электрических лампах, и с зеркальным отражателем) либо экраны или панели, обогреваемые газом. В ламповой радиационной сушилке над поверхностью высушиваемого материала (обычно перемещаемого транспортером) устанавливают лампы, создающие направленный поток инфракрасных лучей требуемой мощности. Эти лампы безынерционны, так как при включении их мгновенно возникает поток энергии. Однако такой метод сушки дорог и применяется только при необходимости удаления малых количеств влаги.

Более дешево сушку инфракрасными лучами можно проводить при использовании экранов (стальных, чугунных, керамических), обогреваемых горячими газами. Нагревание излучающих поверхностей осуществляется либо открытым газовым пламенем, либо продуктами сгорания газов, движущимися внутри излучателя.

На рис. 14.27 изображена схема такой сушилки. Обогрев излучающей панели 1 открытым пламенем газовых горелок 2 производится со стороны, обращенной к материалу, который пере-мещается транспортером 3.

\

Рис. 14.27. Терморадиационная сушилка с газовым обогревом:/ — излучающая панель; 2—газовые горелки; 5—транспортер; 4—выхлопная труба; 5—генератор (источник тока)

В современных радиационных сушилках эффективно используют также беспламенные горелки. Сущность этого способа нагрева заключается в том, что при пропускании смеси горючего газа с воздухом через користую керамическую плитку с соответствующей скоростью горение сосредотачивается внутри керамической массы, поверхность которой испускает мощный поток тепловой радиации. Существенным недостатком этого метода является большая инерционность системы.

Терморадиационные сушилки компактны и эффективны для сушки тонколистовых материалов и окрашенных поверхностей (ткань, бумага, лакокрасочные покрытия).

Сушка токами высокой частоты

Для высушивании толстослойных материалов, когда необходимо регулировать температуру и влажность не только на поверхности, но и в глубине материала, в ряде случаев эффективно применение сушки в поле токов высокой частоты. Такая сушка применяется для изделий из пластических масс, фарфоровых изоляторов и других материалов, обладающих диэлектрическими свойствами. Диэлектрическая сушка производится по схеме, изображенной па рис. 14.28. Переменный ток из сети поступает в выпрямитель 3, затем в ламповый генератор 2, где преобразуется в переменный ток высокой частоты и высокого напряжения. Этот ток подводится к пластинам конденсаторов 4 и 5 (расположенным в сушильной камере /), между которыми создается поле высокой частоты. Высушиваемый материал движется на ленте между пластинами конденсатора. (Сушилка, показанная на схеме, имеет две ленты 6 и 7.) Под действием электрического поля высокого напряжения (до 10 000 В) естественные и наведенные диполи стремятся ориентироваться в направлении силовых линий переменного поля, совершая при этом работу против сил трения. Последнее и приводит к выделению теплоты и равномерному нагреванию высушиваемого материала во всем объеме.

Интенсивность нагревания зависит от частоты электричек ского поля (длины волн) и его мощности, а также от свойств материала. Сушка токами высокой частоты обеспечивает быстрое и равномерное высушивание толстослойных материалов, однако требует дорогостоящего оборудования и больших расходов энергии. Поэтому применение высокочастот-

(о:

ч>

Л

6

.5

Рис. 14.28. Высокочастотная (диэлектрическая) сушилка:

/ — сушильная камера; 2—ламповый генератор; —выпрямитель; 4, 5—конденсаторы; £» бесконечные ленты

Рис. 14.2«. Схема сублимационной сушилки:

/ — сушильная камера (сублиматор);

 | насосуОт холо*дильнойустановки

2—пустотелая плита; 3—противень[ 4—конденсатор-вымораживатель

ной сушки ограничено из-за необходимости строгого соблюдения особых мер техники безопасности.

Сублимационная сушка

Это сушка материалов в замороженном состоянии, при которой влага, находящаяся в виде льда, переходит в пар, минуя жидкое состояние. Сублимационная сушка является разновидностью контактной вакуум-сушки, но проводится под более глубоким вакуумом. Остаточное давление в сублимационных сушилках составляет 133,3—13,3 Па (1,0—

0,1 мм рт. ст.). Процесс идет при соответственно низких температурах (порядка—50 °С).

На рис. 14.29 изображена схема сублимационной сушилки. В сушильной камере 1 на плитах 2 (внутри которых циркулирует вода) устанавливают противни 3 с высушиваемым материалом. Паровоздушная смесь из сушильной камеры 1 поступает в трубы конденсатора-вымораживателя 4, в межтруб-ном пространстве которого циркулирует низкотемпературный теплоноситель из холодильной установки. В трубах конденсатора происходит конденсация и замораживание водяных паров. Обычно устанавливаются два конденсатора (на рис. 14.29 условно показан один), которые работают попеременно.

Высушенные материалы полностью сохраняют структуру и биологические свойства и могут храниться долгое .время. Обычно расход энергии и эксплуатационные расходы в этом случае значительно больше, чем при обычной вакуум-сушке. Сублимационная сушка применяется для высушивания плазмы крови, для обработки различных продуктов питания и т. п.

ГЛАВА 15 КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ

15.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ

Кристаллизация — это процесс выделения твердой фазы в виде кристаллов главным образом из растворов и расплавов. По своей природе кристаллизация является массообменным диффузионным процессом.

Кристаллизация используется в химической технологии для получения различных веществ в чистом виде. Получение большого количества кристаллов в промышленных условиях называют массовой кристаллизацией. Особенно широко она применяется в производстве удобрений (десятки миллионов тонн в год).

Массовая кристаллизация из водных растворов проводится при понижении растворимости выделяемого вещества за счет удаления части растворителя или изменения температуры раствора. В некоторых случаях кристаллизацию ведут из растворов органических веществ.

Кристаллизация из расплава ведется при охлаждении расплавленной массы материала, главным образом для его отверждения (при производстве удобрений, щелочей, при получении органических продуктов, включая пластмассы), фракционированного разделения (при получении бензола, нафталина и др.) или выращивания монокристаллов. При кристаллизации отверждением получают большое число химических продуктов в виде отливок, пластинок, чешуек, гранул и др.

Фракционная кристаллизация используется для разделения бинарных и многокомпонентных расплавов на индивидуальные компоненты или фракции, обогащенные определенными компонентами.

По сравнению с другими методами разделения веществ кристаллизация обладает следующими преимуществами: 1) низкие энергетические затраты, обусловленные тем, что удельная теплота плавления веществ в 6—8 раз меньше удельной теплоты их испарения; 2) низкие рабочие температуры; 3) возможность разделения близкокнпящих компонентов и азеотроппых смесей; 4) отсутствие необходимости применять растворители; 5) высокая эффективность вследствие большого термодинамического коэффициента разделения при переходе вещества из расплавленного в кристаллическое состояние.

Кристаллизация некоторых веществ осуществляется возгонкой (сублимацией) с последующим охлаждением образующихся паров.

15.2. КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ ИЗ РАСТВОРОВ

Процесс кристаллизации из растворов включает следующие стадии: 1) собственно кристаллизация; 2) отделение кристаллов от маточного раствора; 3) перекристаллизация (если необходима); 4) промывка и сушка кристаллов.

Физические основы процесса

В основе процесса кристаллизации лежит способность вещества растворяться в различных жидкостях, называемых растворителями. Наиболее распространенным растворителем (для неорганических веществ) является вода. Для растворения органических веществ используют углеводороды, спирты, эфиры и другие органические растворители.

Растворимостью называют концентрацию вещества в растворе. Обычно растворимость выражают в граммах или числах молей вещества на 100 г, 1000 г или 1000 молей растворителя. При расчетах иногда удобно выражать концентрацию в кг или молях вещества на 1 м3, 1 дм3 (1 л) или 1 кг раствора.

Растворы, находящиеся в равновесии с твердой фазой при данной температуре называют насыщенными. В большинстве случаев растворимость вещества с повышением I увеличивается и называется положительной растворимостью. Для некоторых веществ растворимость уменьшается с повышением температуры раствора и называется отрицательной растворимостью.

Иногда концентрация растворенного вещества может быть больше его растворимости. Такие растворы нестабильны и называются пересыщенными.

Условия пересыщения раствора достигаются: 1) при испарении части растворителя в открытом сосуде при температуре / < ¿кип; 2) при выпаривании части растворителя из раствора, кипящего в выпарном аппарате; 3) при добавлении в раствор водоотнимающих веществ; 4) при охлаждении насыщенного раствора (растворимость большинства солей уменьшается при понижении температуры).

Условия равновесия в насыщенном растворе характеризуются постоянством во времени количеств растворяющегося и вновь кристаллизующегося вещества. Такое равновесие является подвижным.

Растворимость в зависимости от свойств растворенного вещества и растворителя в определенном температурном интервале характеризуется кривой растворимости. Кривая растворимости вещества (а также выбор растворителя) определяется по экспериментальным данным.

На диаграммах состояния (рис. 15.1) растворов нанесены линии растворимости в зависимости от температуры. Область А называется неустойчивой или лабильной, область Б — относительно устойчивой или метастабильной и область В — областью ненасыщенных растворов.

Границы метастабильной области зависят от £ раствора, скорости его охлаждения, перемешивания и других факторов.

Если кривая растворимости идет круто (рис. 15.1, а), резко возрастает, то при небольшом снижении темпратуры раствор переходит из метастабильной области в область перенасыщенных растворов и здесь происходит выделение твердой фазы. При этом концентрация раствора снижается. Кристаллизация таких растворов (близких к насыщению) осуществляется при их охлаждении.

Рис. 15А. Диаграммы состояния £=/(*) растворов:

а б в

АБ | 
В | КаС1 „

а —с резким возрастанием растворимости; б*—с плавным возрастанием растворимости; в — с незначительным изменением растворимости 111111 изменении температуры раствора

Если растворимость с увеличением 1 возрастает медленно (рис. 15.1,6), то перехбд в область пересыщенных растворов происходит только при значительном охлаждении, и при этом выделяется небольшое количество твердой фазы. В этом случае целесообразно вести кристаллизацию путем удаления части растворителя.

Возможен случаи, когда растворимость незначительно изменяется в широком диапазоне температур (рис. 15.1, в). В этом случае кристаллизацию ведут при выпаривании.

Кинетика кристаллизации

Скорость процесса кристаллизации зависит от температуры раствора, степени его пересыщения, скорости образования зародышей кристаллов, интенсивности перемешивания и других факторов.

Зародыши, или центры, кристаллизации образуются из пересыщенных или переохлажденных растворов самопроизвольно. Скорость их образования может быть увеличена повышением температуры, перемешиванием, встряхиванием, присутствием примесей (например, ПАВ).

Стадии образовании единичного кристалла: 1) возникновение в пересыщенном растворе центра кристаллизации (зародыша) будущего кристалла; 2) рост кристалла на основе этого зародыша (при условии его термодинамической устойчивости).

Кристалл обладает пространственной структурой в виде правильной решетки, в узлах которой расположены ионы, атомы или молекулы, соответствующие составу кристалла. Молекулы воды часто входят в структуру твердого кристалла (кристаллогидрат). Известно 32 вида симметрии кристаллических решеток, которые делятся на 7’ групп. Эти группы или системы (сингонии) обладают одним или несколькими сходными элементами симметрии: 1) триклинная; 2) моноклинная; 3) ромбическая; 4) тригональная (ромбоэдрическая); 5) тетрагональная; 6) гексагональная и 7) кубическая.

Простые формы кристаллов получают обычно при 'выращивании монокристаллов. При массовой кристаллизации получают сростки беспорядочно ориентированных кристаллических зерен в результате комбинации простых форм. На структуру реального кристалла влияет наличие дефектов, имеющихся в кристаллической решетке. Такие дефекты называют дислокациями. Форма кристалла (его габитус) зависит от условий проведения кристаллизации, от наличия примесей в маточном растворе. При росте кристалла отдельные частицы диффундируют из раствора к поверхности кристалла через окружающий его пограничный слой жидкости.

Теории кристаллизации

Известно несколько теорий роста кристаллов. Согласно диффузионной теории, растворенное вещество . диффундирует из глубины раствора через ламинарным подслои у поверхности кристалла (6лам от 0—20 до 150 мкм), затем включается в тело кристалла. Скорость кристаллизации не постоянна во времени.

На рис. 15.2 показано изменение скорости кристаллизации / = йт/йх во времени. Особенно резко меняется скорость кристаллизации при больших пересыщениях.

С увеличением пересыщения образование зародышей кристаллов ускоряется быстрее, чем происходит рост кристаллов. В результате получаются мелкие кристаллы.. Для получения крупнокристаллического продукта следует медленно снижать пересыщение раствора.

Условия кристаллизации влияют не только на форму и размер кристаллов, но также на гранулометрический состав и степень чистоты получаемого продукта.

Рис, 15.2. Зависимость скорости кристаллизации J=dtn¡dx от времени г процесса:1 — при сравнительно больших степенях пересыщения; 2—при малых степенях пересыщения

Кроме диффузионной распространена теория поверхностного натяжения. В соответствии с ее представлениями кристалл стремится к форме, соответствующей минимуму поверхностной энергии при данном объеме.

Молекулярно-кинетическая теория (адсорбционная). Процесс роста кристаллов рассматривается как последовательное образование слоев молекул или так называемых двухмерных зародышей, присоединяющихся к поверхности грани или в торец, или образующих новый слой. По молеку-лярно-кинетической теории адсорбционный слой образуется очень быстро и внешняя диффузия не определяет скорость роста кристалла.

По теории дислокаций при массовой кристаллизации решетка кристалла искажается за счет температурных градиентов у поверхности крисФаллов, а также за счет адсорбции примесей. Наличие дислокаций в узлах кристаллической решетки исключает необходимость образования двухмерных зародышей— кристалл растет при незначительном пересыщении у его поверхности, так как энергетический барьер при включении частицы в решетку в месте дислокации значительно ниже. Существует так называемая блочная теория, которая объясняет рост кристаллов наличием агломератов или блоков субмикрокристаллов в пересыщенном растворе, представляющем собой структурованную гетерогенную систему. За счет блоков идет быстрый, но неравномерный рост граней кристаллов.

Количественную оценку скорости кристаллизации можно сделать с помощью основных кинетических закономерностей массообменных процессов (см. гл. 9).

По диффузионной теории скорость роста кристаллов:

*•>/( IЁг+-¿г) -'*

гдер = 1у/^-^—\- -р-?—^ — площадь поверхности кристалла; с и с*—

концентрация пересыщенного и насыщенного раствора, соответственно; рд и Рпов — кинетические коэффициенты скорости диффузии и скорости образования поверхности кристаллов, соответственно.

15.3. СПОСОБЫ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ

В промышленной практике применяют различные методы кристаллизации, отличающиеся в основном способами создания пересыщения. Из них наиболее известны следующие.

1. Кристаллизация с удалением части растворителя с помощью испарения или вымораживания. Этот способ называют изотермической кристаллизацией. Недостатком способа является отложение кристаллов на теплопередающих поверх-к остях.

РастВор

Рис. 15.3. Барабанные кристаллизаторы:

а—-с водяным охлаждением; б—с непосредственным воздушным охлаждением; / — барабан; 2—охлаждающая рубашка; ¿—бандажи; 4—ролики

5 —обогреваемая камера; 6—вентилятор

2. Кристаллизация с охлаждением или нагреванием при постоянном содержании растворителя в растворе. Этот способ называют изогидрическим. Для солей с положительной растворимостью пересыщение достигается охлаждением раствора (обычно водой — при охлаждении воздухом процесс идет медленно, по кристаллы получают крупными). Для солей с отрицательной растворимостью применяют нагревание.

3, Комбинированные способы кристаллизации — вакуум-кристаллизация, кристаллизация с испарением части растворителя в токе носителя (обычно воздуха) и дробная (фракционированная) кристаллизация.

Аппаратура для проведения процесса кристаллизации чрезвычайно разнообразна. Однако некоторые конструкции пригодны для проведения процерса' кристаллизации при любых способах пересыщения раствора. Выбор их определяется как свойствами обрабатываемых систем, так и масштабами производства.

15.4. КРИСТАЛЛИЗАТОРЫ

По принципу действия аппараты для кристаллизации разделяют на 1) кристаллизаторы с удалением части растворителя — это главным образом выпарные аппараты-кристаллизаторы (с подвесной греющей каморой и путч-фильтрами, с выносной греющей камерой, адиабатные испарители); 2) кристаллизаторы с охлаждением раствора — это каскады цилиндрических вертикальных емкостей с охлаждающими змеевиками или рубашками и механическими мешалками, качающиеся кристаллизаторы, представляющие собой корыто, укрепленное па круглых бандажах, опирающихся на ролики, шнековые кристаллизаторы со шнековой или ленточной мешалкой и водяной рубашкой, барабанные и вальцовые кристаллизаторы; 3) вакуум-кристаллизаторы без охлаждающих устройств (для коррозионных растворов) с рамной или якорной мешалкой — одно-и многокорпусные; 4) кристаллизаторы с псевдоожиженньш слоем типа выпарного аппарата с выносной греющей камерой.

На рис. 15.3 приведены схемы широко роспространенного барабанного кристаллизатора с водяным или воздушным охлаждением. При диаметре 1,5 м и длине до 15 м угол наклона барабана 1:100 пли 1:200, частота вращения п~ 10-;-20 об/мин. Можно полутать мелкокристаллический осадок.

Пересыщенный растдор На центрифугу

Устройство вакуум-кристаллизатора непрерывного дей-

Рис. 15.1. Вакуум-кристаллизатор непрерывного действия:

1-3 — стадии (ступени)

(продукт

Конденсат

Рис. 15.5. Кристаллизаторы с псевдоожиженным слоем:

а — для изогидрическон кристаллизации; б — для изотермической кристаллизации; /— корпус; 2 — всасывающая линия циркуляционного контура; 3— циркуляционный насос; 4—напорная линия; 5—холодильник; 6—испаритель

с т в и я с барометрической трубкой представлено на рис. 15.4.

В последнее время широкое распространение получили кри еталлизаторы с псевдоожиженным слоем (рис. 15.5). Они пригодны для проведения изогидрической

 | ^4^2 |  | 2 |  | 2 | 
"К! |  | ш |  |  |  | щ

Рис. 15.6. Многоступенчатый вакуум-кристаллизатор (по типу адиабатных испарителей): /_вход горячего концентрированного раствора; 2 — переток суспензии; 3 —выход продукта; 4 — корпус (ступень); 5 —вторичный пар; 6—конденсат; 7 —поверхностный конденсатор; 8, 9— охлаждающая жидкость (вход, выход)

Продукт Конденсат

Рис. 13.7. Одновальцовый кристаллизатор (для расплавов):

Конденсат

/ — барабан; 2—корыто; 3 — полые палы; 4—нож для сьема кристалл»!!

(рис. 15.5, о) и изотермической (рис. 15.5, и) кристаллизации. В них можно получить продукт с £/кр до 3 мм.

На рис. 15.6 приведена схема многоступенчатого вакуум-кристаллизатора, работающего по типу адиабатных испарителей. Число ступеней—до 15, разность температур в ступени — 4—5°С, размер кристаллов — 0,2—0,25 мм. Продукт выводится по барометрической трубе.

О д п о в а л ь ц о и ы и к р и с т а л л и затор с водяным охлаждением для расплашж изображен на рис. 15.7.

15.5. РАСЧЕТ КРИСТАЛЛИЗАТОРА

Материальный баланс кристаллизации. Кристаллизация с удалением части растворителя:

бр — 0Кр + Ом + II7.

(15.2)

Баланс по абсолютно сухому растворенному веществу

СрХ'р— [- ймхм.

(15.3)

Л1 ко

кр

В уравнениях (15.2), (15.3) и далее использованы следующие обозначения: б',, — количество исходного раствора, кг; Ом — количество маточного раствора, кг; О„,, — количество кристаллов, кг; УУ — количество растворителя, удаленного при псиарешш, кг; М н Мм, — молекулярная масса безводного кристаллизующегося вещества и молекулярная масса кристаллогидрата, соответственно; хр, х„ и Хкр — массовые концентрации исходного раствора, маточного раствора и кристаллов, доли.

Обычно йР, хР, хм и М/Мкр = а известны. Вычисляют № из уравнения:

При а = 1

Ор (хы хр) — 117хм

(15.4)

(15.5)

Кристаллизация без удаления растворителя (при 1^=0). В этом случае количество полученных кристаллов:

Ор(*р — *м)

^кр =--—--• (15.6)

С1 Л},.;

При а = 1

Ор(дГр-д:м)

СКр — : - • (15.7)

1 лм

При испарении растворителя в воздух расход воздуха Ь (в кг) определяется из уравнения

I = ¥/(х2 — А-,),

где хи л*2 — начальное и конечное влагосодержание воздуха, кг влаги/кг сухого воздуха.

Тепловой баланс кристаллизатора и расчет теплопередающей поверхности в кристаллизаторах, охлаждаемых водой, такие же, как для тепловых процессов (см. раздел II).

15.6. КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ ИЗ РАСПЛАВОВ

В химической технологии кристаллизации подвергаются расплавы (с целью их отверждения) многих неорганических и органических продуктов — удобрений, щелочей, реактивов и т. д. При отверждении получают гранулы, пластинки, чешуйки и т. п.

Кристаллизация из расплавов применяется также для фракционного разделения бинарных и многокомпонентных смесей на отдельные компоненты или на фракции, обогащенные некоторыми компонентами (например, в производствах бензола, ксилола, нафталина и др.).

Методом кристаллизации получают также монокристаллы некоторых металлов, оксидов, солей, а также органических веществ (в особо чистом виде).

Расплавы можно подвергнуть переохлаждению ниже температуры плавления. Следует помнить, что температура плавления обычно совпадает с температурой кристаллизации для кра-сталлических веществ, тогда как аморфные вещества не обладают четко выраженной температурой плавления.

Фазовое равновесие при переходе из жидкого состояния в кристаллическое обычно характеризуется диаграммами р = = ДГ). На рис. 15.8 показана такая диаграмма равновесия. Линия АВ характеризует равновесие между твердой фазой и жидкостью, линия АС — между паром и твердой фазой, линия Л£> — между паром и жидкостью. Переход вправо через линию АВ соответствует плавлению,влево — кристаллизации.

На рис. 15.9 приведена зависимость температуры от времени процесса медленного нагревания твердого вещества. На кривой изменения температуры имеется горизонтальный участок на

Рис. 15.9. Диаграмма равномерного нагревания твердого вещества

уровне температуры плавления Т„„ (он наблюдается до тех пор, пока все вещество не расплавится, т. е. пока не выделится теплота фазового превращения). На рис. 15.10 изображены температурные кривые кристаллизации расплавов различных веществ. Кривая на рис. 15.10, а соответствует случаю, когда кристаллизация начинается сразу после охлаждения до температуры кристаллизации 7’К1, и продолжается без заметного переохлаждения расплава до конца горизонтального участка, т. е. до окончания кристаллизации. Затем демпература твердой фазы понижается. На рис. 15.10,6 показан случаи, когда вначале расплав переохлаждается до Гь затем начинается кристаллизация и температура повышается до 7’кр. По окончании кристаллизации вещество постепенно остывает. Третий случай (рис. 15.10, е): в результате сильного начального переохлаждения оказывается недостаточно теплоты, выделяющейся при кристаллизации для того, чтобы достичь 7'кр, и кристаллизация заканчивается при более низкой температуре Т2. На рис. 15.10, в показан предельный случай: расплав, охлаждаясь постепенно, переходит в твердую аморфную массу. При этом кристаллизация не происходит и теплота кристаллизации не выделяется. На кривой Т ~ /( , ) пет перегибов.

Образование кристаллов в расплаве (возникновение зародышей и рост кристаллов) происходит так же, как и при крист В й 2

1 1 т

7

Рис. 16.10. Температурные кривы«" (в—г) расплавов различных веществ

Рис. 15.11. Зависимость скорости кристаллизации У от переохлаждения А Г;

I — скорость роста кристаллов; 2 — скорость ро* ста зародышей

сталлизацин из растворов. Для оценки скорости процесса } вместо пересыщения используют переохлаждение АТ (рис. 15.11). Зависимости /=:/(А7') имеют максимумы. Отношение скоро-стей образования зародышей /3 и роста кристаллов 1Р оказывает существенное влияние на структуру образующегося кристаллического слоя: при переохлаждении АТ, скорость роста кристаллов (кривая 1) больше скорости образования зародышей (кривая 2), поэтому затвердевающий слой имеет крупнокристаллическую структуру. При /р < /3 при переохлаждении АТ2 затвердевает слой с мелкокристаллической структурой.

Отверждение расплавов осуществляют в разнообразных аппаратах в зависимости от свойств обрабатываемых веществ и от требований к конечным продуктам.

Наибольшее распространение получили вальцовые секционные, конвейерные и ленточные, барабанные (одно- и двух-) кристаллизаторы, а также кристаллизаторы с псевдоожиженным (кипящим) слоем.

15.7. ЗОННАЯ ПЛАВКА

При глубокой очистке небольших количеств веществ от примесей расплав медленно перемещают из зоны нагревания в зону охлаждения. Кристаллизация происходит на границе этих зон, причем ее фронт движется с такой же скоростью, с какой движется контейнер с расплавом. Примеси перераспределяются по длине кристаллизующегося образца (пропорционально коэффициенту их распределения между фазами А"Р аспр — С к/ср, где и <"р — равновесные концентрации примесей в кристаллической и расплавленной фазах, соответственно. По окончании процесса очистки часть закристаллизовавшегося слитка отделяют. Остальную часть можно подвергнуть вторичной очистке. Такой способ кристаллизации называют направленной кристаллизацией. При /Сраспр < 1 передняя по ходу движения часть слитка обогащается примесью, а остальная часть обедняется ею. Недостатком направленной кристаллизации является то, что длина очищенной части образца обычно оказывается очень небольшой, а так как после каждой стадии процесса приходится отделять часть, в которой сконцентрировались примеси, то потери обрабатываемого вещества очень велпкн.

Зонная плавка, в отличие от процесса направленной кристаллизации, проводится при медленном перемещении вдоль образциа очищаемого веществе специальных нагревателей, создающих в образце зону расплава I (рис. 15.12).

По длине образца Ь возникают две подвижные межфазные границы.

По одной из этих границ происходит плавление материала, по другой— затвердевание. Вследствие разной растворймости примеси в твердой и жидкой фазах при движении расплавленной фазы вдоль образца происходит перераспределение концентраций примеси. Степень очистки (эффект разделения) за один проход расплавленной зоны- вдоль образца обычно недостаточна, поэтому процесс зонной плавки повторяют многократно, до тех пор пока не будет достигнуто требуемое распределение прнмесн. Однако (в отличие от направленной кристаллизации) части образца, где сконцентрирована примесь, сначала не удаляют. Иногда вдоль образца одновременно перемещают несколько расплавленных зон. После достижения нужного распределения концентраций вдоль образца его извлекают, отделяю!' загрязненную часть, а остальную часть расплавляют для усреднения состава.

Зонная плавка может быть ппппьзопаиа также для получения новых материалов со специальными свойствами.

Раздел IV

Основное содержание химической технологии составляют многочисленные и разнообразные процессы химического превращения вещества [12]. Они осуществляются в специальных аппаратах, которые носят название химических реакторов или реакторных устройств [13, 14].

В широком смысле этого слова химическим реактором можно считать любой аппарат (или устройство), в котором осуществляется химическая реакция. Однако не всегда такие аппараты используются для получения непосредственно вещества (химического продукта). Например, газовая горелка, двигатель внутреннего сгорания, аккумулятор необходимы лишь для получения одного из эффектов: теплового, механического, электрического и т. д. Поэтому в дальнейшем под химическими реакторами понимаются только те аппараты, в которых осуществляется химическая реакция с целью получения определенного вещества в условиях одного технологического процесса.

Таким образом, реактор является главным аппаратом технологической установки и по значению занимает ведущее место в производстве химических продуктов, а учение о химических реакторах составляет часть теоретического фундамента люб,ой отрасли химической технологи:*. Дальнейшее развитие химической, нефтехимической и смежных с ними отраслей промышленности, резкое увеличение масштабов их производств вызвали необходимость создания новых химических реакторов большой единичной мощности, имеющих огромную производительность, оптимальные размеры и высокую надежность работы. Например, производительность единичного агрегата синтеза аммиака составляет 1500 т/сутки, серной кислоты — 2000 т/сутки, цемента — 3000 т/сутки.

На многих производствах химические реакторы представляют собой энергохимические комплексы (например, использование теплового эффекта реакции синтеза аммиака для получения водяного пара с последующей его обработкой в турбине, соединенной с турбокомпрессором для компримирования азотоводородной смеси). В некоторых случаях реактор является аппаратом, в котором одновременно осуществляется не только

собственно химическая реакция, но и разделение (например, ректификация) образующихся продуктов.

В химической технике возрастает значение оптимальной организации химического процесса, управления работой хими* ческого реактора с помощью современных быстродействующих электронно-вычислительных машин.

ГЛАВА 16

ХИМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ

16.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ХИМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ

Обычно в химический -процесс одновременно вступает несколько веществ. При этом происходит изменение не только их физических, но и химических свойств. Все встречающиеся на практике процессы можно классифицировать по следующим основным признакам: по типу механизма химического превращения; по термическим условиям; по агрегатному (фазовому) состоянию реагентов; по наличию катализатора.

По типу механизма химического превращения все химические процессы подразделяют на: простые обратимые (двусторонние); простые необратимые (односторонние); сложные (параллельные, последовательные и параллельно-ло-последовательные); автокаталитнческне или цепные.

Простые процессы не осложнены побочными реакциями, их механизм соответствует стехиометрическому уравнению.

Большинство химических процессов — сложные, состоящие из нескольких элементарных реакций. Распространенными типами сложных реакций являются одновременно протекающие реакции: параллельные, например хлорирование смеси бензола и толуола; последовательные (консекутивные), например хлорирование или нитрование бензола с получением монохлор- или моионцтробензола и последующим хлорированием или нитрованием до высших производных бензола; параллельно-последовательные, для которых характерно наличие общего реагента, параллельно взаимодействующего как о исходным веществом, так и с промежуточным продуктом. Типичным примером такого процесса может служить широко распространенный способ получения алифатических аминов каталитическим взаимоден-станем аммиака со спиртами (например, процесс аммонолиза метилового спирта).

Встречаются различные сочетания процессов этих типов. Некоторым из них даны специальные названия: например, цепные или автокаталитические процессы. Автокаталитнческими называются химические процессы, в которых катализатором является одно из исходных веществ или один из продуктов реакции. К их числу относятся разложение взрывчатых веществ и полимеризация.

По цепному механизму протекает большинство процессов горения, галогенирования, крекинга, полимеризации и т. д. Любой цепной процесс химического превращения вещества состоит из трех последовательных элементарных реакций — зарождения, развития и обрыва цепи.

Зарождение цепи (образование активного центра) — эндотермическая реакция, обеспечивающая появление начальных активных центров (свободных радикалов). Развитие цепи — реакция взаимодействия свободных радикалов с молекулами, в результате которой образуются продукты реакции. Обрыв цепи может произойти вследствие взаимодействия свободных радикалов (реакция рекомбинации).

В отличие от простых реакций, в сложных реакциях (например, последовательных и параллельно-последовательных) выход промежуточных продуктов в начале реакции, увеличивается, затем некоторое время сохраняется практически постоянным и далее начинает снижаться.

Неорганический синтез входит в группу обратимых процессов, в то время как органический в большинстве случаев представляет собой сложные и необратимые процессы. '

По термическим условиям протекания различают: экзотермические процессы, проходящие с выделением теплоты, например окисление диоксида серы, конверсия оксида углерода; эндотермические процессы, происходящие с поглощением теплоты, например конверсия метана, крекинг нефтепродуктов; сменно-циклические процессы, чередующиеся по циклам, например каталитический крекинг, при котором в какое-то время происходит экзотермическая реакция, а в другое — эндотермическая.

В специальных условиях могут протекать одновременно две реакции (совмещенные) с противоположными тепловыми эффектами. Например, экзотермическая реакция окисления может быть сдвоена с эндотермической реакцией крекинга.

В классификации процессов по агрегатному (фазовому) состоянию реагентов исходят из сочетания в системе трех возможных агрегатных состояний (газообразного, жидкого и твердого). В зависимости от этого выделяют следующие типы процессов (реакций).

1. Гомогенные (однородные) процессы, протекающие в однофазной системе (газовой, жидкой или твердой):

— реакции газ — газ (Г—Г) протекают при высокой температуре и больших скоростях. Гомогенизация газовой смеси в большинстве случаев происходит за счет диффузии (из-за высокой подвижности молекул газа), но иногда для обеспечения перемешивания приходится использовать специальные устройства (например, сопло). К этой категории относятся процессы горения горючих газов, термический крекинг газообразных углеводородов и т. д.;

— реакции жидкость — жидкость (Ж—Ж) происходят между хорошо смешивающимися жидкостями, которые путем простого смешения (например, встряхивания) образуют гомогенную систему. К ним относятся, например, процессы нейтрализации водных растворов растворами кислот или щелочей:

— реакции • твердое тело — твердое тело (Т — Т) распространены в основном в промышленности строительных материалов и металлургии (например, процесс спекания руд).

2. Гетерогенные (неоднородные) процессы, протекающие на границе раздела двух неоднородных фаз:

— реакции газ — твердое'тело (Г—Т), например обжиг серного колчедана, когда происходит постепенное уменьшение количества твердой фазы, или синтез аммиака, когда количество твердой фазы (катализатора) в процессе остается постоянным;

— реакции между двумя несмешивающимися жидкостями (Ж—Ж), например нитрование и сульфирование органических продуктов, полимеризация в эмульсиях;

— реакции газ — жидкость (Г—Ж), например окисление растворов кислородом воздуха;

— реакции между жидкой фазой и твердым телом (Ж—Т), например полимеризация в суспензиях, реакции ионногй обмена.

Кроме одно- и двухфазных существуют многофазные реакции, представляющие собой комбинации вышеперечисленных.

По наличию катализатора процессы подразделяют на каталитические и некаталитические.

Катализаторы применяют главным образом для ускорения медленно протекающих реакций или реакций, которые в отсутствие 'катализаторов вообще не 'осуществляются. Кроме того, они позволяют изменять диапазон рабочих температур и давлений, а также относительный состав продуктов реакции. Значительно реже катализаторы используют для снижения скорости реакции. В ходе химического процесса катализатор может изменяться или оставаться неизменным. Часто весьма эффективны незначительные количества (следы) катализатора. Каталитические процессы являются основой большинства современных химических производств.

. Приведенные выше принципы классификации процессов не исключают друг друга, а скорее являются взаимодополняющими. Например, возможен вариант, когда процесс протекает обратимо, с выделением теплоты в газовой фазе, на твердом катализаторе.

16.2. СТЕПЕНЬ ПРЕВРАЩЕНИЯ, ВЫХОД И ИЗБИРАТЕЛЬНОСТЬ ХИМИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

Степень превращения исходных веществ в продукты реакции— это относительная доля исходных веществ, прореагировавших в данной реакции (доля превращения исходных веществ) :

Количество химически превращенных _ исходных веществ

Степень превращения = -.

г Общее количество исходных веществ,

находящихся в реакционной смеси

Она характеризует глубину процесса химического превращения и измеряется в долях единицы или в процентах. Например, если обозначить степень превращения исходных веществ в продукты реакции через х, то количество (доля) веществ, не прореагировавших в данной химической реакции, будет равно 1 — х.

Таким образом,

* = (С0 - Ск)/Со. . (16.1)

где С0 и Ск — начальная и конечная концентрация реагирующих веществ, соответственно.

Расчетные формулы для нахождения степени превращения в химическом процессе имеют разный вид в зависимости от механизма химической реакции и типа реактора, в котором она осуществляется. Например, степень превращения для обратимой реакции первого порядка в реакторе идеального (полного) вытеснения

х = х'(1—е'кх/х*), (16.2)

в реакторе идеального смешения (полного перевешивания)

х = кхх*!(кх + л:*). (16.3)

В случае, когда реакция первого порядка является необратимой, расчетная формула для реактора идеального вытеснения будет иметь вид:

х=\— е~кх. (16.4)

В формулах (16.2) — (16.4) приняты обозначения: х*—равновесная степень превращения; & — константа скорости прямой реакции; т — время.

На практике степень превращения в химическом процессе зависит от следующих основных условий: 1) температуры и давления, которые влияют на смещение химического равновесия в процессе; 2) продолжительности (времени) химической реакции; 3) изменения концентрации отдельных исходных веществ в реакционной смеси, что приводит к подавлению побочных реакций в химическом процессе и позволяет практически полностью осуществить основную реакцию получения целевого продукта; 4) подбора катализатора, что также приводит к снижению роли побочных реакций в процессе и делает скоростные (кинетические) условия его проведения более благоприятными (тепловые условия при этом не изменяются); 5) рециркуляции, когда при ведении процесса продукты реакции непрерывно выводятся из реакционного объема, а непрореагировавшие исходные вещества вместе со свежей их порцией вновь возвращаются п реактор (при этом за один пропуск исходных веществ через реакционный объем в последнем достигается незначительная степень превращения).

Выход — отношение количества исходного вещества, превращенного в целевой продукт, к общему количеству исходных веществ, прореагировавших и данной реакции:

0 Количество вещества, химически превращенного в целевой продукт

Выход ----------—*--—---.

Общее количество химически прекращенного вещества

н реакционной смеси

Если обозначить выход продукта в химическом процессе через т|, то он определяется как соотношение между концентрациями продукта Сп и реагирующих веществ С:

т] = Сп/С. (16.5)

Предельно возможное количество продукта, образующегося из исходных веществ, определяется законом сохранения массы веществ при химической реакции и вычисляется на основе ее стехиометрического уравнения. Это так называемый стехиометрический выход. Однако практический выход продукта в химическом реакторе всегда меньше стехиометрического.

Основные причины, препятствующие достижению в химическом реакторе стехиометрического выхода продукта, следующие: недостаточное время реакции для завершения всего процесса; достижение химического равновесия в условиях неполного превращения исходных веществ; возможность протекания реакции не в одном, а в двух или более направлениях с образованием продуктов разного состава; уменьшение скорости образования продукта к концу протекания процесса из-за зависимости скорости .химической реакции от концентраций реагирующих веществ.

Например, выход целевого продукта в химическом процессе равен 75%. Это значит, что па каждые 100 единиц исходного вещества в результате реакции получается только 75 единиц целевого продукта, а остальные 25 % составляют побочные (нежелательные) продукты реакции. Это возможно при условии, когда время реакции недостаточно для завершения всего процесса или если химическое равновесие достигается в условиях неполного превращения исходных веществ.

На практике увеличение выхода целевого продукта может быть достигнуто оптимизацией одного из технологических условий ведения процесса — температуры, давления или состава ре« йкционной смеси. Например, для повышения выхода в процессе синтеза аммиака используют высокое давление, а в процессе каталитического окисления БОг в БОз — избыток воздуха.

Выход целевого продукта оказывает большое влияние на весь экономический баланс химического производства, на рентабельность химической установки в целом и химического реактора в отдельности.

Под избирательностью (селективностью) химического процесса понимают отношение количества исходного вещества, химически превращенного в целевой продукт, к общему количеству исходных веществ, находящихся в реакционной смеси:

Количество исходного, вещества, химически

.. „ превращенного в целевой продукт

Избирательность —--р—--—— -.

Общее количество исходных веществ,

находящихся в реакционной смеси

При рассмотрении сложных химических реакций обычно говорят о мгновенной (дифференциальной) избирательности (селективности) ф, имея в виду бесконечно малое изменение количества реагента, израсходованного па образование целевого продукта; например, для параллельно и параллельно-последовательно протекающих реакций она выражается следующим образом:

ф=1/( 1+4т*"■), <16-6)

где С — концентрация реагирующего вещества; ки к2 — константы скоростей реакций; пи п2 — порядки реакций.

Работу реактора характеризуют общей (интегральной) избирательностью, которая может изменяться от 0 до 1 (или в процентах) и относится к конечным условиям изменения состояния реагирующих веществ в реакционном объеме.

Общая (интегральная) избирательность химического процесса равна:

где С, , ..., С, — конечные концентрации реагирующих веществ; Сь С¡, ‘к 'к

С;- — текущие концентрации реагирующих веществ.

Связь между мгновенной и общей избирательностью имеет вид;

С1

'к

С,к = - ^ <р с1С{. (16.8)

СЬ

Для непрерывнодействующего реактора идеального смешения эти величины будут равны между собой: Ф = ср. Общая избирательность процесса в каскаде, состоящем из п реакторов

ф„ = £ ч>а/Е дс/- <16-9>

¿=1 / 1=1

Избирательность химического процесса — один из показателей, определяющих экономику процесса в целом. Он может приобретать решающее значение при технико-экономической оценке технологических производств, в основе которых лежат сложные химические реакции. Например, гетерогенные каталитические процессы очень часто представляют собой сочетание одновременно протекающих параллельных и последовательных простых реакций. В этих условиях особенно важно правильно решить вопрос о распределении, продуктов реакции, организовать ведение процесса таким обра-зом, чтобы происходило образование не множества различных продуктов, а по возможности одного и с максимальным выходом.

В общем случае соотношение между степенью превращения, выходом и избирательностью химического процесса имеет вид:

г) = л;Ф. (16.10)

В заключение следует отметить, что конкретный вид выражения (расчетной формулы) для нахождения х, г|, Ф в отдельности и связи между ними определяется прежде всего типом реакции и реактора, а также кинетическими закономерностями химического превращения.

Для процесса, протекающего п нспрерыпнодсйстпующсм реакторе идеального вытеснения и 'в перподическидействующем реакторе идеального смешения, эта зависимость имеет вид:

16.3. МАТЕРИАЛЬНЫЙ И ТЕПЛОВОЙ БАЛАНСЫ ПРОЦЕССА ХИМИЧЕСКОГО ПРЕВРАЩЕНИЯ ВЕЩЕСТВА

Основой расчета реакционного объема, необходимого для достижения заданной степени превращения, или определения степени превращения в-данном аппарате при заданных условиях его работы служат уравнения материального и теплового балансов процесса химического превращения вещества.

Материальный баланс процесса химического превращения вещества составляется на основе закона сохранения массы (ма« терии) и имеет форму уравнения. В отличие от материального баланса, основанного на стехиометрических соотношениях реакции, технологический материальный баланс составляется по действительным условиям проведения процесса. При этом необходимо учитывать все отклонения от теоретически возможной глубины превращения исходного вещества: состояние обратимости, не позволяющее из-за равновесия проводить превращение вещества до конца; невозможность достижения теоретической степени превращения из-за ограничения скоростей химических реакций внешними факторами; влияние механизма превращения, в частности наличие побочных реакций, уменьшающих выход целевого продукта.

Кроме баланса всего процесса химического превращения составляют балансы отдельных его этапов, единичных аппаратов.

При анализе работы и расчете химической реакционной аппаратуры чаще всего пользуются выражением общего материального баланса, составленного по одному из исходных веществ, участвующих в превращении. В общем случае баланс по исходному веществу можно представить в следующем виде:

Мих (Мвых Мх.п) = Л1нак, (16.13)

где МВх — количество вещества, поступающее в реактор (приход); Мвых— количество вещества, выходящее из реактора (расход); Мх. п — количество

вещества, расходуемое в химической реакции (расход); М„ ак--КОЛИЧ6СТВО

вещества, остающееся в реакторе (накопление).

Окончательный вид уравнения материального баланса зависит от типа реактора, в котором протекает процесс химического превращения вещества. Например, для реактора периодического действия уравнение материального баланса можно упростить:

Мвх = Мнак. (16.14)

Для реактора непрерывного действия при установившемся потоке вещества получим следующую форму записи материального баланса процесса:

^11Х = Л^ВЫХ “Ь Л^Х. п- (16.15)

Для реактора полунепрерывного действия уравнение материального баланса процесса сохраняет общий вид.

Кроме того, вид уравнения может изменяться в зависимости от способа подвода или отвода реагентов и продуктов, а также от гидродинамического режима в аппарате.

За основу расчета материального баланса обычно принимают единицу массы продукта (тонну) или его количество, получаемое в единицу времени (час, сутки, год).

Связь между балансами на единицу времени и на единицу продукции определяется производительностью реактора.

В табл. 16.1 приведены примеры уравнений материального баланса для различных типов химических реакторов.

Общий вид уравнения

11сриодическидействующий реактор идеального смешения

11епрерывнодействуюший реактор идельного смешения

Полунепрерывнодействующий реактор идеального смешения

Непрерывнодействующий реактор идельного вытеснения

Каскад п непрерывнодействующих реакторов идеального смешения

Примечание. — количество ¿-го вещества в системе, кмоль; — концентрация {-го вещества, кмоль/м3; г^ — скорость химического превращения по ¿-му веществу, кмоль/(мЗ-с); V—реакционный объем, м3; 5—площадь поперечного сечения аппарата, м2; Л — длина аппарата, м; V — объемная скорость подачи исходных веществ, м3/с; индекс «О* относится к »ходу в реактор; индекс «вых» — к выходу из реактора, п — к л-му реактору каскада.

Тепловой-баланс процесса химического превращения составляют на основе закона сохранения энергии п так же, как материальный баланс, записывают в виде уравнения. Уравнение теплового баланса в общем виде „(при постоянном давлении в реакторе) можно записать следующим образом:

Qвx “Ь Фр — ^вых “Ь Qтenл) - ^наК' (16.16)

где О вх — теплота входящего потока (приход); <2Р — теплота, выделяемая

при химической реакции (приход); <2Вых — теплота выходящего потока (расход) : Фтепл■ теплота, передаваемая через стенку аппарата (расход): Qнaк ! теплота, остающаяся в реакторе (накопление).

Для каждого типа химического реактора уравнение теплового баланса, так же как и материального баланса, имеет конкретный вид. Например, тепловой баланс реактора смешения непрерывного действии при адиабатическом режиме:

- Оинх - V.«. (16.17)

В случае политроничсского теплового режима уравнение теплового баланса может быть выражено в виде

С?вых 'Звх — Фр Фтепл- (16.18)

Если химическое превращение вещества протекает в неизотермических условиях, тепдовой баланс процесса следует рассматривать совместно с его материальным балансом.

Общий вид уравнений теплового баланса для различных типов реакторов приведен в табл. 16.2.

Тип реактора

<1М1 сЦУСЛ

-г IV

йх

¡/т

Л(УС{) _

* Г'„, .,0

(I т

■■ и С, — V С, +/■■ V

“ '» ЧЬ1Х »пых *ВЫХ

= 1>.£, —V С, +г, V

^ о пых 'ны,\ ных и (¡СI = г¡8 (//-

Уп

= С, V. - С,

"п - 1

М

' Mcv —= M (—ДHr) X

dx

Непрерывлодействующий реактор идеального вытеснения с внутренним теплообменом между исходными веществами и реакционной смесью (при подогреве исходной смеси)

Примечание. У —внутренняя энергия реакционной смеси, кДж/кмоль; ср. с0 —

удельная теплоемкость смеси реагирующих веществ при постоянных давлении и объеце> Соответственно, кДж/(кмоль-К); ДЯГ~ тепловой эффект реакции, кДж/кмоль; К—коэффи! циент теплопередачи, Вт/(м2-К); Р — площадь поверхности теплопередачи, м2; Гр—темперам тура реакции, К; Тх—температура теплоносителя, К; Т0, Тк — начальная и конечная темпе* ратура реакционной смеси, соответственно, К; —температура исходной смеси на входе

НС

Остальные обозначения^те же, что и в табл. 16.1.

Непрерывнодействующий реактор идеального смешения (автотермический режим I

Непрерывлодействующий реактор идельного смешения (внешний теплообмен)

Адиабатический непрерывнодействующий реактор идеального вытеснения I теплообменом между реагентом и продуктом реакции (система реактор — теплообменник)

Периодическидействугощий реактор идеального смешения (V = const)

x 47 ~ KF (Гр ~ Гх)

tfoCo (—&Hr) x “ Pyocp (Tк — T0) + + KF (TK - Tx)

TK

V0CQ (~bHr)T=TKx^vaP 5 cpdT + Ta

+ KF (TK - Tx)

Для реактора TK~TQ-=x АГад ( = 1,

где А Тял

ад, л-i рСр

Для теплообменника

voPcp ( то - т'о) = KF (тк — Тд) Vopcp d(T — Гп) = v0c0 (—ДHr) dx

dU

dx

dx

Очень удобной формой выражения материального и теплового балансов, облегчающей их составление и анализ, кроме

Рис. 16.1. Диаграммы материального (теплового) баланса реактора:

а—реактор без рециркуляции; б—реактор с рециркуляцией: Р — реактор; Л —разделительный аппарат; N —поток, входящий в реактор; Л^р —поток, выходящий из реактора; №рец—рециркулирующий поток

Т а б л и ц а 16.3

Характеристические уравнения основных типов реакторов (при V = const)

Периодическидействующий реактор идеального смешения

х
о

Непрерывнодействующий реактор идеального смешения

™ “~ГК

Непрерывнодействующий реактор идеального вытеснения

Каскад, состоящий из п реакторов идеального смешения

Примечание, х — действительное время пребывания; —среднее время пребы-

ср

вания; С0—начальная концентрация вещества; х— степень превращения вещества; *0—степень превращения на [входе в реактор; хк—степень превращения на выходе из реактора; г — скорость химического превращения вещества; гк — скорость химического превращения вещества на выходе из' реактора; V ^— объем аппарата в каскаде; 1>0—объемная скорость подачи реагентов в аппарат каскада.

таблиц является графическое их изображение в виде диаграммы (рис. 16.1). Число и ширина полос на диаграмме пропорциональны количеству веществ, участвующих в процессе, их массе и теплотам.

Материальный баланс является основой для вывода характеристического уравнения химического реактора, которое связывает между собой степень превращения х, скорость г и время % процесса.

Характеристические уравнения основных типов реакторов (при V — const) приведены в табл. 16.3.

16.4. РАВНОВЕСИЕ И СКОРОСТЬ ХИМИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

Химический процесс, проводимый в реакторе, отличается от химической реакции тем, что он обычно сопровождается физическими явлениями переноса вещества (массопередачей) и протекает часто по сложному физико-химическому механизму. Поэтому в отличие от скорости химической реакции (микрокинетики) для его описания пользуются понятием общей скорости процесса (макрокинетикой). В этом случае совершенно необходимым становится знание не только механизма химического процесса, но и его макрокинетики и термодинамики, которые

определяют основные количественные характеристики химического процесса. Термодинамика позволяет установить вероятность осуществления процесса, направление его развития, включая и отдельные его стадии (этапы), определить тепловой эффект процесса, равновесные степень превращения, выход и состав продуктов, а также константу равновесия и зависимость констант равновесия и скорости от температуры. Одним из основных понятий химической термодинамики является константа равновесия химического процесса Кс (отношение констант скоростей прямой и обратной реакции химического превращения вещества):

КС^кпР1кобР- <16-19)

Изменение этой константы от температуры называют температурным коэффициентом равновесия:

й (1п Кг) ЬНг

с г (16.20)

где АНг — тепловой эффект реакции, кДж/кмоль; Л!—универсальная газовая постоянная, кДж/(кмоль-К); Г — температура, К.

Тепловой эффект реакции зависит от температуры. Его изменение от температуры имеет вид:

т

/°+Цлсраг. (16.21)

т*

Здесь АН°Г — тепловой эффект при базовой температуре То, кДж/кмоль; Аср — изменение удельной теплоемкости реакционной смеси, кДж/(кмоль-К),

В состоянии химического равновесия суммарная скорость процесса г = 0. В этих условиях степень превращения вещества в химическом процессе будет равновесной степенью превращения. Например, химический процесс проходит при постоянном объеме по стехиометрическому уравнению реакции

(16.22)

К2

В этом случае справедлива зависимость

йС. йС„ йх.

----А-----£--^ —4- — 0 (16.23)

йх й% йх

и степень превращения вещества Л в условиях равновесия будет равна

*А= (*С - 1?£)/(*С + О' <16'24)

Кинетика позволяет определить значения констант скоростей и продолжительность химических реакций, которые необходимы Для расчета процесса химического превращения вещества,

В химической кинетике основной величиной является скорость реакции. Она зависит от свойств взаимодействующих веществ, концентрации и температуры реакционной среды. Для одной и той же реакции свойства взаимодействующих веществ постоянны (теплота, химическая активность и т. д.) и, следовательно, r = f(T,C), а для изотермических условий (Т = const) r — f(C). Эта функциональная зависимость скорости химической реакции от концентрации реагирующих веществ называется кинетическим уравнением химической реакции, которое имеет следующий общий вид:

-Л

с1С/<1х = кС\ 'С.,[2] ... Су, (16.25)

где С1, С2, С; — концентрации исщестп, участвующих п реакции; пь п2, ...

..., п-1 — порядки реакций по реагирующим веществам.

Величина /г — коэффициент пропорциональности в уравнении (16.25) называется константой скорости химической реакции, которая зависит от порядка химической реакции. Так, константа скорости химической реакции нулевого порядка будет равна:

йС1с1х*=к. (16.26)

В случае реакции первого порядка:

к • 1п Св - , (16.27)

Т < *0 — И

где Со — начальная концентрации нгщестил, нмоль/м*; С„ — концентрация образующегося продукта, кмоль/м:|.

Химическая кинетика занимается изучением скорости собственно химической реакции и механизма ее протекания.

Однако, как было отмечено выше, рассматривая задачи химической кинетики, необходимо помнить, что химическая реакция в технологических процессах чаще всего не определяет скорость их протекания. Поэтому скорость химического превращения в реакторе будет определяться макрокинетическими закономерностями (технической кинетикой) его протекания:

Скорость =/ (гидродинамические, диффузионные, тепловые условия; физические, химические свойства среды; геометрические и конструктивные факторы и т. д.),

при которых химическое превращение вещества достигало бы скорости, позволяющей учесть се зависимость от физических процессов и свойств реакционной среды. Эго дает возможность реализовать химическое превращение в промышленных усло-ииях с соответствующим выходом готового продукта нужного качества в зависимости от гидродинамических, концентрационных, температурных условий, геометрических и конструкционных факторов и т. д.

Знание макрокинетических’ закономерностей протекания химического превращения вещества является необходимой основой для расчета химического реактора, определения основного показатели его работы — производительности, т. е. количества продукта, образованного в единице объема реактора за единицу времени.

16.5. ХИМИЧЕСКАЯ КИНЕТИКА И КАТАЛИЗ

Учение о скорости химического процесса называется кинетикой. Вещества, вступающие во взаимодействие в процессе химического превращения, носят название исходных, а вещества, которые получаются в результате химического превращения исходных веществ и сохраняют свои физические и химические свойства в ходе всего процесса, называются продуктами реакции.

Если вещертво, образующееся в одной стадии процесса химического превращения, расходуется в другой его стадии, то оно называется промежуточным веществом (или промежуточным продуктом).

Основным понятием кинетики является скорость химического процесса (химического превращения). За скорость химического превращения принимают величину, характеризующую изменение количества вещества в единицу времени. Если реакционный объем в процессе химического превращения вещества не изменяется, скорость химического процесса численно равна изменению концентрации реагирующего вещества в единицу времени. Способ выражения скорости Химического превращения вещества зависит от типа химической реакции, а также от того, в каких системах протекает химический процесс (гомогенных или гетерогенных).

Кроме того, следует учитывать знак скорости: «минус» — для расходуемых веществ, «плюс» — для образующихся.

Для гомогенных процессов при постоянном объеме скорость химического превращения вещества численно равна количеству образовавшегося или прореагировавшего вещества в единице реакционного объема за единицу времени:

йМ Количество образовавшегося или прореагировавшего вещества

V о’т Реакционный объем X Время

(16.28)

Если гомогенный химический процесс протекает с изменением объема реагирующих веществ и последний не совпадает с геометрическим объемом реактора, то скорость химического превращения имеет следующее выражение:

йМ Количество образовавшегося или прореагировавшего вещества Г*вТр1/т=' Объем реактора X Время ’

(16.29)

Для гетерогенных процессов скорость химического превращения вещества численно равна количеству образовавшегося или прореагировавшего вещества, отнесенному к единице площади поверхности контакта взаимодействующих фаз, за единицу времени:

dM Количество образовавшегося или прореагировавшего вещества

5 dx Площадь поверхности контакта взаимодействующих фаз X Время'

(16.40)

Если гетерогенный процесс протекает в системе твердое тело — жидкость, то в этом случае скорость химического превращения равна:

dM Количество образовавшегося или прореагировавшего вещества AÍTBdx Масса твердого вещества X Время

.. ' (16.31)

В сложных процессах /химического превращения веществ, протекающих через ряд последовательных стадий (реакций), одна из них может идти значительно медленнее других и ограничивать общую скорость процесса. В этих условиях скорость процесса в целом определяется скоростью медленной, так называемой лимитирующей, или определяющей, стадии. В зависимости от ее характера различают моно- и бимолекулярные реакции, кинетическую, диффузионную и диффузионно-кинети-ческую (смешанную) области их протекания. Если определяющей стадией всего процесса является собственно акт химического взаимодействия веществ, а скорость подвода или отвода исходных веществ и продуктов реакции не влияет на его скорость, то такой процесс химического превращения вещества протекает в кинетической области. В этом случае величина скорости процесса определяется законами собственно химической кинетики.

Однако могут встречаться процессы химического превращения вещества, в которых определяющей стадией является не сам акт химического взаимодействия веществ, а стадия подвода реагирующего вещества в зону реакции. В этом случае процесс протекает в диффузионной области и скорость его определяется физическими законами диффузии.

Различают перепое вещества в неподвижной среде (молекулярная диффузия) и и движущемся потоке (конвективная диффузия) .

Если процесс диффузии лимитируется скоростью переноса вещества из потока к поверхности раздела взаимодействующих фаз (или от нее), то это внешнедиффузионная область. В отличие от нее во внутридиффузионной области процесс лимитируется скоростью массопереноса внутри неподвижного тела (зерна, капли, пузыря).

Часто в процессах химического превращения вещества скорости химической реакции и диффузии соизмеримы. Тогда скорость всего процесса является сложной функцией химических

и диффузионных явлений и процесс протекает в переходной (смешанной), или диффузионно-кинетической, области.

При промышленной реализации сложных гетерофазных и гетерогенно-каталитических реакций знание лимитирующей стадии процесса и определяющих ее условий создает широкие возможности для их регулирования путем перевода в наиболее выгодную область протекания.

Для этого необходимо знать наиболее характерные, отличительные черты и условия такого перехода. Так, переход процесса из кинетической области его протекания в диффузионную можно определить по следующим основным признакам: переходу наблюдаемого порядка реакции в первый, резкому паде-нчю энергии активации, зависимости скорости процесса от объ- . емной скоиости потока, размера зерна и пористости катализатора.

Для практического осуществления гетерогенных реакций наименьшее значение имеет условие, когда концентрации реагирующих веществ на поверхности твердого тела, а тем более в его порах значительно меньше, чем в реакционном объеме.

При таком распределении концентраций лимитирующей стадией процесса является внешнедиффузионный перенос вещества. В процессе участвует только внешняя поверхность катализатора, поэтому катализаторы могут быть непористыми, но обязательно с досттаочно большой удельной поверхностью. Для этого механизма характерна большая разность температур (до 100 °С) между поверхностью катализатора и потоком реагентов в случае экзотермических реакций.

Внешний перенос массы зависит прежде всего от гидродинамического состояния системы, от скорости потока. Вследствие этого внешнедиффузионная область процесса наиболее вероятна при малой объемной скорости потока и высокой температуре, когда увеличивается различие между константами скоростей химического и физического процессов. Обратное изменение этих факторов ведет к переводу процесса во внутридиффузионную область — практически важному случаю протекания процесса химического превращения вещества.

Для увеличения скорости химических процессов широко используют катализ — изменение скорости химической реакции под воздействием некоторых специальных веществ, называемых катализаторами.

Кроме того, катализаторы применяют для ускорения медленно протекающих реакций или реакций, проведение которых в отсутствие катализаторов вообще невозможно. Они позволяют изменять диапазон рабочих температур и давлений, а также относительный состав продуктов реакции. Значительно реже катализаторы используют для снижения скорости реакции. В ходе химического процесса катализатор может изменяться (образовывать с реагентами промежуточные соединения) или оставаться неизменным. Часто весьма эффективными оказываются незначительные количества (следы) катализатора.

Катализатор не входит в стехиометрическое уравнение реакции и не изменяет равновесного состояния процесса, но ускоряет приближение к этому состоянию, причем вблизи состояния равновесия катализатор способен в равной степени ускорять как прямую, так и обратную реакции. Введение катализатора в реакционную систему способствует понижению энергии ее активации. Так, в гомогенных реакциях образуются промежуточные соединения с малой энергией активации, а в гетерогенных происходит поляризации реагирующих веществ, связанная также с понижением уровня энергии активации.

Различают следующие основные виды катализа.

Химическое явление, при котором катализатор ускоряет реакцию, носит название положительного катализа (или просто катализа). Отрицательным катализом называют химические процессы, скорость протекания которых замедляется (тормозится) под действием специальных веществ — ингибиторов. В химической технологии основное значение имеет положительный катализ.

При гомогенном катализе катализатор и реагирующие вещества находятся в одном физическом состоянии и образуют однофазную (однородную) систему. Гетерогенный (или контактный) катализ протекает в неоднородной (многофазной) системе, в которой катализатор (контакт) и реагирующие вещества находятся в разных фазах и отделены друг от друга границей раздела фаз (межфазной поверхностью). Большинство промышленных каталитических процессов относится к гетерогенному катализу.

Кроме того, существует микрогетерогенный катализ, когда катализатор находится в коллоидном состоянии, что характерно, например, для биокаталитических, ферментативных процессов.

При избирательном катализе катализатор в химическом процессе ускоряет только одну из возможных химических реакций, замедляя (подавляя) все остальные. Применение избирательного катализа па производстве дает возможность из одного и того же исходного вещества получать различные готовые продукты. Например, из этилового спирта путем избирательного действия катализатора в процессе химического превращения может быть получен один из следующих продуктов: ацетальде-гид, этилен, дивинил.

Особую роль избирательный катализ играет в технологии органических веществ.

В некоторых реакциях каталитическое действие может оказывать один из продуктов, образующийся в процессе химичек ского превращения вещества. Такие химические процессы называют автокаталитическими (автокатализ). К числу автокатали-тических относятся реакции разложения взрычатых веществ и некоторые реакции полимеризации.

Для правильного выбора катализатора и проведения каталитического процесса необходимо знать основные характеристики катализатора и влияние на них различных факторов. К основным характеристикам катализатора относятся следующие. 1) химическое или физическое сродство к реагентам (например, катализаторы гидратирующего и дегидратирующего типа способны образовывать соединения гидратного типа, а гидрирующие или дегидрирующие — промежуточные соединения сорбционного типа); 2) специфичность, выражающаяся в том, что для каждой группы химических превращений существует определенный (специфический) тип катализатора (например, катализаторы изомеризации, поликонденсации, полимеризации и т. д.); 3) избирательность, или селективность, т. е. способность ускорять одну определенную реакцию (или несколько) из всех возможных химических превращений в данной системе, 4) активность, которая оценивается по количеству продукта, получаемого с единицы массы (или объема) катализатора за единицу времени.

Из рассмотренных выше характерных свойств катализатора важнейшее — активность катализатора, которая служит мерой его ускоряющего действия на данную химическую реакцию. Чем активнее катализатор (больше его активность), тем при более низкой температуре, с большими выходом и избирательностью может быть осуществлен химический процесс. Катализаторы целесообразно применять только для химических процессов, протекающих в кинетической области.

Активность работы данного катализатора зависит от следующих факторов:

— температуры (или интервала температур). Для каждого катализатора существует оптимальный температурный режим, которому соответствует максимальная его каталитическая активность. С повышением температурного предела происходит падение активности (дезактивация);

— давления, влияние которого связано с изменением концентрации реагирующих веществ в реакционном объеме или на поверхности катализатора;

■—размера частицы (зерна), что связано с явлениями переноса теплоты и массы в твердом теле. Уменьшение размера зерна катализатора снижает его диффузионное и тепловое сопротивление и, следовательно, увеличивает активность. В связи с этим для интенсификации некоторых гетерогенно-каталитических процессов (например, дегидрирования углеводородов) применяют пылевидные катализаторы;

•—исходного сырья (реагентов), его состава, в частности от наличия примесей, которые могут вызывать частичную или полную дезактивацию (отравление) катализатора;

— способа приготовления катализатора — его активации, использования носителей и др.

16.6. ОСНОВНЫЕ ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА СКОРОСТЬ ХИМИЧЕСКОГО ПРЕВРАЩЕНИЯ ВЕЩЕСТВА

В процессах химического превращения вещества, протекающих в реакторах, скорость собственно химической реакции не всегда определяет скорость превращения. Часто химической реакции сопутствуют теплообмгп, перепое массы (диффузия), гидродинамические процессы (движение потоков, их взаимное перемешивание). Эти физические явления, как было уже сказано, в определенных условиях могут оказывать даже решающее влияние, и, следовательно, для правильного выбора технологических условий ведения процесса и его аппаратурного оформления необходимо знание основных факторов, влияющих на скорость химического превращения вещества. К таким факторам относятся прежде всего температура, давление и концентрация исходных продуктов.

Температура. Химические процессы всегда сопровождаются выделением или поглощением теплоты, Тепловой эффект процесса химического превращения вещества в некоторых случаях может вызвать заметное изменение температуры реакционного объема аппарата. Это изменение влияет па условия равновесия химического процесса (равновесный выход), скорость процесса, степень превращения вещества и состав продуктов реакции.

Скорость химических процессов в большой степени зависит от изменения температуры, так как последняя сильно влияет на константу скорости реакции &, входящую в кинетическое уравнение процесса. Это влияние выражается уравнением:

__Е

к = к„с *?, (16.32)

где к0 —- предэксцоненцпальный множитель, постоянный для данного типа реакции и данных условий', Е — энергии актипации реакции; /? — универсальная газовая постоянная; '/'--температура.

Из уравнения (16.32) следует, что реакции с высокими энер-гиями активации значительно более чувствительны к измене« ниям температуры, чем реакции с низкими энергиями активации, и более чувствительны к изменению температуры в области малых ее значений.

При проведении сложных реакций, как правило, большинство побочных реакций протекает с энергиями активации, превышающими энергии активации основных реакций. Поэтому изменение температуры может довольно сильно увеличивать скорость побочных реакций.

Рис. 16.2. Зависимость константы скорости реакции k (/) и коэффициента диффузии О (2) от температуры

Рис. 16.3. Зависимость логарифма константы скорости химического превращения вещества от величины, обратной температуре:

/ — диффузионная область; // — промежуточная область; III — кинетическая область

Для процессов химического превращения вещества, протекающих в кинетической области, значение константы скорости реакции с повышением температуры обычно резко возрастает, следовательно, скорость процесса значительно увеличивается. Для процессов, протекающих в диффузионной области, превращение происходит медленнее, так как в данном случае скорость его зависит от коэффициента диффузии, изменяющегося с изменением температуры (рис. 16.2).

Таким образом, для гетерогенных химических процессов, общая скорость которых определяется как скоростью собственно химической реакции, так и скоростью массопереноса, зависимость от температуры оказывается достаточно сложной (рис. 16.3).

Характерные типы зависимостей скорости химической реак-' ции от температуры, встречающиеся в процессах химической технологии, приведены на рис. 16.4. Наиболее простой характер этой зависимости у необратимых реакций, когда с увеличением температуры происходит быстрое возрастание скорости (рис. 16.4, а).

Для обратимых реакций характерно смещение равновесия с изменением температуры. Так, если реакция эндотермическая, то с увеличением температуры скорость образования продуктов реакции увеличивается (при экзотермической — уменьшается).

Для обратимых реакций максимальная скорость достигается лри строго определенных температурах, которые часто являются оптимальными. В этих условиях с дальнейшим увеличением температуры общая скорость химического процесса уменьшается, так как скорость обратной реакции возрастает быстрее, чем скорость прямой реакции.

Такая зависимость скорости реакции от температуры характерна также для каталитических реакций, скорость которых определяется скоростью адсорбции реагентов на поверхности катализатора, и для реакций ферментации (рис. 16.4, г).

Многие гомогенные реакции в газовой фазе могут протекать в пламени (например, синтез соляной кислоты, парциальное окисление метана в ацетилен и т. д.). Эти реакции, имеющие цепной характер, возможны только при достижении температуры воспламенения (горения), когда наблюдается внезапное резкое увеличение (скачок) скорости химического превращения. Такая зависимость скорости реакции от температуры типична и для взрывных процессов (рис. 16.4, в).

Некоторые химические процессы (наиример, окисление углеводородов) сильно осложнены побочными реакциями, скорость протекания которых, особенно при высоких температурах, становится весьма значительной. В этом случае характер зависимости скорости химического процесса от температуры очень сложен (рис. 16.4, д).

Для реакций, скорость которых определяется физическими законами диффузии и диффузионным сопротивлением между взаимодействующими фазами, скорость растет медленно с повышением температуры (рпс. 16.4,6). а 5 6

Рис. 16.4. Зависимость скорости реакции от температуры:

а —простые необратимые реакции; б—гетерогенные реакции; в — реакции взрывного типа; в—каталитические реакции; д — реакции, осложненные побочными химическими йрёвраще« ниями; е-~реакции, замедляющиеся с повышением температуры

В практике химических производств известны несколько процессов, для которых с увеличением температуры скорость реакции уменьшается (более низкие температуры способствуют более высокому равновесному выходу). Примером таких процессов может служить окисление оксида азота (рис. 16.4, е).

Таким образом, влияние температуры на химическое превращение имеет многообразный и сложный характер.

Давление — один из важнейших факторов, влияющих на скорость химических процессов, которые протекают с участием газов или паров. В основе большинства этих процессов лежат каталитические реакции. Для таких реакций с изменением давления могут изменяться степень адсорбции, константа скорости, а также время контакта. Например, повышение давления при постоянном массовом расходе исходных веществ приводит к увеличению времени контакта мёжду реагентами в аппарате.

Изменение давления может оказывать влияние на смещение химического равновесия и, следовательно, на степень превра-' щения исходных веществ в продукты реакции. Это влияние зависит от типа химической реакции. В общем случае скорость реакции т прямо пропорциональна давлению р в степени п—1:

'-/(р)“-1. (16-33)

где п — порядок реакции.

Отсюда следует, что для реакций первого порядка давление не оказывает влияния на их скорость, для реакций второго порядка скорость пропорциональна давлению в реакционной системе, а для реакций третьего порядка — пропорциональна квадрату давления в системе. Если в ходе реакции общее число молекул реагирующих веществ уменьшается, то с повышением давления степень превращения увеличивается (например, при синтезе аммиака); возрастание же числа молекул реагирующих веществ приводит к снижению степени превращения при повышении давления. Наконец, если общее число молекул, участвующих в реакции, постоянно, то изменение давления не будет влиять на смещение химического равновесия, а следовательно, и на степень превращения.

Таким образом, применение давления на практике наиболее благоприятно для процессов, протекающих в газовой фазе с уменьшением объема. При этом повышение давления увеличивает выход продукта и дает возможность использовать реакторы меньших размеров. Увеличение давления может резко повысить выход, однако очень высокое давление не вызывает существенного изменения скорости процесса в газовой фазе.

Для процессов химического превращения, протекающих в жидкой фазе, небольшое повышение давления влияет на скорость процесса очень незначительно. В этом случае следует использовать высокие давления — более 108 Па (т. е. несколько тысяч атмосфер), что может увеличить скорость, например не-которых процессов полимеризации, в десятки раз.

Концентрация. Влияние концентрации реагирующих веществ на скорость химической реакции (процесса) выражается хорошо известным законом, который имеет следующий общий вид:

г = к^С, (16.31)

где г — скорость реакции; к — константа скорости реакции; АС — изменение концентрации реагирующих веществ.

Повышение ДС может быть достигнуто увеличением концентрации исходных взаимодействующих веществ, что является одним из наиболее распространенных путей интенсификации процессов химической технологии.

Однако следует учитывать,'что выбор высоких начальных концентраций реагирующих веществ может вызвать чрезмерное увеличение скорости процесса и при высоком тепловом эффекте реакции создать технические трудности в осуществлении теплообмена в аппарате. Такое же ограничение наблюдается и в случае недостаточной растворимости реагентов в системе.

Вместе с тем возможны реакции, для которых повышение концентраций не только не дает существенного эффекта, но может даже привести к снижению скорости процесса. Это объясняется различной зависимостью скорости от концентрации для кинетических типов реакций различных типов. На рис. 16.5 представлены основные типы этих зависимостей: для реакций нулевого порядка (1) скорость постоянна и не зависит от концентрации реагента; для реакции первого порядка (2) изменение скоростей от концентрации линейно, для реакции выше первого порядка (3)—экспоненциально; для гетерогенно-каталити-

Рис. 16.5. Зависимость скорости реакции от концентрации:/—реакции нулевого порядка; 2—реакции первого порядка; 3—реакции выше первого тю'рядка; 4 — гетерогенно-каталитические реакции

ческих реакций (4)—затухающая зависимость или с максиму* мом скорости.

Важным фактором является также условие обратимости химической реакции, особенно в газовой фазе. В целом для обратимых реакций влияние начальных концентраций на скорость проявляется в большей степени, чем для необратимых. Для обратимых реакций, идущих с увеличением или уменьшением общего числа молей, термодинамические и кинетические факторы действуют различно. Так, для обратимых реакций, протекающих с возрастанием общего числа молей, повышение концентрации реагента увеличивает скорость прямой реакции, но одновременно уменьшается движущая сила процесса из-за снижения равновесной степени превращения. Следовательно, каждой степени превращения соответствует определенная начальная-концентрация, при которой обеспечивается максимальная скорость превращения.

Влияние изменения начальной концентрации на общую скорость процесса проявляется также при одновременном взаимо: действии в реакции нескольких веществ. Так как при этом содержание каждого реагента влияет на скорость, то применение избытка одного из них (нестехиометрического соотношения) позволяет создать благоприятные условия для скорости процесса и более полного превращения (например, синтез хлористого винила, циклогексаноксима).

Перемешивание ускоряет физические процессы переноса теплоты и массы в системе. Поэтому перемешивание реагентов можно считать также одним из основных способов увеличения скорости химического процесса. В зависимости от агрегатного состояния взаимодействующих веществ влияние перемешивания, на интенсификацию процесса может быть различно. Так, в гомогенных процессах основное значение усиления перемешивания состоит в быстром выравнивании концентрации и температуры реагирующих веществ в объеме и увеличении числа столкновений химически взаимодействующих молекул. В гетерогенных процессах, особенно протекающих в диффузионной области, основное значение перемешивания состоит в создании высокоразвитой поверхности контакта взаимодействующих фаз, в быстром обновлении этой поверхности, в ускорении процессов тепломассопереноса в реакционном объеме.

Вместе с тем при перемешивании реагентов в аппарате могут возникать эффекты, оказывающие неблагоприятное влияние на его работу. К отрицательным гидродинамическим явлениям в потоке реагентов относятся: неравномерное распределение скорости в осевом (продольном) направлении; случайное отклонение скоростей, возникающее в результате теплового движения; турбулентные завихрения; нарушение распределения скоростей вследствие молекулярной диффузии, особенно при ламинарном движении потока. В общем случае эти эффекты

вызывают разбавление смеси реагирующих веществ, продуктов п снижение выхода реакции.

Другие факторы. Кроме перечисленных выше на скорость химического процесса могут оказывать влияние и другие факторы. Так, на скорость гетерогенных каталитических процессов влияют физические характеристики применяемых катализаторов — величина и состояние поверхности, пористость, размер частицы, механическая прочность, теплоемкость, теплопроводность и т. д. Например, увеличение размера пор ускоряет процесс переноса массы вещества от поверхности внутрь зерна катализатора, а уменьшение размера частиц увеличивает поверхность взаимодействия между катализатором и реагентами.

На протекание цепных реакции большое влияние оказывает конструкционный материал внутренних стенок реакционной аппаратуры. Присутствие различных примесей в реакционном объеме (иногда даже в малых количествах и случайного характера) вызывает изменение скорости реакции и характера ее протекания (например, примесь влаги при совместной полимеризации изобутилена и изопрена уменьшает активность катализатора и увеличивает выход продуктов с низким молекулярным весом).

16.7. СПОСОБЫ ВЕДЕНИЯ ХИМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ (МЕТОДЫ ОПЕРИРОВАНИЯ)

Для получения наибольшего ьыхода целевого продукта химическую переработку исходных веществ следует проводить в оптимальных условиях, обеспечивающих наибольшую скорость химического превращения, а следовательно, и максимальную производительность реактора. Для этого надо знать, какие независимые переменные необходимо изменять для управления химическим процессом, чтобы увеличить скорость его протекания. На основе рассмотрения кинетических закономерностей к таким величинам должны относиться: время, концентрация (или'давление), температура, величина межфазной поверхности и активность катализатора. В зависимости от условий проведения химического процесса управляющей переменной величиной будет одна из перечисленных выше, а основными технологическими способами ведения химических процессов (методами оперирования): оперирование во времени; управление рабочими концентрациями; управление температурным режимом; создание развитой поверхности контакта гетерогенных фаз; поддержание активности катализатора.

Оперирование во времени. По этому методу все химические процессы можно разделить на четыре основные группы: периодические, непрерывные, полупериодические, сменно-циклические.

Периодические процессы осуществляются главным образом на установках небольшой производительности, в реакторах периодического действия. Такие реакторы малопроизводительны, трудоемки в обслуживании и плохо поддаются автоматическому контролю и регулированию.

Непрерывные процессы протекают в реакторах непрерывного действия. В таких аппаратах осуществляется большинство современных крупнотоннажных химических производств. Эти реакторы высокопроизводительны, легко поддаются механизации при обслуживании и автоматическому контролю и регулированию при управлении. Теория непрерывных процессов позволяет сопоставить основные факторы, определяющие периодичность и непрерывность процесса (табл. 16.4).

Полу периодические (полунепрерывные) процессы характеризуются тем, что в них одни реагенты вводятся непрерывно, а другие — периодически. Реактор полу периодического действия-используется в относительно малотоннажных производствах, например при проведении высокоэкзотермических процессов, так как, изменяя скорость подачи реагентов, постепенно вводимых в реактор (обычно более реакционноспособных), можно регули-. ровать скорость процесса.

Период процесса — время между проведением отдельных стадий процесса (например, между двумя смежными выгрузками продукта) Степень непрерывности процесса равна т/Дт (где т — время, необходимое для проведения всех стадий процесса) Последовательность осуществления отдельных стадий процесса Место проведения отдельных стадий процесса

Таблица 16.4Сопоставление основных факторов, определяющих периодичность и непрерывность процесса
Факторы | Типы процесса
 | периодический | непрерывный
Дт > ОАт -> О

Характер изменения концентраций реагирующих веществ в реакционном объеме

т/Дт < I

Последовательно

В одном аппарате

Одинаков во всех точках объема реактора, но различен во времени для одной и той же точки объема

т/Лт -> оо

Параллельно

В разных аппаратах или в разных частях одного аппарата Различен в каждый момент времени в разных точках объема, но постоянен во времени для одной и той же точки объема

Сменно-циклические процессы отличаются от других взаимосвязанными стадиями (циклами), которые имеют противоположные тепловые эффекты. Непрерывность движения реагентов и продуктов реакции обеспечивается установкой нескольких аппаратов (реакторов), переключающихся на отдельные стадии (циклы) процесса через определенные промежутки времени. Обычно такое переключение циклов — программное.

Управление рабочими концентрациями. На практике наиболее распространены следующие способы управления ходом химического процесса путем изменения рабочих концентраций в реакторе: рециркуляция непревращенных реагентов, т. е. сырья; рециркуляция одного из реагентов (или самого продукта реакции); многоточечный подвод исходных веществ (компонентов) к реактору; секционирование|реакционного объема аппарата.

Рециркуляция непрореагировавших исходных веществ позволяет более полно использовать сырье, сократить реакционный объем и время реакции.

Рециркуляция одного из реагентов (обычно менее реакцион-носпособиого) позволяет достигнуть большей глубины и избирательности процесса химического превращения, а также регулировать (тормозить) некоторые высокоэкзотермические процессы (например, полимеризации этилена).

Подвод реагентов п ранные точка объема реактора способствует избирательности процесса и позволяет регулировать его скорость (особенно скорость выделения теплоты во время реакции). Многоточечный подвод, как правило, осуществляют за счет наиболее реакционноспособного компонента, который может давать разные продукты реакции.

Секционирование реакционного (рабочего) объема реактора приводит к увеличению средней движущей силы процесса и потому находит наибольшее применение в аппаратах смешения. На практике такой метод применяют в аппаратах с большими диаметрами, поскольку в этом случае удается уменьшить влияние виутрпреакторпого перемешивания реагирующих веществ, предотвратить нежелательное изменение направления и скорости реакции, понизить выход промежуточных продуктов и сделать условия осуществления обратимых реакции более благоприятными. Секционирование может быть выполнено в одном аппарате путем расчленения его на отдельные составные части, последовательно или параллельно соединенные между собой, либо путем разделения реакторного устройства на ряд самостоятельных реакционных аппаратов, соединенных ■последовательно, — каскад (батарея), реакторов (см. рис. 17.5, г).

Организация движения реагентов в секционированном аппарате может быть построена либо по принципу прямотока, либо по принципу полного или ступенчатого противотока, который

\

чаще всего используют в гетерогенных системах при больших разностях плотностей взаимодействующих фаз, например газ — твердое тело.

Управление температурным режимом. В зависимости от способа подвода или отвода теплоты в реакторе тепловой режим может быть изотермическим, адиабатическим или политропи-ческим.

На практике температурным режимом работы реактора управляют двумя способами теплообмена — непрерывным или ступенчатым. При непрерывном обмене теплотой реактор должен иметь поверхность теплообмена, расположенную непосредственно в зоне реакции, чтобы обеспечить теплообмен на всем протяжении пути реагирующего потока. При ступенчатом теплообмене поверхность теплообмена должна быть размещена вне зоны реакции (вынесена в отдельную часть аппарата или вне его).

В качестве теплоносителей могут быть использованы реакционная смесь (сырье), продукты реакции, газы, твердый катализатор и т. д. В некоторых случаях требуется сочетать непрерывный теплообмен со ступенчатым отводом теплоты.

Метод управления температурным режимом следует рассматривать в связи с изменением рабочих концентраций. Действительно, количество поглощенной или выделенной теплоты зависит от скорости реакции, поэтому регулирование процесса путем изменения рабочих концентраций должно вызвать изменение рабочих температур. Однако регулирование температур может в свою очередь оказывать влияние на изменение рабочих концентраций.

Создание развитой поверхности контакта фаз. Такой способ оперирования имеет первостепенное значение для гетерогенных процессов химического превращения, в которых скорость подвода и отвода как массы, так и теплоты реагентов определяется величиной поверхности взаимодействующих фаз. На практике увеличения ее достигают разнообразными техническими методами: эмульгированием для несмешивающихся жидкостей, созданием пленки, барботажем, распылением для систем газ — жидкость и созданием движущегося, кипящего или суспензированного слоя, а также измельчением для процессов с твердой фазой.

Поддержание активности катализатора. Этот метод оперирования используется только для управления гетерогенными каталитическими процессами и может быть осуществлен на практике одним из следующих способов: полной заменой катали-заторной массы, частичной сменой катализатора, реактивацией катализатора в объеме реактора или вне его, циркуляцией ка~ тализатора и т. д.

Рассматривая все многообразие реакторных устройств, применяемых в настоящее время в химической промышленности, можно сделать следующий вывод. Во всех реакторах происходят определенные физические процессы (гидродинамические, тепловые и диффузионные), с помощью которых создаются оптимальные условия проведения собственно химического превращения вещества (химической реакции). Для осуществления этих процессов в структуре реакторов есть типовые конструктивные элементы, широко применяемые в аппаратах для проведения собственно физических процессов (мешалки, контактные устройства, теплообменники ,и т. д.). Поэтому все химические реакторы можно рассматривать как комплексные аппараты, состоящие из известных конструктивных элементов, большинство из которых отдельно используется для проведения технологических операций, не сопровождающихся химическим превращением перерабатываемых веществ. Число таких конструктивных сочетании, а значит, и типов реакторов очень велико, что объясняется многообразием и сложностью протекающих в них процессов химнческого-препращения веществ 112—14].

Однако для всех реакторов существуют общие принципы, на основе которых можно найти связь между конструкцией аппарата и основными закономерностями протекающего в нем химического процесса.

Критериями, по которым классифицируют реакционную аппаратуру, являются периодичность или непрерывность процесса, его гидродинамический и тепловой режимы, физические свойства взаимодействующих веществ. В зависимости от этих критериев химические реакторы делят на типы, которые рассматриваются ниже.

17.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ХИМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ

По о р г а и п .ч а ц и и п р о ц е с с а реакторы подразделяются па следующие три группы.

В реакторе периодического действия (рис. 17.1) все отдельные стадии процесса протекают последовательно, в разное время. Характер изменения концентрации реагирующих веществ одинаков во всех точках реакционного объема, но различен во времени для одной и той же точки объема. В таком аппарате продолжительность реакции можно измерить непосредственно, поскольку время реакции и время пребывания реагентов в реакционном объеме одинаковы. Параметры технологического процесса в периодическидействующем реакторе изменяются во времени.

Рис. 17.1. Реактор для периодиче-ческого процесса:

/ — корпус; 2 — рубашка; 3 — змеевик; 4 •— мешалка

Реакторы периодического действия малопроизводительны и плохо поддаются автоматическому контролю и регулированию.

В реакторе непрерывного действия (рис. 17.2) все отдельные стадии процесса химического превращения вещества (подача реагирующих веществ, химическая реакция, вывод готового продукта) осуществляются параллельно, одновременно. Характер изменения концентраций реагирующих веществ в реакционном объеме различен в каждый момент времени в разных точках объема аппарата, но постоянен во времени для одной и той же точки объема. Однако продолжительность реакции в реакторах непрерывного действия нельзя измерить непосредственно. В аппаратах непрерывного действия время реакции не может совпадать с временем пребывания реагентов, так как каждая элементарная частица вещества находится в реакционном объеме разное время и, следовательно, общее время пребывания зависит от характера распределения времени пребывания отдельных частиц. В общем случае оно зависит от интенсивности перемешивания, структуры потоков в аппарате и для каждого гидродинамического типа реактора индивидуально.

Рие. 17.2. Реактор для непрерывного процесса:/, 4 — теплообменники; 2 —реактор, 3 — мешалка

В непрерывнодействующих реакторах осуществляется большинство химических реакций на современных крупнотоннажных производствах. Эти реакторы высокопроизводительны, легко поддаются механизации обслуживания и автоматическому контролю и регулированию при уп,-равлении, в том числе с применением быстродействующих электронно-вычислительных машин.

Реактор полунепрерывного (полу периодического) действия

Рис. 17.3. Реактор полунепрерывного (полу- Исходные Мгходныв

периодического) действия: "

/ — корпус; 2 — мешалка

ещестос епрерыВнс | 

(рис. 17.3) работает в неустановившихся условиях, так как одни реагенты поступают непрерывно, а другие — периодически. Возможны варианты, когда реагенты поступают в реактор периодически, а продукты реакции выгружаются непрерывно. Такай реактор можно рассматривать как непрерывнодействующий аппарат, в котором потоки входящих и выходящих из реактора веществ не равны (вследствие чего изменяется общая масса реагирующих веществ в объеме), и, кроме того, как периоди-ческидействующий аппарат, в котором ввод одного из реагирующих веществ или вывод продукта реакции осуществляется периодически. -

Реакторы полупериодического действия используются на малотоннажных производствах, когда изменение скорости подачи реагентов позволяет регулировать скорость процесса, например при проведении экзотермических реакций.

По г и дродинам ическому ре ж и м у (или виду пере-мешпвання) реакторы делят на три группы.

Реакторы идеального смешения (полного перемешивания) — аппараты, в которых потоки реагентов мгновенно и равномерно перемешиваются во всем реакционном объеме. Это значит, что состав н температуру реакционной смеси в таком аппарате можно считать одинаковыми во всем его объеме. Практически к реакторам этого типа могут быть отнесены аппараты небольшого объема с мешалками (при малой вязкости среды), проточно-циркуляционные аппараты при большой кратности циркуляции, аппараты с кипящим слоем и др. (рис. 17.4, 17.5).

Реакторы идеального (полного) вытеснения — это аппараты, в которых движение рагентов носит поршневой характер, т. е. каждый предыдущий объем, проходящий через аппарат, не сме-

Рис. 17.4. Характер изменения концентрации веществ в реакторах различного типа:

а — аппарат вытеснения; б — аппарат смешения; в — многосекционкый аппарат смешения; г — аппарат промежуточного типа; С — текущая концентрация; Сл - начальная концентрация; Ск — конечная концентрация; С* равновесная концентрация; ¿ — длина (высота) аппарата

Рис. 17.5. Реакторы смешения:

& — одноступенчатый аппарат; б — вертикальный многоступенчатый аппарату е ’ секционный горизонтальный aппapaт¿ г — батарея аппаратов смешений

Рис.. 17.6. Реакторы вытеснения:а — однотрубный аппарат; б — многотрубный аппарат

шивается, с последующим, а как бы вытесняется им. В результате состав и температура реакционной смеси в центре аппарата и у его. стенок отличаются друг от друга, а также существует значительный перепад концентраций и температур на входе п выходе из аппарата. Па практике этому типу реактора отвечают аппараты кожухотрубчатого типа, колонны, заполненные сплошным слоем неподвижного катализатора, и др. (рис. 17.4, 17.6).

Очень широко распространены реакторы с промежуточным гидродинамическим режимом. Наиболее часто отклонение от идеального режима перемешивания в реакционном объеме наблюдается, например, в аппаратах большого объема при небольшой скорости вращения мешалки, наличии внутренних тепло-обменных устройств, большой скорости подачи реагентов в аппарат непрерывного действия и т. д. В этих случаях возникают застойнее зоны (объемы с малым перемешиванием или вообще без неремгпшпаппя), байпасные потоки в аппарате, а также проскок потока без смешения через аппарат.

В аппарате идеального вытеснения регулярный режим может быть нарушен в результате образования зоны циркуляции: поперечного и особенно продольного перемешивания потока. Это приводит к частичному выравниванию концентраций и температур по сечению и длине реактора. Объясняется это тем, что продольное (обратное) перемешивание ускоряет перемещение одних элементов объема, а других — замедляет, вследствие чего время пребывания их в реакторе становится резличпым (рис. 17.7). Одним из технических приемов уменьшения этого эффекта является секционирование реакционного объема, в результате чего перемешивание приобретает локальный характер и по всей

а

I

Ш> • Г°^-%Ъ°1* к “ОООI ' ^°-°4®8

О &

£4

I п

(Г') 1

Рис. 17.7. Перемешивание в химических реакторах:

а __ поперечное (радиальное); б — продольное (аксиальное, обратное); ¿1 — застойная зона

длине аппарата сохраняется гидродинамический режим, близкий к режиму полного вытеснения (см. рис. 17.5).

В химических реакторах изменение концентрации взаимодействующих веществ связано с продолжительностью химического процесса и временем пребывания реагирующих веществ в зоне реакции. Оно зависит от гидродинамического типа реактора и определяется в значительной степени его конструкцией. Поэтому в большинстве химических реакторов время пребывания отдельных элементов потока в реакционном объеме неодинаково. В связи с этим для расчета реактора не достаточно знания истинного времени химической реакции, полученного из ее кинетического уравнения. Для нахождения степени превращения при осуществлении химического процесса в реакторе требуется определение распределения времени пребывания реагирующих веществ в реакционном объеме и условий перемешивания в нем.

Среднее (условное) время пребывания тср (в с) веществ в реакторе при постоянной их плотности определяется соотношением:

тСр = У/аа, (17.1)

где V — реакционный объем, м3; и0 — скорость подачи (объемная скорость) исходных веществ, м3/с.

Тогда безразмерное (относительное) время пребывания 0 веществ в реакторе будет равно:

0 = т/Тср,

где т — истинное (текущее) время пребывания веществ, с.

Время пребывания отдельных элементов потока в аппарате является в общем случае непрерывной случайной величиной. Поэтому ¿го распределение имеет статистическую природу й может быть количественно охарактеризовано на основе использования функции распределения случайной величины. Различают интегральную и дифференциальную функции распределения. Интегральная функция распределения времени пребывания /■(т) является непрерывной функцией (так как т — непрерывная случайная величина) и характеризует объемную долю выходящего из реактора потока, которая находилась в нем в течение времени х, меньше некоторого его значения И + йх, т. е. между значениями х и т + йх. Производная вида <//7(х) /йБ = ¡(х) называется дифференциальной функцией распределения или плотностью распределения случайной величины. Связь между интегральной и дифференциальной функциями распределения имеет вид»

* ' |

Р (т) ^ (т) (1х. (17.2)

о

Величина /(т) йх будет иметь тот же физический смысл, что и с1Р{х).

Пользуясь величиной распределения времени пребывания, можно определить среднее (истинное) время пребывания в реакторе

Тср = ^ т/ (т) йх. (17.3)

о

Функции распределения времени пребывания могут быть найдены экспериментально. Для этого необходимо в поток, входящий в реактор, ввести возмущение («входной сигнал») с помощью трассирующего элемента (индикатора), который может быть легко обнаружен в потоке на выходе из реактора («выходной сигнал») путем физического или химического анализа. Возмущение может быть задано ступенчато или импульсно. Измеряя в различные моменты времени концентрацию или количество > трассирующего элемента получают так называемую кривую отклика. Ступенчатому сигналу будет соответствовать интегральная, импульсному - - дифференциальная функция распределения времени пребывания. При этом следует отметить, что время пребывания частиц индикатора будет таким же, как и частиц потока в реакторе.

Функции распределения времени пребывания п реакторах с различным гидродинамическим режимом приведены в табл. 17.1.

По тепловому режиму различают следующие виды реакторов. Изотермический' реактор характеризуется постоянством температуры во всем реакционном объеме. В таком реакторе скорость подвода или отвода теплоты должна быть строго пропорциональна количеству теплоты, выделенному или погло-

Вид функций распределения времени пребывания реагентов в реакторах с различными гидродинамическими режимами

Тип реактора

Формула.

Р(т)

 | Р (т) == I -е_т/'сср /(*) =Для т < тср ^ (т) = 0;ДЛЯ Т ^ (Т) = 1

1,0

-ТIX.

1

^ср

ср

1.0

Непрерывнодействующий реактор вытеснения с обратным перемешиванием потока

Непрерывнодействующий каскад п реакторов идеального смешения

Непрерывнодействующий реактор идеального смешения

Непрерывнодействующий реактор идеального вытеснения

/Чт)1.0 | 1
Ър V
■ | —
 | э "С
■Ль | 1 -V- оо
'Сер Т
':1 | 
Ч'ср

щенному в процессе химического превращения вещества. Для поддержания постоянства температур необходимы теплоноситель и поверхность теплообмена. На практике такой тепловой режим работы реактора может быть достигнут лишь в условиях полного перемешивания реагирующих веществ. В качестве примера можно назвать реактор с кипящим слоем катализатора для получения изооктана.

В адиабатическом реакторе полностью отсутствует теплообмен с окружающей средой. Вся теплота реакции как бы акку*

Рис. 17.9- Характер изменения степени превращения в периодическидействующем реакторе смешения при различных тепловых режимах:/ — адиабатический; 2 — политропический; 3 — изотермический

Рис, 17.8. Характер изменения температуры в реакторе вытеснения с различным тепло* пым режимом для простой экзотермической реакциц:

/ адиабатический; 2 — политропический; 3 — изотермический

мулируется реакционным объемом и идет на изменение теплового' состояния системы, что влияет на скорость реакции. Б адиабатическом реакторе имеет место наибольший перепад температур реагирующих ишцеств на входе и выходе из аппарата, которым возрастает для жзотсрмпчсс.ких процессов и убы-течение времени т, меньше некоторого его значения т + ¿/г, вает для эндотермических. Конструкции адиабатических реакторов проста, так как для адиабатического режима достаточно хорошей тепловой изоляции.

Примером реакторов, работающих в адиабатическом тепловом режиме, могут служить реакторы для проведения процессов прямой гидратации этилена, дегидрирования бутиленов, пиролиза углеводородов.

В подтропическом реакторе происходит внешний теплообмен, но не пропорционально тепловому эффекту реакции. По-этому( тепловой режим (изменение температуры в реакционном объеме) определяется не только собственно тепловым эффектом процесса химического превращения вещества, но и в не меньшей степени теплотехническими и конструктивными факторами реакционной аппаратуры.

Подача теплоты может осуществляться через стенку, разделяющую охлаждающийся или нагревающийся потоки, или непосредственным их смешением. Схема, теплообмена в реакторе может быть непрерывной (с размещением теплообменников внутри реакционного аппарата) или ступенчатой (теплообменные устройства выносятся из зоны реакции).

В качестве теплоносителя можно использовать реакционную смесь или сырье, инертные газы, катализатор и т, д. Теплота реакции также используется для подогрева исходных реаген-

Классификация реакторов по конструктивным формамТаблица 17.2
 |  | Гидродинамическийрежимдвиженияреагентов | Агрегатноесостояниереагентов | Поверхность теплообмена | 
Тип реактора | Конструктивнаяформа | отсутствует | с наружной поверхностью | с внутренней поверхностью | Пример технологического применения
Трубчатые

пв г

пв ж

пв ж-ж

Крекинг бензинов, полимеризация этилена

+

Алкилирование

парафинов

низших Гидролиз хлорбензола

Колонные:

непрерывный

контакт

+

Окисление

ДОВ

Нейтрализация аммиака Окисление ксилола

пв

пв

Г-ж

+

+

углеводоро-

г-ж

ПВ для газа, Г — Ж ПС для жидкости

+

Окисление этилена Обжиг известняка

пв

пв

пв

пз

пв

г - г/т г - т

ж - т г - т

г-ж

+

ступенчатый

контакт

+

+

+

+

Газификация

топлив

Получение

аммония

твердых

сульфата

ПВ

Г — Г; Т

Дегидрогенизация э:ял-бензола, пиролкз бутана

+

Каталитический крекинг углеводородов

ПВ для газа, ПС для твердой фазы ■

Со взвешенным

слоем

+

+

+

+

ж

Г-ж

ж-ж ж-г

ж-т

ПС

ПС

ПС

ПС

а

Т'ГГ,_

*

+

+

С^О

Реакционная камера с перемешиванием

4- Диазотирование

+ Хлорирование производ

ных этилена

4- Сульфирование бензола

+ Получение суперфосфа-1

та

Разложение карбида кальция в ацетилен

Коксование угля

Парциальное окисление углеводородов в оле-фин, диолефин

Г-Г

Печи

+

-V

-Ю1

V

Примечание. ПВ — полное вытеснение; ПС —полное смешение; Г —газовая фаза; Ж —жидкая фаза; Т твердая фаза.

со

тов. Иногда политропические реакторы называют реакторами с программированным тепловым режимом. В качестве примера на рис. 17.8 и 17.9 приведены зависимости изменения температуры и степени превращения в реакторах при различных тепловых режимах их работы.

В отдельную группу можно выделить реакторы для проведения контактно-каталитических процессов,

17.2. КОНСТРУКТИВНЫЕ ТИПЫ РЕАКТОРОВ

Реактор как аппарат, в котором протекает основной процесс химической технологии — образование нового продукта в результате сложного взаимодействия исходных веществ, должен работать эффективно, т. е. обеспечивать требуемую глубину и избирательность химического превращения. Следовательно, реактор обязан удовлетворять ряду различных требований: иметь необходимый реакционный объем, обеспечивать

определенный гидродинамический режим движения реагентов, создавать требуемую поверхность контакта взаимодействующих фаз, поддерживать необходимый теплообмен в процессе, уровень активности катализатора и т. д.

В промышленных условиях важнейшее значение приобретает не только скорость химического превращения вещества, но и производительность аппаратов, поэтому выбор типа и конструкции оборудования является одним из самых главных и ответственных этапов реализации химико-технологического процесса.

По конструкции реакторы классифицируются следующим образом: типа реакционной камеры; типа колонны; типа теплообменника; типа печи.

Конструктивный тип реактора зависит от условий проведения процесса и свойств участвующих в нем веществ.

К важнейшим факторам, определяющим устройство реактора, относятся: агрегатное состояние исходных веществ и продуктов реакции, а также их химические свойства; температура и давление, при которых протекает процесс; тепловой эффект процесса и скорость теплообмена; интенсивность перемешивания реагентов; непрерывность или периодичность процесса; удобство монтажа и ремонта аппарата, простота его изготовления; доступность конструкционных материалов и т. д.

Из всех перечисленных выше факторов агрегатное состояние вещества оказывает наибольшее влияние на принцип действия реактора и определяет конструктивный тип реакторного устройства. Кроме того, от этого фактора зависит выбор организации движения и контакта взаимодействующих фаз, а также некоторых основных и вспомогательных деталей аппарата, таких как питатель, перемешивающее устройство, поверхность теплообмена и т, д.

В соответствии с этим основные принципы классификации химических реакторов следует дополнить принципом фазового состояшш перерабатываемых веществ, что позволяет подразделить реакционную аппаратуру на группы, систематизация которых приведена в табл. 17.2.

Наиболее сложны по устройству и действию реакторы для проведения гетерогенных (гетерофазных) каталитических процессов. Их можно классифицировать по фазовому состояшш реагентов и по способу создания контакта м^жду ними и катализатором (табл. 17.3).

Особенности контактных аппаратов, находящих наибольшее применение в промышленности, в значительной степени зависят от конструктивного оформления теплообмепных устройств и способа отвода или подвода теплоты. Примером служат реакторы с неподвижным слоем катализатора, которые могут быть использованы для проведения почти всех типов каталитических реакций: аппараты с периодическим подводом и отводом теплоты; аппараты с внешними теплообменниками; аппараты с внутренними теплообменниками — полочные (ступенчатый теплообмен); трубчатые (непрерывный теплообмен); комбинированные.

В настоящее время и технике проведения каталитических гетерофазных процессов вместо неподвижного слоя катализатора широко внедряются реакторы со взвешенным (кипящим, нсевдоожижеиным) слоем катализатора.

В химической и смежных с ней отраслях промышленности начали широко использовать химические реакции в системе газ — жидкость (например, окисление, гидрогенизация углеводородов),

Таблица 17.3Классификация реакторов для гетерогенных (гетерофазных) каталигичгеких процессов
ФлловыЙ состав реакционной смеси | Конструктивный тип аппарата
’ |И**| СМГ | ыпллтатпр | 
Газ | ТШ'рЛОС ТСЖ) | Контактные аппараты поверхностного колит;], г неподвижным, со иикчпгииым и 1’ движущимся слоем катали штора
Жидкость | Твердое тело | Контактные аппараты с неподвижный, со в тешенным слоем каталн-нагира, е потоком взвеси катализатора и жидкости, аппараты с мс-шллкоЛ
Гм и жидкость | Жидкость или | Колонные аппараты о. насадкой, пле
 | СУГПвИЗИЯЖидкость | ночные, аппараты с мешалкой
Цтмшимкици«-г» ЯПияост* | Лшшршы с распылительными уст-роЛстплмн, с циркуляционными на-соспмп, с мешалками

Способ создания межфазной поверхности | Конструктивный тип аппарата
Барботаж газаМеханическое диспергирование газаПленочное течение жид« кости | Барботажные реакторы: колонные, газлифтные, трубчатые, змеевиковыеРеакторы с механическим перемешиванием: аппараты с мешалкой в свободном и в циркуляционном объемеПленочные реакторы: со свободной стекающей пленкой, с вихревым, газовым потоком, роторные
Газожидкостные реакторы в зависимости от способа образования межфазной поверхности и конструктивных особенно-
стей классифицируются так, как указано в табл. 17.4.17.3. ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

Для изготовления типовой реакционной аппаратуры используют различные конструкционные материалы, обладающие разнообразными, часто специфическими свойствами. В частности, они должны иметь достаточную механическую прочность, химическую стойкость к коррозионному воздействию исходных веществ и продуктов реакции, обладать хорошей теплопроводностью и мй'лой теплоемкостью, не оказывать каталитического воздействия на процесс химического превращения, иметь достаточно хорошую механическую и термическую обрабатываемость, а также быть доступными и дешевыми.

Все конструкционные материалы, применяемые для изготовления реакционной аппаратуры, можно объединить в две группы: металлы и неметаллические материалы.

Металлы. Наиболее широкое распространение в реакторо-строении получили стали и чугуны.

Для изготовления аппаратов используются стали различных марок: углеродистая сталь (фланцы, болты, валы, трубные решетки, корпуса); высококачественная углеродистая сталь (корпуса, днища, детали эмалированной аппаратуры, а также аппаратура, работающая при высоком давлении и при температуре от —40 до +450°С и т. д.); стальное литье (реакторы типа автоклавов, фасонные детали и т. д.); листовая сталь (аппараты, работающие под давлением до 0,6 МПа и температуре 450'С); легированные (специальные) стали — нержавеющие, кислотостойкие, жаропрочные, окалиностойкие и т. д. (аппараты, выдерживающие воздействие кислот или щелочей при нормальной и повышенной температуре); различные специальные сплавы, такие как ферросилид, антихлор и т. д, (аппараты, ра.

Примеры использования некоторых марок сталей для изготовления реакционных аппаратов

Изготовляемые реакционные аппараты

Марки стали

08* 10 Эмалированные аппараты

Ст2, СтЗ Аппараты, работающие при атмосферном давле

нии и комнатной температуре МСт2, МСтЗ Аппараты, работающие под давлением до

0,8 МПа и при температуре до 120°С 15К, 20К, 25К Аппараты, работающие под давлением до

0,6 МПа и при температуре до 450 °С 16М, 15ХМ, 12МХ, Аппараты, работающие под давлением свыше

12МФХ 0,8 МПа и при температуре до 550 °С

Х17, Х14Н14В, 12Х5МА Аппараты для крекинга

1Х18Н9Т, 1Х18Н11В, Аппараты, работающие при температуре до

X1ÖH10T ' 1000 "С в сильно агрессивных средах (азотная,

фосфорная, уксусная кислоты)

1Х18Н12МЗТ, Аппараты, работающие в агрессивных средах,

1Х1812М2Т содержащих ионы хлора; аппараты для синтеза

карбамида

ботающпе п условиях воздействия азотной или соляной кислоты).

Использование некоторых марок стали для изготовления реакционной аппаратуры иллюстрируется табл. 17.6.

Наиболее часто применяют следующие марки чугун ов: серый чугун (корпуса аппаратов); ковкий и высокопрочный чугун (отдельные детали аппаратов, обладающие высокой прочностью); щелочесюйкий чугун (аппараты, работающие в условиях воздействия растворов едкого натра и едкого кали).

Многие цветные и редкие металлы обладают повышенной устойчивостью к действию химически агрессивных сред и потому находят применение при изготовлении химической реакционной аппаратуры. Из цветных металлов наибольшее применение имеют а л ю м и н и й (аппараты, работающие при воздействий азотной кислоты и температуре ^;150°С под нормальным давлением); мель и никель (аппараты, работающие в условиях воздействия горячих химически агрессивных сред).

Из редких металлов, которые в последнее время начинают применять в химическом реакторостроеннн, чаще других используют тантал (аппаратура, стойкая к воздействию горячей соляной кислоты ил,и смеси соляной и азотной кислот при температуре до 360 °С и давлении до 0,7 МПа); титан (облицовка внутренних поверхностей реакторов, работающих в условиях воздействия уксусной кислоты, разбавленной соляной кислоты, растворов хлористого магния п т. д.); цирконий (аппараты, работающие в условиях воздействия щавелевой кислоты, разбавленных минеральных кислот, растворов едкого натра, едкого кали и т, д.)

Для изготовления реакторов используют также двухслойный конструкционный листовой материал, Основной слой — углеродистая сталь; второй слой (плакирующий)— из цветного или легированного металла — наносится на основной и непосредственно соприкасается с реакционной средой. Тем самым достигается сокращение расхода дефицитного дорогостоящего металла, уменьшение стоимости конструкционного материала при повышении его коррозионной стойкости.

Неметаллические материалы. Наряду с металлами при изготовлении химических реакторов применяют неметаллические материалы (как неорганические, так и органические).

Неорганические материалы — керамика, фарфор, стекло, кислотоупорный бетон и др. — используют для изготовления реакционных аппаратов типа колонн и башен, работающих в условиях воздействия высокоагрессивных сред.

Из органических материалов наиболее часто применяют графит и графитов ы с мате р и а л ы (аппаратура с повышенными теплопроводными свойствами, устойчивая к воздействию агрессивных сред), а также различные пластические массы — фаолит (коррозионноустойчивая аппаратура, работающая в условиях переменных температур от —30 до Н-130°С), текстолит (мешалки и отдельные детали, устойчивые к-воздействию растворов минеральных кислот и солей), стеклотекстолит (отдельные детали, мешалки, работающие в высокоагрессивных средах при больших механических нагрузках), винипласт (отдельные детали, покрытия, работающие в условиях воздействия разбавленных растворов минеральных кислот, солей и щелочей при температурах 60°С), тефлон (детали и покрытия, стойкие к воздействию фтористоводородной кислоты, серной н азотной кислот, а также растворителей при температурах до 300 °С).

Химические реакторы работают в условиях воздействия химически агрессивных веществ, высоких и низких температур и давлений, а также постоянного изменения ' концентрации и свойств реагирующих веществ. В этих условиях необходимо обеспечить механическую и химическую стойкость конструкционных материалов, что на практике достигается принятием особых мер для защиты материала реакционной аппаратуры от коррозии. Способы защиты реакторов от коррозии весьма разнообразны и могут осуществляться различными методами.

17.4. УСТРОЙСТВА ДЛЯ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ И ТЕПЛООБМЕНА В РЕАКТОРЕ

Перемешивание в химическом реакторе часто является необходимым условием для обеспечения его нормальной работы, высокой производительности и хорошего качества получаемого продукта. Способы перемешивания и его конструктивное оформление зависят главным образом от агрегатного состояния взаимодействующих веществ.

Перемешивание. Наиболее простыми устройствами являются приспособления для смешения газов, например сопло, инжектор, лабиринтный и каскадный смесители и т. д. 'Иногда для гомогенизации газовой смеси достаточно простой диффузии взаимодействующих веществ. Приспособления для смешения газов чаще всего устанавливают в одном корпусе с реактором (на выходе или внутри). Действия таких смесителей основаны на перемешивании^ путем диффузии в смешанных потоках, инжекции, турбосмешении.

Для перемешивания жидкостей, а также жидкостей с твердыми телами наиболее применим механический способ, осуществляемый с помощью различного,типа мешалок (пропеллерной, турбинной, якорной и т. д.) и шнеков. Кроме того, широко используется и пневматическое перемешивание, например с помощью пневматического смесителя или воздушного подъемника. Барботаж широко применяется для перемешивания в системе газ — жидкость. Для реакционных систем, состоящих из газов и твердых тел, предпочтительнее перемешивании при движении слоя твердого материала (д в и ж у щ и й с я с л о й, к и II я щ и й слой и т. д.).

Теплообмен. Химические реакторы можно охлаждать или нагревать различными методами. Выбор способа теплообмена в реакционном аппарате зависит прежде всего от температурных условий ведения химического процесса, а также от физических, теплофизических и химических свойств теплоносителя.

Различают два основных метода охлаждения или нагревания в реакторе — прямой и косвенный обмен теплотой.

В случае прямого теплообмена передача теплоты в реакторе осуществляется при непосредственном соприкосновении реакционной смеси и теплоносителя по одному из следующих вариантов: 1) необходимую теплоту получают непосредственно п реакторе, например путем экзотермической реакции или улектрического разряда; 2) перенос теплоты осуществляют с помощью частичного или полного испарения одного из компонентов реакционной смеси или с помощью эндотермической реакции; 3) теплообмен происходит за счет циркуляции теплоносителя в реакционном объеме.

Например, в полимеризаторах испаряют часть мономера, и при этом происходит поглощение теплоты, ббразующиеся пары мономера конденсируют в наружном конденсаторе (дефлегматоре) и снова возвращают в реактор. В процессах крекинга, протекающих в гомогенной фазе, углеводороды нагревают в реакторе до требуемой температуры перегретым водяным паром. При этом вследствие очень большого разбавления реакционной смеси водяным паром падение температуры в про-

аИсходныевеществаИсходныевещества
 | Теплоноситепь
Продукты г реакцииИсходныеПродуктыреакции

з*ч ГеШноси*

Теплоноси- м Исходные,

О

входные , ГШ-§ещсствйХ^ ¿ . 1\

, Продуктыо реакцииИсходныевещества I
реакции

вгщества1{\У.

 | =*^4ТеплоносительуИ-*..
Продуктыреакции

=Ьгч

Теплтситт

Рис. 17.10. Типы теплообменных устройств в реакторах смешения:

а — аппарат с рубашкой; б — аппарат с внутренним змеевиком; в — аппарат с наружным дефлегматором; г — аппарат с наружным теплообменником; д — аппарат с внутренним теплообменником

цсссе минимально. Для окисления оксида азота применяют охлаждение его в потоке холодной жидкости.

При косвенном теплообмене в реакторе теплоноситель и реагирующие вещества разделены между собой непроницаемой стенкой, через которую и происходит обмен теплотой. Поверхности теплообмена могут иметь различные геометрические формы (змеевик, рубашка, кольцо и т. д.) и располагаться как снаружи, так и внутри реактора. Поверхности теплообмена в реакционном пространстве, т. е. внутри реактора, используют в тех случаях, когда существует опасность коррозии, образования осадка или когда необходимо перемешивание реагирующих веществ.

Обогрев или охлаждение реактора снаружи в большинстве случаев осуществляется через рубашку.

В качестве примеров на рис. 17.10—17.13 приведены некоторые наиболее распространенные способы организации тепло*

реакции

реакцииТеплоноситель'
реакции реакции Теплоноситель

исходные } 6еи;хтба

 | Катализатор

\ ♦ * * *Вода
* * 1°оо00000 "о О ООО о *» .Ю о о О"и I» О о О 1 ‘ •> О ■, О °4=^

<г> х: а: £

ИЯ

* * V <

4=1-

--- Продукты

реакции

л'уорп/Кт и р«’»»км»|»л* »ытссмсммя:

^нЛмгниикси, л - и »тар пт с наружным юи/шобменииком; *д«*нцимн кшйыи. # *- ишщрмт с к;н.1.111 чатором в трубках; . моли р) Гном нрт трат I иг, г — пПи;|ра! комбинированного ч $ *«г* ли*яги||цм); ж*- шшлрлт <* полками и водяными » мД|«л)1»я1ор0; в — и пн <•!>«! I (коиифр'юр) с впрыскиванием га

___^ |  | 86
лп • • . | —«К»
ь * | 
V У | ♦«>

ж

Реакционные

газы

$

V'

эй

Горючие

гаш

JKJ

т

ш

л

Продукт

Г

Рис. 17.12. Способы обеспечения оптимальных температур в реакторах:

а — разделение на адиабатические секции; б — добавление холодных реагентов; в — введение инертного теплового агента; г — косвенный теплообмен; д — прямой теплообмен с реагентом; е =. использование движущегося (.взвешенного слоя); ж — регенеративный теплообмен

а

(А+В)

(А+В)

ш

в

О

соо-

Рис. 17.13. Типы перемешивающих устройств в .химических реакторах; о^ь сопло; б — горелка; о — мешалка; г — пневматический смеситель.

обмена и теплообменные устройства, применяемые в реакторах смешения И вытеснения, а также некоторые приспособления для перемешивания взаимодействующих веществ,

17.5. СРАВНЕНИЕ И ВЫБОР ТИПА РЕАКТОРА

Сравнение и выбор определенного типа реактора ~ сложная техническая задача, для решения которой необходим совместный анализ большого числа технологических и экономических факторов.

т

Одна из важнейших характеристик реактора — величина его удельной производительности, численно равная количеству основного продукта, получаемого с единицы реакционного объема в единицу времени (в случае гетерогенно-каталитических реакций объем продукта можно относить к единице массы катализатрра). Удельная производительность может иметь различные единицы измерения; кг/(м3-с), кг/(КГ-с) или кмолъ/(м3-с), кмоль/(кмоль-с).

Величина удельной производительности реактора связана непосредственно с кинетикой химического процесса и типом реактора. Для различных типов химических реакторов эта характеристика неодинакова. Сравнение иенрерывиодействующего реактора и реактора периодического действия показывает, что для достижения одной и той же величины удельной производительности и аппаратах требуется разное время. В последнем случае к чистому времени химического процесса т необходимо добавить дополнительное время то, связанное с периодичностью процесса и непроизводительными затратами времени (загрузка, выгрузка, охлаждение, разогрев и др.). Влияние дополнительного времени сильнее всего проявляется при проведении быстрых химических превращений, что делает явнр невыгодным использование в этом случае периодического реактора. Однако для реакций, протекающих медленно и в малом объеме, реакторы периодического действия распространены достаточно широко.

Известно, что количество теплоты, которое выделяется или поглощается в химическом процессе, всегда пропорционально количеству реагирующих веществ или, что то же самое, реакционному объему. Вместе с тем количество теплоты, подводимое или отводимое из реакционного объема, должно быть пропорционально поверхности теплообмена реактора. В свою очередь объем реактора -и площадь его поверхности неодинаково зависят от основного размера аппарата — его диаметра. Объем аппарата пропорционален его диаметру в третьей степени, а площадь' поверхности — только во второй. Отсюда следует, что с увеличением размеров аппарат;! (его реакционного объема) уменьшается удельный теплоеьем и нем, т. е. количество тепло-, ты, приходящееся па единицу объема реактора. Поэтому с увеличением реакционного объема тепловые условия работы реактора должны приближаться к адиабатическим, а в небольшом по размеру реакторе — наоборот, к изотермическим. Это значит, что при ограниченном (неинтенсивном) теплообмене с окружающей средой на практике целесообразно использовать реакторы большого размера (аппараты с большими реакционными объемами), а при интенсивном—-наоборот, с малыми реакционными объемами (небольшие аппараты). При выборе типа реактора основное значение имеют анализ кинетических факторов, их взаимосвязь, а также механизм процесса,

Сравнение выхода продукта в непрерывнодейсТЁующих реакторах идеального смешения и вытеснения (или периодически-дейсФвующего реактора идеального смешения), а также их реакционных объемов при постоянной степени превращения показывает, что в случае последовательных реакций целесообразно использовать реактор периодического действия или вытеснения. Однако если необходимо иметь интенсивный тепло- и массооб-мен между реагирующими веществами, то можно применить каскад реакторов с перемешиванием (при незначительном снижении выхода). Для последовательных реакций, когда продуктом служит промежуточное вещество, объем реактора вытеснения всегда меньше объема реактора смешения (при одинаковой степени превращения). Таково же соотношение между реакционными объемами реакторов в том случае, когда скорость реакции уменьшается вследствие накопления продуктов и, наоборот, когда по мере накопления продуктов скорость реакции возрастает (например, при автокаталитической реакции).

Для проведения простых реакций первого порядка в каскаде аппаратов идеального смешения их реакционные объемы должны быть постоянны, а когда реакции сложные и порядок основной реакции выше, чем побочных реакций, объемы аппаратов в каскаде постепенно увеличиваются. При дальнейшем понижении концентраций исходных веществ требуется меньший реакционный объем аппаратов смешения, чем объем аппарата вытеснения.

Для реакций, протекающих длительное время (например, полимеризации), наименьший реакционный объем будет при использовании каскада аппаратов с перемешиванием. Когда температура реакционной среды постоянна, а скорость превращения не зависит от состава реакционной смеси, величина необходимого реакционного объема аппарата не зависит от гидродинамического типа.

Относительная эффективность аппаратов вытеснения и смешения для реакций различных порядков приведена на рис. 17.14. Видно, что ее различие тем больше, чем выше степень превращения и порядок реакции. Следовательно, наиболее высокопроизводительны в большинстве случаев реакторы непрерыв-'Лого действия идеального вытеснения. Вместе с тем широкие распространение гетерогенных процессов, особенно сопровождаемых интенсивными эндотермическими реакциями, требует применения аппаратов с интенсивным перемешиванием нзанмодейсгвующих фаз. Для увеличения производительности таких аппаратов широко используют их секционирование или организацию каскада последовательно соединенных аппара-н)В. При выборе и сравнении реакторов по кинетическим характеристикам процесса часто пользуются зависимостью между величиной обратной скорости реакции и степенью превращения вещества. Этот метод позволяет подобрать оптимальный но производительности вариант аппаратурного оформления процесса для кинетического уравнения практически любого типа реакции.

Рис. 17.14. Относительная эффективность реакторов смешения и вытеснения для реакций различных порядков:

1 — нулевой; 2 — первый; 3 — второй; Опс, Опв - производительность реакторов смете-0,25 0,50 0,75 1,0 ния и вытеснения, соответственно; х — степень

& превращения

Большое влияние выбор тина реактора оказывает па селективность процесса, качество получаемого продукта, что объясняется прежде всего разным характером распределения концентраций реагентов и продуктов в реакционном объеме аппарата. Это особенно важно учитывать при проведении последовательных и параллельных реакций разного порядка. Например, при реакции полимеризации от типа реактора может в большой степени зависеть распределение молекулярных масс образующихся полимеров. Объясняется это тем, что реакция имеет вероятностный многостадийный характер (активация, образование цепи, ее рост, обрыв) и, следовательно, па качество продукта (распределение по молекулярным массам) основное влияние оказывают время пребывания и изменение концентрации в реакционном объеме. Эти факторы изменяются по-разному в реакторах различного типа. Например, в реакторе вытеснения трудно обеспечить высокое качество продукта, так как большой диапазон изменения времени пребывания по сечению аппарата при наличии высокой вязкости среды создает резкую разницу в степени полимеризации у стенки аппарата и по его осп. Поэтому наиболее распространенным типом реактора для таких процессов является аппарат смешения или каскад из таких аппаратов.

В заключение следует отметить, что существует общее правило, по которому на основе вида кривой степень превращения— селективность устанавливают связь между избирательностью химического процесса и его аппаратурным оформлением. Если эта зависимость нисходящая, то следует выбирать либо аппарат смешения периодического действия, либо аппарат вытеснения, а для реакций с возрастающей зависимостью — аппарат смешения непрерывного действия.

Однако на избирательность химического процесса большое влияние может оказывать также способ подачи реагирующих веществ в аппарат. Например, все реагенты вводятся одновременно для сохранения высоких концентраций, и, наоборот.

498

Тип реакции

Реактор вытеснения

Реактор смешения

Выбор типа реактора по селехтивности и способу введения реагентов

Реактор периодического действии

-*~С —*Э

(♦В)

с —

Зь

А+Ш)-

С+В>

I Ш

В

-»-С

А(+В)-

Я

-*-Х>

-►с

Б А

А + В

-»►в

~ч|_У

г+в>

п у

Л-

ОА>

В

^ г+В> <+В>

А——*-1)

гж

гшг

с*о

Рис. 1-7,15. Зависимость экономических показателей от уделшой производительности реактора:

1 — затраты на амортизацию и обслуживание; 2 —» условно-постоянные расходы; 3 — переменные затраты; 4 — себестоимость; 5 — доход

пасть реактора

постепенно вводятся для обеспечения низких концентраций, единовременно загружается один реагент и постепенно подается другой при сильно эндотермических превращениях. Оптимальные по селективности основные типы реакционных аппаратов и способы введения в них реагентов ■ представлены в табл. 17.6, из которой следует, что выбор реактора тесно связан

с механизмом сложно/! реакции, с отношением порядков основной п побочных реакции.

Кроме кинетических закономерностей процесса, которые являются одним из главных факторов при выборе и сравнении типов реакционных аппаратов, во многих случаях следует учитывать и экономическую эффективность: зависимость себестоимости продукта и ее слагаемых, а также доход от удельной производительности реактора (рис. 17.16). Эта необходимость объясняется тем, что, как было показано ранее, технологические условия (концентрация, температура, давление, соотношение реагирующих потоков и др.) могут по-разному влиять на такие показатели, как степень превращения, селективность, удельная производительность реактора, а следовательно, и на себестоимость продукта.

17.6. ПРИМЕРЫ АППАРАТУРНОГО ОФОРМЛЕНИЯ РЕАКТОРНЫХ ПРОЦЕССОВ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ

Ниже рассмотрено аппаратурное оформление различных реакторных процессов технологии неорганических и органических веществ 11 2 -II].

Реакторы технологии неорганических пеществ. Колонна синтеза аммиака под средним давлением (рис. 17.16) представляет собой аппарат контактного типа непрерывного действия, имеющий форму стального цилиндра с внутренним диаметром 1 —1,5 м, толщиной стенки до 175 мм и высотой 13 м. В верхней части аппарата расположена катали-заторная коробка с колосниковой решеткой, на которую загружается масса катализатора. Для поддержания равномерного теплообмена (распределения температур) в слое катализатора В него погружены теплообмённые устройства типа двойных трубок. Нижняя часть аппарата выполнена как многотрубчатый ¡теплообменник, что обеспечивает автотермичность процесса

Рис. 17.16. Колонна синтеза аммиака под средним давлением:

/ — теплообменник; 2 — колосниковая решетка;

Плг\д\/кть1Холодный

3 — теплообменные трубки; 4 крышка; 5 —* ка-* тализаторная коробка; 6 ~ тепловая изоляция;

7 — центральная трубка; 8 — корпус колонны

синтеза аммиака. Исходные продукты (азотоводородная смесь) поступают сверху, движутся но кольцевому пространству между корпусом и катализаторной коробкой (для снижения температуры стенок корпуса) и далее попадают в меж-трубное пространство теплообменника, где нагреваются теплотой прореагировавшего газа, идущего по трубам вниз. Затем реакционная смесь вводится через центральную .

—.........., трубку в верх катализаторной ко-

Хеазобая (аза'тоШордная “ робки, распределяется 110 ДВОЙНЫМ

смвсо) смесь) трубкам и проходит через слой ка

тализатора в нижнюю часть аппарата, в теплообменник, откуда выводится готовый продукт (газовая смесь, содержащая 16—20% аммиака).

Дополнительное регулирование температур в колонне осуществляется холодной азотоводородной смесью, подаваемой непосредственно в катализаторную коробку.

Колонна синтеза изготовляется из хромованадиевой стали, снабжена хорошей тепловой изоляцией. Производительность колонны— до 150 т/сутки и более при рабочем давлении 30 МПа.

Контактный аппарат, работающий под а т м о ■ сферным давлением (рис. 17.17), применяется в производстве разбавленной азотной кислоты, работает непрерывно при нормальном давлении с верхней подачей исходных продуктов (аммиачновоздушной смеси).

Газовая смесь поступает в картонный фильтр, состоящий из ряда кассет, расположенных в верхней части аппарата. После этого исходная смесь через специальные окна и входной конус направляется на катализаторные сетки.

Для более равномерного распределения газового потока по поверхности ка-

Рис. 17.17. Контактный аппарат, работающий под атмосферным давлением:

1 — нижняя часть аппарата, соединенная с парогенератором; 2 — катализаторная сетка; ¿—распределительная решетка; 4 — предохранительный клапан; 5 — картонный фильтр; 6 — слой металлических колеи

Рис. 17.18 Реактор (адиабатический 2

ыпшертор) для дегидрирования и йутилсиов:

/ - съемная корзина с насадоч-|ц.1ми кольцами; 2— люк для за*

|рузки катализатора; 3 — устройст* 7

un для смешения паров воды и п бутиленов; 4 — термопары; 5 —

• ло{) насадочных колец; 6 — люк Катализа-, 1И выгрузки катализатора

тализатора и поддержания одинаковой температуры устанавливается шсциальная распредели- конЭенсат ¡ильная решетка диамет- 8а$$кц ром 300 мм. Рабочая часть аппарата, называемая конвертором, имеет диаметр 2800 мм и состо- fyoiV"’w пт из трех катализатор- (кин-пых сеток общей поверх-ностью 24 м2. Сетки выполнены из платино-палладиево-родиевой нити диаметром 0,09 мм с числом отверстий 1024 шт. па 1 см2 поверхности. Они поддерживаются специальными устройствами (типа колосников), под которыми на решетке расположен слой высотой 250 мм из металлических колец размером 32X 32 мм. Назначение иого слоя состоит в аккумулировании теплоты и улавливании частиц платиновой пыли. Аккумуляция теплоты значительно облегчает пуск аппарата после его кратковременной остановки.

Нижняя часть рабочего объема реактора непосредственно соединяется с теплообменным устройством (например, котлом-утилизатором) и имеет жаростойкую футеровку.

Безопасность работы при повышении давления в системе обеспечивается предохранительным клапаном, находящимся в верхней части редуктора. Суточная производительность такого аппарата составляет 20 т окисляемого аммиака пли 50 т азотной К 1Н'ЛО I ы.

. Реакторы техно, им mi opi анических иеществ. Реактор (адиабатический к « > п и е р i о р) для дегидрирования н-бут п л сп о в (риг. 17.1 К) относится к аппаратам по-луперподического действия (периодическое переключение на регенерацию катализатора горячим воздухом.). По конструктивному устройству он представляет собой цилиндрическую камеру, заполненную в нижней части слоем колец, а в верхней—■ слоем катализатора.

Процесс дегидрирований является эндотермическим п требует подвода теплоты с перегретым водяным паром, который смешивается с исходной смесыо в специальном устройстве, расположенном при входе в верхнюю часть аппарата,

Для улучшения условий работы слоя катализатора под ним размещают объемную корзину с насадочными кольцами. Образующийся продукт (контактный газ с содержанием бутадиена 80—85 % в расчете на прореагировавший газ) выводится из нижней части аппарата. Реактор обеспечивает протекание процесса с отклонением от оптимальной температуры до ±25 СС.

Реактор типа многосекционной колонны для полимеризации и поликонденсац и и (рис. 17.19) применяют в процессах получения полистирола и фенолоформальдегидных смол. Он представляет собой аппарат смешения непрерывного действия, состоящий из нескольких последовательно соединенных между собой секций, каждая из которых снабжена мешалкой (с общим

Исходные веществаЦиркулирую щий изобутанНиспотаПродукты кислота.Исходныевещества81 Пары изобутана
Рис. 17.19. Реактор типа многосекционной колонны для полимеризации (получение полистирола) и поликонденсации (получение фенолоформальдегидных смол):1 — секция; 2 — мешалка; 3 — вал; 4 ~ патрубок; 5 — переточная трубка; в — охлаждающая рубашка

рис. 17.20. Многосекционный реактор алкилирования:

а — общая схема; б — отдельная секция; 1 — корпус; 2 — компрессор; 3 — слой насадоч* иых колец; 4 — насос; 5 — секция; 6 — пропеллерная мешалка; 7 — теплообменник; 8 отверстия для отвода паров; 9 —отверстия для отвода реагирующих веществ; 10 — диф« фузор; 11 — трубки

гис. 17.21. Электродуговая реакционная печь для пилучения ацетилена из углеводородов:

/ — шина; 2 — электрод; 3 — реакционная камера; 4 — заземленный электрод; 5 — реакционная Тру* ба; 6 — пусковой электрод; 7 — компенсатор; I — фарфоровый изолятор

 | Исходно а ~У|1 ¿ещестбзбоЗа

налом) и рубашкой для обогрева или охлаждения. Реакционная смесь постепенно проходит через все секции, перемещаясь по специальным псреточным трубкам.

Аппарат целесообразно использовать только для осуществления процессов химического превращения с малыми скоростями.

Многосекционный р е а к « тор а л к и л и р о в а н п я (рис.

* Продукты реакции

17.20) представляет собой последовательно секционированный аппарат со ступенчатым (точечным) подводом реагентов. Секционирование сокращает необходимый реакционный объем, количество циркулирующего сырья и позволяет более полно обрабатывать серную кислоту. Особенность аппарата этого типа заключается в том, что теплота отводится за счет частичного испарения сырья (изобутана).

Циркулирующий изобутан и серная кислота проходят последовательно через все секции, а исходный продукт (бутилен) разделяется на отдельные потоки в каждую из секций. Секции снабжены погружными насосами. Температура процесса регулируется скоростью испарения изобутана. Готовый продукт (углеводород) в отстойной (последней) секции отделяется от кислоты.

Электродуговая реакционная печь для получения ацетилена из углеводородов (рис. 17.21) представляет собой электродуговой реактор непрерывного действия. Исходные продукты вводят в цилиндрическую камеру по касательной под давлением 0,15 МПа..В камере газовый поток совершает вращательные движения со скоростью до 100 м/с н-под действием 'электрической дуги разогревается до 1600°С. Далее реакционную смесь направляют в вертикальную камеру (трубу), которую она проходит со скоростью ('.00 м/с. Образовавшиеся продукты па выходе быстро охлаждаются водой (закалка) .

Реактор потребляет мощность 7000 кВт и имеет производительность 4000 т ацетилена в год при степени превращения метана 50%.

воз

Раздел V

ГЛАВА 18

ИЗМЕЛЬЧЕНИЕ ТВЕРДЫХ МАТЕРИАЛОВ

18.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ

В настоящей главе рассматриваются процессы механического измельчения твердых материалов, используемых в химических производствах [15].

В многотоннажных отраслях промышленности (например, в цементной и угольной, в гидрометаллургии, в важнейших производствах пищевых продуктов — муки, сахара, растительных масел и т. д.) измельчение является одним из основных технологических процессов, причем наиболее -люргоемких.

В нашей стране подвергается измельчению более полутора миллиардов тонн в год различных материалов, на что затрачивается почти половина общего количества вырабатываемой энергии. Потому с техпоэкономической точки зрения следует всегда руководствоваться принципом: «не дробить ничего лишнего». Это значит, что необходимо строго регламентировать процессы подготовки твердого сырья (по размерам частиц) соответствующими стандартами, а также качество изготовляемого продукта по его дисперсности.

В табл. 18.1 приведены существующие классы измельчения и их средине характеристики (в зависимости от размеров частиц исходного и измельченного материала). Эти характери-

Таблица 18.1

Классы измельчения твердых материалов
Класс измельчения | Размер кусков до измельчения ¿¿н, мм | Размер кусков после измельчения йк, мм | Удельный расход энергии на измельчение -Муд.кВт-ч/т материала
Дробление: |  |  | 
крупное | 1000 | 125-250 | >
среднее | 250 | 20 | [ 2-5
мелкое | 20 | 1—5 | 
Помол: |  |  | 
грубый | 1-5 | отоо | 
средний | 0,1—0,04 | 0,005-0,015 | > 50-150
тонкий | 0,1—0,04 | 0,001-0,005 | 
коллоидный | <0,1 | <0,001 | 500-1000
Примечание, Данные по удельному расходу энергии на измельчение 1 т материала приведены для минерального сырья в производстве пигментов и наполнителей.

сгнки могут несколько отличаться в различных отраслях про-м ышленности.

Например, степень измельчения /, как правило, выражают отношением суммарной поверхности частиц продукта (измельченного, конечного материала) FK к суммарной поверхности частиц исходного (начального) материала F„:

i = F ¡JF н. (18.1)

Величины поверхностей Fк и Fн определяют ситовым анализом: поверхность всех частиц каждой фракции (снятой с сита, отверстия в котором имеют определенный размер) находят по ее массовому количеству G (в кг), среднему размеру d (в м) частиц и их плотности р (в кг/м3). Сначала определяют число частиц в одной фракции n = G/(p#), а затем, приняв поверхность одной частицы за поверхность равновеликого куба, т. е. f — 6d2, находят F = nf — &G/(dp), а суммарная поверхность частиц всех фракций пробы

FK. „ = Г, + F» + ... F¡. (18.2)

Пр иближеппо степень измельчения можно найти по отношению средних размеров частиц до и после измельчения.

Исли </„ п </к начальный н конечный размеры (наибольшие) кусков материала, то линейная степень измельчения:

/- -/„А/к. (18.3)

Объемная степень измельчения:

i 06 = <4/4- (18-4)

Часто для характеристики измельченного материала используют так называемый предел крупности-, верхний (4-di), нижний (—d2). Это означает: не мельче d\ и не крупнее d2.

Степень измельчения зависит, от прочности материала (чем прочнее материал, тем меньше должно быть отношение i), его твердости (абразивности) и хрупкости.

Соблюдают следующие значения при измельчении крупных и средних кусков / — .'i -г- Я, мелких — i = 10 — 30 (и более).

Прочность при сжатии и изломе оценивается для различных категорий материалов по напряжению (в Па-10 5): материалы с низкой механической прочностью—менее 100; особо мягкие материалы — 100—500; мягкие материалы — 500—1000; материалы средней прочности—1000—1500; прочные материалы—• 1500—1800; очень прочные материалы — более 1800.

Твердость (абразивность) материалов влияет не только на степень измельчения, но п.на износ рабочих частей измельчающих машин. Твердость оценивается по 10-балльной шкале Моо» са. Начало шкалы Мооса (0 баллов) относится к твердости талька, конец шкалы (10 баллов) — к алмазу. Например, для некоторых материалов твердость в баллах; графит — 0,5—1;

сульфат каления (гипс)—1,6—2,5; барит, доломит — 3—4; мрамор— 4—5; кварц — 7 (в зависимости от характера кристаллической структуры).

Хрупкость материалов оценивают по способности разрушать* ся при механическом воздействии без явной пластической деформации. Хрупкость некоторых материалов зависит от температуры. Следует также отметить, что измельчаемые материалы обычно обладают значительной неоднородностью прочностных свойств и анизотропностью структуры. Чем меньше размер куска (частицы), тем больше его прочность. При измельчении единичных кусков расходуется энергии примерно в 20 раз меньше, чем при коллективном измельчении материала с различной крупностью.

18.2. МОДЕЛИ МЕХАНИЗМА ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ

Все известные теории измельчения основаны на оценке расхода энергии на измельчение, являющегося основной характеристикой процесса (рис. 18.1). Наибольшее распространение получили: 1) поверхностная (теория Риттингера); 2) объемная (теория В. Л. Кирпичева [11]).

Поверхностная теория исходит из предположения, что работа, затрачиваемая на измельчение, пропорциональна размеру вновь образованной поверхности обрабатываемого материала.

Так как удельная поверхность кусков (или зерен) материала обратно пропорциональна их линейным размерам с/ (в м), то удельная работа измельчения А (в Дж/м3) выражается формулой;

"&5)

где йк и йн — конечный и начальный размер кусков, соответственно; К — опытный коэффициент затрат работы в Дж на 1 м2 поверхности материала, образующейся при измельчении (зависит от физических свойств обрабатываемого материала).

Формулу ^ 18.5) иногда представляют в виде;

Л = ^уд = бЛуд4(£-1). (18.6)

Здесь ^ = бйд (г — 1) — вновь образованная при измельчении поверхность (если представлять кусок измельчаемого материала в форме куба с ребром с'н); г — степень измельчения; Ауд — постоянная для данного материала удельная работа, затрачиваемая на образование единицы новой поверхности [аналог К в уравнении (18.5)].

Рис. 18.1. Зависимость удельно-

1 о расхода энергии от прироста поверхности при измельчении (по опытным данным):

/ — стекло; 2 — сланец; 3 — каменный уголь; 4 — тяжелый шпат; 6 — бурый уголь

О£ | 
Прирост noßepmcnju, м2/кг

$

I

I

о>

CtD

Теория Риттингера приемлема в случаях мелкого и тонкого измельчения материала истиранием, иногда резанием или распиливанием (когда можно считать, что объем измельчаемого материала не влияет на расход энергии).

Объемная теория предполагает, что расход энергии на измельчение пропорционален объему (или массе) куска материала, так как при измельчении работа тратится па деформации, предшествующие разрушению.

Согласно объемной теории, отношение работ А\ и Л2, затраченных на измельчение двух кусков, имеющих объемы Vt и V2, равно:

А\/А2 = V i/V 2 = Gi/Gj. (18.7)

Исходя из закона Гука, работу деформации (в Дж) материала при сжатии можно рассчитать но формулам:

a'i V1 а; О, а\С2

л' = -2(18-8) (18-9)

где (т„ — временное сопротивление сжатию, Па; Е — модуль упругости ма-ирна.ц, Па; G, u Gj—массы кусков измельчаемого материала, кг; р—< плотность мл M-pn.i.i.i, к г/м3.

Объемная теория достаточно хорошо согласуется с опытными данными при крупном и среднем измельчении, главным образом при ударе и раздавливании.

Для определения расхода энергии на измельчение материала предложено большое число эмпирических формул, авторы которых пытались учесть недостатки поверхностной и объемной теорий, приблизить результаты расчета к получаемым практическим данным. . '

Так, например, если в формуле (18.8) или (18.9) заменить ггв на разрушающее напряжение сгр (предел прочности), то объем, подлежащий измельчению, можно считать равным V — dh — dx (при I —*■ оо). Тогда работа, затрачиваемая ка

измельчение куска объемом й\ до частиц объемов

Формула (18.10) нашла применение при расчете расхода энергии только для щековых, конусных и валковых (с гладкими валками) дробилок, причем приходилось корректировать соответствующим образом величину ар.

Следует отметить, что величины сгр, Е и I могут колебаться в довольно широких пределах (ар и Е даже для таких материалов, как чугун, имеют значительные расхождения, не говоря уже о природных материалах).

Таким образом можно заключить, что в определенных условиях обе теории с достаточным приближением соответствуют экспериментальным данным и дополняют друг друга.

На практике для определения удельной полезной работы, которую нужно затратить на дробление и помол единицы объема материала часто используют формулы: 1) для дробления:

(18.11)

2) для помола:

(18.12)

Здесь Л'др — эмпирический коэффициент; йк и — средние размеры кусков измельченного и исходного материала; О — масса измельченного материала; ст., — коэффициент, учитывающий свойства материала при помоле.

В связи с известными трудностями измерения энергии, расходуемой на измельчение, на практике часто ограничиваются измерением энергии, расходуемой на привод дробилки или мельницы. При этом условно принимают, что между ними существует постоянное соотношение.

<8.3. СПОСОБЫ ИЗМЕЛЬЧЕНЯЯ

Для измельчения твердых материалов используют различные способы. На рис. 18.2 показаны схемы возможных способов механического измельчения. Наиболее часто из них применяют раздавливание, раскалывание, удар и истира-н и е.

Обычно измельчение осуществляется несколькими способами одновременно. Например, истирание обычно совмещается с раздавливанием, раскалыванием и иногда ударами. Истирание применяют для разрушения мягких и вязких материалов, при этом улучшается тонкое измельчение и перемешивание материала, однако вследствие увеличения расхода энергии происходит износ рабочих элементов измельчителя и, следовательно, загрязнение продукта.

а — раздавливание; б — раскалывание; 0 — разламывание; г — резание; О —распиливание; е — истирание; ж — стесненный удар; з — свободный удар

Ниже приведены рекомендации по выбору способа пзмель-чения в зависимости от физико-механических свойств мате

риалов:

Способ измельчения

Раздавливание, удар Раздавливание

Удар, раскалывание и истирание Истирание, удар и раскалывание

Характеристика материала

Прочный и хрупкий Прочный и вязкий Хрупкий, средней прочности Вязкий, средней прочности

18.4. СХЕМЫ ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ

Чем прочнее подвергаемый измельчению материал, тем меньше должна быть степень измельчения L Если необходимое отношение dH к dK превышает рекомендуемые значения i (см. стр. 505), то процесс измельчения проводят в несколько стадий (обычно различными измельчителями). На каждой стадии (рис. 18.3) кроме кусков нужного размера остается часть более крупных кусков и образуется некоторое количество мелочи. В связи с этим после каждой стадии материал подвергают рассеву: более крупные куски возвращаются на повторное измельчение, а куски требуемых размеров поступают на следующую стадию измельчения.

Рис. 18.3. Схема трехстадийцого измельчения твердых материалов; /—/■// — измельчители; ¡—4*~ сита для рассева

Исходный

Материал

1

V*

\г

Исходный

материал

Классификаций (предварительная>

Исходный

материал

Ьг

ЦР

&

$ I ^ *

Крупный Мелкии

(Верхний) (нимний)

/7/оо ?уюп Про дукт

Измельчение

Конечный

продукт

Исходный

материал

—ч

Измельчение

4

Классификаций I “ }

Крупный Мелкий.

(верхний) (ншкмий} продукт л/зоЗукт

Рис. 18.4. Схемы измельчения в один прием:

* грохот; 2 — дробилка

а — по открытому циклу; б — по замкнутому циклу; 1 *

Таким образом, установка для измельчения, как правило, состоит из нескольких последовательно расположенных измельчителей, между которыми устанавливают сита (или другие просеивающие или сортирующие устройства) и транспортирующие * устройства.

Схемы измельчения могут быть многостадийными или в один прием (рис. 18.4). Цикл их работы может быть открытым или замкнутым.

При измельчении в открытом цикле куски материала проходят через измельчитель только один раз. В открытом цикле проводят крупное и среднее дробление (в случаях, когда не лимитируется точный размер конечного продукта). При наличии мелочи в исходном материале ее предварительно отделяют и присоединяют к конечному продукту.

В замкнутом цикле измельчитель работает вместе с устройствами для рассева и транспортирования. Эти устройства позволяют непрерывно возвращать крупные куски па повторное измельчение. Такая схема применяется при тонком измельчении, когда требуется получить однородный конечный продукт.

При работе по замкнутому циклу можно уменьшить расход энергии па измельчение и повысить производительность оборудования. Количество материала, возвращаемого на повторное измельчение, колеблется в очень широких пределах — от 25 до 600 % исходного материала в зависимости от требований, предъявляемых к качеству продукта. Возврат обычно называют циркуляционной нагрузкой.

Тонкое измельчение или помол можно проводить сухим и мокрым способом. По мокрому способу измельчают водные суспензии материалов.

Измельчение можно также осуществлять: ультразвуковым методом (разрушение кусков вибрацией, резонирующей с их собственной частотой колебаний); гидравлической ударной волной, которая возникает при мгновенном разряде конденсатора; быстрой сменой высоких и низких температур; электрогидрав-лическим ударом; быстрым изменением давления (после насы-i.iriimi микропор водой при 200—300 °С); высокотемпературным нагревом (преципитацией) и т. д. Однако большинство но-пых методов измельчения не нашло промышленного применения.

(II. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ДРОБЛЕНИЯ

Классификация измельчающего оборудования очень условна. Но крупности измельченного продукта измельчители подразде-л »нот на дробилки крупного, среднего и мелкого дробления и пи мельницы топкого и коллоидного измельчения. Оборудо-каине для грубого и среднего помола (см. табл. 18.1) называют и дробилками, и мельницами, так как получаемый в них продукт может быть отнесен к различным классам (например, в литературе вальцовую дробилку часто называют мальцовой мельницей, мол'от'ковую мельницу — молотковой дро-Гтлкой).

В последнее время за основу классификации измельчителей i i али принимать способ измельчения — раскалывание, удар, и с-I крайне и т. д. По этому принципу оборудование для измельчения делят на шесть групп: 1) раскалывающего и разламывающего действия; 2) раздавливающего действия; 3) истирающе-раздавливающего действия; 4) ударного действия; 5) ударно-истирающего действия; 6) коллоидные измельчители.

Недостатками такой классификации являются трудность вы-м'ления в некоторых конструкциях основного способа измельчения, а также невозможность количественной оценки сопутствующих способов. Например, для оборудования истнрающе-раздав-.шиающего действия характерно измельчение ударом и т. д.

Рассмотрим класс измельчителей, предназначенных для крупного и среднего дробления. В большинстве случаев их отпоен i к оборудованию раскалывающего и разламывающего действии. При получении кускового материала они отличаются минимальным выходом мелочи.

()пн< ииаемыи класс измельчителей включает щековые, конусные (i■ирацкоииыг) и вальцовые дробилки.

Щгнпилм дроГииi*.i (рис. 18.Г)) раздавливает куски материала между iieinuiin,. п <н щёко/i / II подвижной щекой ,?, качаю-lUefliti пй осп J. <) . 11 iм у обороту мала соответствует полное качание подвижной Щеки. Месю загрузки материала п дробилку на шклют ти тып (зевом), место выхода материала — шпаль-Максимальный размах подвижной щеки — в шиальте. Ши-ркнп выпускного отверстия регулируется устройством, состоящим tu дну* клиньев.

II п-ЛолыинА ипюс наблюдается у щек дробилки (они сопри* кп<(| и с ншельчпемым млтериалчм). Их защищают от износк ткни, и ногопленными из прочной стали с добавками

Mnpi .i или ni о i Сел си но! и чу i yiiii.

Рис. 18.6- Схемы основных конусных дробилок: а, б — для крупного дробления; в — для среднего дробления; г — для мелкого дробления; 1,

Устройство щековой дробилки отличается простотой и надежностью.

Однако наличие неуравновешенных качающихся масс требует установки этой дробилки на солидные фундаменты. При работе щековой дробилки выделяется много пыли, конечный продукт недостаточно равномерен по составу.

Удельный расход энергии (в кВт-ч/т) на измельчение материала для крупных дробилок составляет 1,1; для средних — 1,3; для мелких ■—2,2.

Конусная дробилка может быть представлена в нескольких конструктивных вариантах: для крупного, среднего и мелкого дробления (рис. 18.6). Тип дробилки выбирается в результате экономического анализа схемы. Рабочими элементами конус-

а В

2 — внешний и внутренний конус, соответственно; 3 — ось;

4 — стекая

Рис, 18.5. Щековая дробилка? а — варианты крепления подвижной щеки; б — щековая дробилка с максимальным размахом щеки в шпальте; 1 — неподвижная щека; 2 — ось; 3 —• подвижная щека; 4 — съемная плита;

5 — вал; 6 — эксцентрик; 7 — подшипники; 8 — шатун; 9 — распорная плита; 10, ^—регулировочные клинья; 12 — бинт; 13 — тяга; 14 — пружина; /5 — маховое колесо; 16 — станина

/--наружный конус; 2 — вну-1|н']1пш'( подвижной конус; 3—

I фгрнчсская опора; 4 — деба-миеный вибратор; 5 — шарнирный вал; 6 — станина; 7 — амортизатор; 8 — опора; 9 — промежуточный вал; ¡0—компенсационная лепестковая муфта; // — клиноременная передача; 12 ~ электродвигатель

ной дробилки являются поверхности двух конусов, входящих один в другой. Внешний конус неподвижен, внутренний эксцентрично установлен на оси. При вращении внутренний конус дробилки в одной части описываемой им окружности приближается к неподвижному конусу, разрушая материал, а в противоположной части этой окружности измельченный материал высыпается через расширившуюся выходную щель.

За счет непрерывности выхода измельченного материала и большой его равномерности по составу производительность конусных дробилок выше, чем щековых. Одиако следует учитывать, что при малых производительностях и большой крупности исходных кусков может оказаться более экономичной щековая дробилка.

Конусная инерционная дробилка,. предназначенная для мелко! о дроблшим горных пород, строительных, огнеупорных, абра-.шнпых мл 1 (■ рI(; 1. и и; и г. д., приведена па рис. 18.7. Конструкция ее оглпчаетсл ш конструкции известных конусных дробилок применением шюрашра дебалнпспого типа в качестве привода дробящего конуса. Достоинства конусной пперцпоинон дробилки: I) обеспечивается степень измельчеппя до 18 (значение / может регулироваться от 4 до 18)1}; 2) отпадает необходимое п. сооружения массивных фундаментов; 3) исключается возрастание крупности продукта измельчения при увеличении раз-I ру.чочнои те.ш в результате абразивного износа футеровки;

I) обсспс!пинеIси пуск и остановка под нагрузкой; 5) исклю-

" II оЛычнмх конусных дробилках / = 3 — 6. 17 и. Г. Ромпнкон II Др.

чается перегрузка приводного механизма при попадании в камеру недробимых тел; 6) снижается удельный расход электроэнергии; 7) загрузка осуществляется самотеком, без дозирующих питателей; 8) сокращается число стадий дробления и т. д.

Конусные инерционные дробилки работают в замкнутом цикле. Их производительность по материалу средней твердости (например, крепкий известняк) для различных типоразмеров находится в пределах от 1 до 150 м3/ч (при влагосодержании исходного материала не более 4%). Крупность готового продукта — 2—12 мм.

Вальцовые дробилки также применяют для крупного, среднего и мелкого дробления. Материал измельчается между двумя вальцами, вращающимися навстречу друг другу (число вальцов может быть различным). Цилиндрическая поверхность вальцов может быть гладкой, рифленой, ребристой и зубчатой.

В зависимости от свойств исходного материала и вида вальцов степень измельчения I колеблется от 10 до 15 для зубчатых и от 3 до 8 для гладких вальцов. Окружная скорость вальцов — 3—6 м/с.

Схема зубовальцовой дробилки, предназначенной для крупного и среднего дробления хрупких и малопрочных материалов (уголь, кокс, соли и т. д.), представлена на рис. 18.8. Частота вращения вальцов — от 14 до 64 об/мин.

На рис. 18.9 показана гладковальцовая дробилка (раздавливающего действия, если частота вращения обоих вальцов одинакова, и раздавливающего действия с истиранием, если частота вращения вальцов разная).

Средний размер захватываемых вальцами кусков — меньше 0,05£)в, где Ов — диаметр вальца, м.

ИскоЭный материал
Рис. 18.8. Зубовальцовая дробилка:I — рама, 2— ось нескользящего валка; 3— нескользящий валок; 4 — зубчатые кольца; 5 -- скользящий валок; 6 — ось скользящего валка

Рис. 18.9. Вальцовая дробилка с гладкими вальцами:/ — рама; 2 — масленка; 3 — станина; 4 — ограничитель

1В.6. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПОМОЛА

Для измельчения тверд'ы^ материалов под воздействием ударных нагрузок используют измельчители различных конструкций: молотковые, центробежные, барабанные, пневматические и струйные.

Молотковые мельницы (рис. 18.10) относятся к числу простейших измельчителей ударного действия. Их применяют для измельчения различных хрупких материалов (известняк, полевой шпат, сланцы, гранит, шамот, шлак, уголь и т. д.); степень измельчения / = 10-М5 (в однороторных мельницах), dK ^ ^ 3 мм.

Производительность молотковых мельниц — 3—500 т/ч. Частота вращения ротора 580— J480 об/мин. Только крупногабаритные мельницы обладают реверсивным движением ротора. Молотковые мельни- > 2 з

цы бывают одно- и двухроторные, по расположению молотков — одно- и многорядные.

Дезинтеграторы (рис.

I8.ll) и дисмембраторы (рис. 18.12)—измельчители свободного ударного действия, применяются для измельчения мягких и хрупких материалов с низкой абразивностью (соли, мел, красители, сера, каолин и т. д.).

Риск 18.10. Молотковая мельница:

/ — корпус; 2 — вал; 3 — диск; 4 — отбойная плита; 5 — молотки; 6 — колос* никовая решетка 0

Рис, 18.11. Дезинтегратор:1 — станина; 2 — стойки с подшипниками; 3 — шкив; 4 — вал; 5 — ступица; 6 — приемная воронка 7 — кожух; 8 — диск; 9 — вальцы

Дезинтеграторами называют ударно-центробежные мельницы, в которых на двух вращающихся в разные стороны дисках жестко закреплены стержни (пальцы), являющиеся рабочими телами. Каждый ряд стержней одного диска расположен (с небольшим зазором) между двумя рядами стержней другого диска. Частота вращения дисков — 200—1200 об/мин1). Производительность— 0,5—20 т/ч.

Дисмембраторы отличаются от дезинтеграторов тем, что имеют только один вращающийся диск; второй диск остается неподвижным — это откидная крышка мельницы, по концентрическим окружностям внутренней поверхности которой укреплены ряды стержней различной формы. Частоты вращения диска — 3600—6000 об/мин.

Барабанные мельницы могут быть разных конструций: шаровые, трубные, стержневые, вибрационные и др. Они представляют собой вращающийся цилиндрический барабан, защищенный изнутри бронированными плитами и заполненный мелющими телами (шары, стержни, диски, морская галька и т.д.). Мелющие тела при вращении барабана прижимаются центробежной силой к его стенке, поднимаются, а затем падают или скатываются вниз, при этом измельчая (истиранием) загруженный материал.

Шаро вые мельницы (рис. 18.13) для тонкого измельчения бывают периодического и непрерывного действия, одно-и многокамерные, работающие по сухому и мокрому методу измельчения. Диаметр загружаемых шаров — 25—175 мм, размеры кусков исходного материала — менее 65 мм. Производительность шаровых мельниц определяется опытным путем в зависимости от размеров барабана, массы мелющих шаров, коэффициента заполнения, свойств измельчаемого материала, необходимой тонины помола и частоты вращения барабана.

'> В новых конструкциях до 6000 об/мян.

* корпус; 2 — откидная крышка; 3 —* пп.-м.цы откидной крышки; 4 — прием-

11 пи коронка; 5 — диск; 6 — пальцы лиокл: 7 приводной вал; 8— зажим-н.|•( гайка

В последние годы продолжается совершенствование конструкций и режима I' л боты шаровых мельниц.

Ьлрабан модифицированной мельницы состоит из двух конических днищ, цилиндрического и конического участков корпуса, благодаря чему в нем создается сложное турбулентное шижение материала и шаров со сложным (вращательным и продольным) движением.

Расчетом на ЭВМ определена оптимальная частота вращения барабана (в об/мин), составляющая 81—83% от критической, которую определяют из условия равенства центробежной силы н силы тяжести:

= 42,з/У^шГ, (18.13)

где ц — пиутромпии .111.1 мсI р (1лр.чп;111, м.

При п > пкр шары (пли другие рабочие тела) вращаются »месте с барабаном и их ударное депепше на измельчаемый материал становится минимальным.

I’*»» 1Н.13. Шаронам диафрагмовая мельница:\ к-рнус (бярлГши); 2 — плиты; 3 — зубчатый пенец; 4 — диафрагма; 5, // — торцевые ■г ¡ни. й — ппдшипник; 7 — разгрузочная цапфа; 8 — лифтеры; 9 — шары; 10— за-I \ НИИ цпифи

Рис. 18.14. Вибрационная мельница:

I — корпус; 2 — мелющие тела; 3 — дебалансный вал; 4 — пружинящая опора

Например, при измельчении цементного клинкера при степени заполнения барабана рабочими телами ф= 28 4-33% рабочая частота вращения составляет 70—76 % от критической.

При измельчении в более интенсивном режиме (ф = 35 4-Ч-40 о/о) рабочая частота вращения колеблется в пределах 74— 78 % от критической.

Потребляемая мощность также зависит от частоты вращения барабана:

N = CGDmn, (18.14)

где С — эмпирический коэффициент захвата (или С-фактор), зависящий от свойств материала, типа футеровки, коэффициента заполнения и т. д.

Диаметр шаров, загружаемых в мельницу, можно рассчитать по эмпирической формуле:

DM = b\gdK У<*н , (18.15)

где конечный размер кусков (dK) выражен в мкм, а начальный (du) — в мм.

Следует отметить, что шаровые мельницы, широко распространенные в химической и смежных отраслях промышленности, считаются наиболее экономичными для грубого и тонкого помола.

Вибрационная мельница (рис. 18.14) периодического или непрерывного действия используется для тонкого помола и является машиной ударно-истирающего действия. Цилиндрический корпус ее (V « 1 м3) находится на валу с дебалансом, расположенным эксцентрично относительно оси вращения, и вследствие этого передает вибрацию рабочим телам (<р = = 804-90%). Частота колебаний f — 1 ООО 4- 3000 об/мин, что соответствует частоте вращения ротора электродвигателя, а амплитуда а — 2 А мм: <¿„ = 2 4-3 мм и dK < 60 мм.

Несмотря на обеспечение достаточной тонины помола, вибрационные мельницы обладают рядом недостатков: низкой произ-

11 Обычно железным шарам,

Рис. 18.15. Коллоидная мельница:

/ nt п ры; 2 — подвижное кольцо;

.1 неподвижное кольцо; 4 — -прутики

нпдптельностью, большим н.июсом шаров, а следонательно, загрязнением и разогреванием образа i ынаемого материала.

Часто вибрации создают нежелательный шум в пехе. Таким образом, жеплуатация вибраци-ипиых мельниц требует in лишенного внимания

III К' I II.

Коллоидные мельницы (рис. 18.15) используют для измельчения частиц -материала до долей микрометра (или нескольких микрометров). Измельчаемый материал подается в мель-пин-. н миг суспензии с соотношением Т:}К от 1:2 до 1:6. Д|и in pi 111!\ н)1Ц!1'/1 срсчп используется для того, чтобы избежать ел и п.'I и п vi п (Mivii.'ii п 111.1 \ чае I пн, и, следовательно, коллоидное |[ <МеЛ1,ЧеНПе - Мокрое. При ном необходимо соблюдать требование: применяемая жткля ере ia не должна растворять дис-11»■ I м • 11 у и > фазу.

КI). мои, I п ые мельп....... изпмонляют конусными, роторио-

Сильными, с решетчатым ротром, пиброканитацнонными и т.д.

I IIAIIA V)

КЛАССИФИКАЦИЯ, ДОЗИРОВАНИЕ И СМЕШЕНИЕ ТВЕРДЫХ МАТЕРИАЛОВ

1М.1*»1оди КЛАССИФИКАЦИИ

Д 111.ч. ироцсес разделении однородного сыпучего

ми| тмине куском или ча< шц. Широко применяется

» <|1(1.1<и ни, так как по многих производствах пе-

I сырье и иыиускаемын продукт должны иметь

мглепныО дисисрспып ( и. ш гранулометрический)

ме ' .'icj'ii материала по размерам частиц оеуще-) чсмнс[м (механическая классификация) или

пси рлых частиц на си ах; 2) (iniiilt/tiuiuii (.пнев-

•■мй f«vc?*e имряжагт мпепшие доли (п.'ш 7о) содержащихся Ч»С|МЦ ((•«ЛИЧНЫХ |III.IM»'|)()U.

магической) классификацией, или сепарацией, — разделением смеси твердых частиц на фракции по величине скорости осаждения частиц в воздухе; 3) гидравлической классификацией — разделением смеси на фракции по величине скорости осаждения частиц в жидкости (воде).

Разделение смеси сыпучего материала с целью получения готового продукта с заданным дисперсным составом часто называют сортированием.

Классификацию используют и как самостоятельный процесс для ситового анализа — распределения частиц сыпучего материала по размерам.

Грохочение, сита и ситовой анализ

Грохочение (рассев, просеивание)1' заключается в том, что сыпучий материал разделяется на фракции просеиванием его через сита (грохоты) с определенным размером отверстий ё. Частицы, размеры которых меньше с!, проходят через отверстие (фракция —й, или проход), а более крупные остаются на сите (фракция -\-й, или сход).

Сита, являющиеся основной частью просеивающих устройств, изготовляют из плетеных сеток или штампованных решеток (табл. 19.1). Сита имеют размеры отверстий от 100 до 0,04 мм и, согласно ГОСТ 3584—73, обозначаются номерами, соответствующими размеру стороны отверстия сита в свету, выраженному в мм. Коэффициент полезного действия сита т] зависит от формы

Таблица 19.1

Основные характеристики сит

Живое

сечение

%

Форма и размер отверстий

Примечание

Сита

Материал

Плетеные Проволока

и тканые стальная, мед

ная, латунная; нить шелковая, капроновая, нейлоновая

Штампо- Листы стальные,

ванные медные, латун-

(пробивные) ные (плоские,

цилиндрические)

Квадратные или прямоугольные шириной от 10 до 0,15 мм

Продолговатые или круглые

До 70 В многотоннажных производствах используют сита с отверстиями. в поперечнике >100 мкм До 50 В мелкотоннажных производствах и для контрольных анализов используют сита с отверстиями < 100 мкм,но > 40 мкм

]) Термины «грохочение» и «грохот» используют при разделении крупнозернистых и кусковых материалов, «рассев» и «сита» при разделении мелкозернистых сыпучих материалов.

кусков и отверстий, влажности, толщины слоя материала, скорости его движения (г) < 90%). Сита, изготовленные штамповкой и.ч металлических листов толщиной б = 2 Ч-12 мм, называют решетами. Круглые или продолговатые отверстия размером . —10 мм штампуют расширяющимися книзу (во избежание ;абнвки). Для грохочения крупных кусков часто используют ¡¡сшетки — колосники из стержней трапециевидного сечения.

Ситовой анализ применяют для характеристики дисперсности сыпучей смеси. Пробу измельченного сыпучего материала можно разделить на несколько фракций, просеяв навеску через набор различных сит. Число фракций не должно быть менее 5 и более 20. Размеры частиц получаемых фракций ограничены размерами отверстий сита. Под размерами сита обычно понимают длину стороны квадратной ячейки, образуемой перепле-тепием ткани или сетки. Нижняя граница размеров ячеек сит но ГОСТ 3584—73 — около 40 мкм. Самые тонкие сита могут быть использованы- только для анализа хорошо просеивающихся (не слипающихся) порошков. Отношение размера ячеек сига к размеру отверстия последующего, более мелкого сита является постоянной величиной н называется модулем набора сиг'К Отношение суммарной площади отверстий к общей поверхности сита также остается постоянным и равным 36 % для всего ряда сит.

Полный ситовой анализ для определения степени дисперсности при машинном рассеве проводят в следующем порядке. Анализируемую пробу помещают на сито с наибольшими размерами ячеек в используемом наборе. Материал, прошедший через сито (проход), падает па следующее, более тонкое, и так до последнего, самого тонкого. Обычно при рассеве сита располагают одно над другим и разделяют пробу на фракции за одну операцию.

Результаты ситового анализа представляют графически в ми ю дифференциал!,ной кривой распределения, показывающей процентное со к ржаппе отдельных фракций в материале, либо и виде ингс>'рч11,цой [или кумулятивной) кривой распределения, изображающей суммарное процентное содержание всех фракций меньше (п.'ш больше) данного размера (рис. 19.1). Фракция, представленная па графике, точкой, соответствует среднему размеру зерна в ней, определенному как среднее арифметическое между размерами отверстий двух соседних сит (через одно отверстие фракция прошла, на другом задержалась) .

Средний размер часТиц рекомендуется выражать через средневзвешенный диаметр dcp; определяемый по аддитивности из

_ 4 _

‘) dnldn+i ■= У 2 или V2.

с— дифференциальная кривая распределения; б — интегральные кривые распределения; / — проход; 2 — остаток на ситс (сход)

ast-i-1__Л0 0,5 1,0 1,50 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5di, ммРис. 19.1. Результаты ситового анализа:

2,0

соотношения:

(19.1)

где nii, т2.....тп — массовые доли каждой фракции в пробе дисперсного

материала; du dt, d„ — средний размер частиц данных фракций (среднеарифметическая величина отверстии сита, через которое данная фракция прошла, и сита, на котором она задержалась), мм; г — число фракций.

Фракции (классы) сыпучих дисперсных материалов обозначают номерами сит. Так, если класс получен последовательно просеиванием на ситах с отверстиями 4 и 2 мм (№ 4 и № 2), то его обозначают так: —4 + 2 мм.

Характеристикой однородности состава дисперсного материала служит коэффициент отклонения Rq, определяемый следующим образом. Из размера отверстий сита dM, отвечающего содержанию 84 % на интегральной кривой остатков, вычитают размер отверстия di6, соответствующий содержанию 16 % на этой же кривой; полученную разность делят на удвоенный диаметр ¿so и умножают на 100, т. е.

(19.2)

Таким образом, при определении из общей массы анализируемого материала (навески) отбрасывают 16 % наиболее мелких и наиболее крупных фракций и в расчет принимают только оставшиеся 2/з сыпучего материала. Чем меньше коэффициент /?о, тем однороднее продукт.

Удельная поверхность материала. Для многих технологических процессов эта характеристика дисперсности удобна тем, что выражается только одной величиной. Зная величину удельной поверхности материала 5УД, можно легко определить сред ний диаметр частиц йср из зависимости

6
Здесь п — число частиц в пробе; 5Ч и Уч~ площадь внешней поверхности и объем частицы диаметром ¿ср> причем 5Ч = 0/(р,йср); б — масса пробы, или навески; р,, — плотность материала частиц.

(19.3)

Измерение удельной поверхности частиц осуществляют различными методами. Наибольшей простотой отличается фильтрационный метод, или метод определения БУЛ воздухопрони-цанием при давлении, близком к атмосферному (применим для частиц с ^макс ^ 5 мм). Метод основан на закономерностях ламинарного течения воздуха через слои сыпучего материала.

Типы грохотов

Грохочение (просеивание) сыпучего материала производится при движении кусков (или частиц) относительно рабочей поверхности грохота. Существует много типов грохотов, которые по форме сит можно разделить па две группы: плоские и барабанные (цилиндрические).

Плоские грохоты подразделяют па решетчатые, ситовые, колосниковые и валковые. Для предварительного грохочения (отделения мелочи пли слишком больших кусков) используют неподвижные грохоты с углом наклона 30—50°.

Рис. 19.2. Схемы ситовых грохотов:

а4

а — односитовый; б — многоситовый с горизонтальным расположением сит; в — многоситовый с вертикальным расположением сит; 1 — короб; 2 — сито; 3 — подвеска; 4 — опорная рама; 5 — привод

О

Рис. 19.3. Быстрокачающийся грохот с разносторонним уклоном сит:1 — опорная рама; 2 — эксцентриковый вал; 3 — двигатель; 4 —* верхиий короб с ситом; 5 — шатун; 6 — опоры; 7 — нижний короб с ситом

Наиболее распространены ситовые грохоты (рис. 19.2). По конструктивным особенностям и устройству привода ситовые грохоты делят на качающиеся, гирацмопные и вибрационные.

Плоский качающийся грохот (рис. 19.3) состоит из рамы 1, нижнего короба с ситом 7, верхнего короба с ситом 4, установленного на опорах 6, и приводного устройства, включающего эксцентриковый вал 2, шатун 5, двигатель 3 и клиноременную передачу. Эксцентрики привода верхнего короба находятся под углом 180° к эксцентрикам нижнего короба, благодаря чему сита движутся в разных направлениях при условии равновесия качающихся масс.

Разделяемая сыпучая смесь поступает на сито верхнего короба и, продвигаясь по нему, делится на две фракции: верхнюю , (крупную) и нижнюю (мелкую). Верхняя фракция в конце сита отводится по назначению, а нижняя из-под сита верхнего короба направляется в нижний короб. Двигаясь по ситу нижнего короба, эта фракция снова делится на две фракции: верхнюю и нижнюю. Таким образом, сыпучий материал делится на три фракции (класса). Их крупность определяется размерами отверстий в ситах верхнего и нижнего коробов.

Для того чтобы частица перемещалась вдоль, сита, минимальная частота вращения вала лмин (в об/мин) должна быть следующей:

^МЦН (Ф — а)/г, (19.4)

где ф — угол трения частиц материала, равный 32—35°; а — угол наклона сита, равный 10—12°; г — радиус кривошипа, м.

Наклон грохота, частота вращения эксцентрикового вала и длина хода сита, обеспечивающие достаточную производительность и оптимальную эффективность грохочения, устанавливаются экспериментально. Плоские качающиеся грохоты применяют для классификации сухим и мокрым способом сыпу-

Рис. 19.4. Схема гирадионного грохота:/ — короб; 2 — амортизатор; 3 — контргруз; сито; 7 — диск4 — рама; 5 — эксцентриковый вал; 5 -

^ ГГ'
г | 1 и У г | л |_|
/Ж |  | 

чего материала с размером кусков <50 мм. Частота вращения эксцетрикового вала составляет 300—500 об/мин.

Рис. 19.fi. Схема вибрационного грохота;/ — корпус; 2 — дебалапсы; 3 — сито; 4 — вал

Гиранионный грохот (рис. 19.4). Короб 1 с ситами 6 совершает круговые движения в вертикальной плоскости с помощью эксцентрикового вала 5. Концы короба сит соединяются с неподвижной рамой 4 пружинными амортизаторами 2. Центробежные силы инерции, возникающие при движении корпуса, уравновешиваются контргрузами 3 па симметрично расположенных дисках 7.

Вибрационный грохот (рис. 19.5) применяют для разделения кусковых материалов с начальным размером до 100 мм на две фракции, причем граница раздела фракций определяемся размером отверстии в сите. Обычно применяют плоское наклонное сито. Оно совершает (с помощью вибратора) 900—1500 колебаний в 1 мин с амплитудой а — 0,5 12 мм.

Вибрационные грохоты делят па механические (инерционные и ударные) и электромагнитные.

Барабанный грохот (рис. 19.6) представляет собой открытый с торцов барабан цилиндрической, конической или многогранной формы, выполненный из сетки или перфорированных стальных листов. Барабан установлен наклонно под углом 4—7° и вращается со скоростью' 0,6—1,25 м/с (конические барабаны устанавливают горизонтально). Отверстая в барабане в большинстве случаев увеличиваются по ходу материала (от мелкого к крупному).

Рис. 19.0. Схема барабанного грохота:1 — барабан; 2 — центральный вал

Пневмо- и гидроклассификаторы

Пневмоклассификаторы. В пневмоклассификаторах, иначе

называемых воздушными сепараторами, осуществляется разделение сыпучего материала на фракции чаще всего под действием гравитационных и центробежных сил.

Воздушные сепараторы подбирают по конструкции и типоразмеру к каждой мельнице, работающей в замкнутом цикле сухого измельчения для разделения материала на грубую (возврат) и тонкую (продукт) фракции.

а 5
Рис. 19.7. Воздушно-проходные сепараторы:

а — с цилиндрическим лопаточным колесом; б — с плоским лопаточным колесом; / — корпус; 2 — лопаточное цилиндрическое колесо; 3—секторный затвор; 4— центральный вал; 5 — лопатки; 6 — плоские лопаточные колеса; 7 — патрубок для выхода потока; 8 — приводной вал; 9 — распределительный конус; 10 — патрубок для входа материала, взвешенного в потоке воздуха

Рис. 19.8. Воздушно-циркуляционный сепаратор с замкнутой циркуляцией воздуха:

/ — внутренний конус; 2 — корпус; 3 — патрубок для удаления крупных частиц; 4 — патрубок для удаления мелких частиц; 5 — заслонка; 6 — колесо вентилятора; 7— распределительный диск

Рис. 19.9. Конический классификатор автоматического действия:

1 коромысло; 2 шириной клапан; 3 Яштпнга; 4 — пружина; 5 — конус; 6 — отводной рыча) ; 7 |р><; Я н 11 < > к цоп.ч.чнка; 9 приемная трупа; 10 — направляющая поплавка;

У/- иопллнок; 12 п])111'ММ1.|Г| карман; 13 огнидпоП ж ел об; 14 — диафрагма

Сепараторы делят па и о з д у ш п о - п р о х о д н ы е (рис. 19.7), и которых объединены сепаратор, циклон и вентилятор, и воз-душно-циркуляционные с замкнутым потоком воздуха (рис. 19.8).

Гидроклассификаторы гравитационно-центробежного типа работают по следующему принципу: при »ращении газового или жидкостного потока, несущего твердые частицы, более крупные частицы под воздействием центробежной силы перемещаются к периферии потока, а более легкие — в центр.

Простейшими аппаратами, действующими по этому принципу, являются циклоны и гидроциклоны (см. гл. 3).

Рис. 19.10. Спиральный классификатор с погружной спиралью:/ — рама; 2 — спускной штуцер; 3 — корыто; 4 — карман с желобом для слива; 5 — механизм подъема спирали; 6 — приемный лоток; 7 — спираль; 5 — привод спирали; 9 — ось поворота спирали; 10 — слив крупной фракции

Под действием гравитационно-инерционных сил ведется гидравлическая классификация в различных аппаратах. К наиболее распространенным гидроклассификаторам относятся:

1) м н о г о секционные класс и ф и к а т о р ы, в которых частицы разделяются на классы по крупности и плотности;

2) конические классификаторы (на рис. 19.9 показан конический классификатор автоматического действия); 3) реечные и реечно-чашевые, или гребков ые, классификатор ы; 4) спиральны е, или ш н с к о в ы е, классификаторы (рис. )9 10).

19.2. ДОЗИРОВАНИЕ

Дозирование сыпучих и жидких материалов — одна из важных операций во многих процессах химической технологии. От правильной организации дозирования и применения соответствующего оборудования во многом зависит качество готовой продукции и экономное расходование исходных материалов.

Дозирование заключается в определении заданного количества или дозы материала. Устройства, применяемые для этой цели, называются дозаторами.

Число наименований дозируемых материалов очень велико, и их технические характеристики очень разнообразны.

В табл. 19.2 приведена классификация дозируемых материалов по наиболее важным характеристикам, определяющим кон-

Таблица 19.2Классификация дозируемых материалов
Группа | Состояние материала | Размер частиц, мм | Насыпнаяплотность.кг/м3 | Подвижность
I | Кругшокусковый | > 150 | 600—2500 | Достаточная
II | Кусковый | 50—150 | 500—2000 | »
III | Мелкокусковый | 10—50 | 400-1500 | Достаточная; хорошая
IV | Зернистый | 0,5 — 10 | 300—1500 | То же
V | Порошкообразный | 0,05—0,5 | 200—1000 | Затрудненная *
VI | Пылевидный | <0,05 | 100—500 | Очень затрудненная *
VII | Хлопьевидный | Волокна,чешуйки,хлопья | 50—300 | То же
VIII | Жидкий | — | — | Хорошая
IX | Вязкий жидкий | — | — | Достаточная
X | Пастообразный | — | — | Очень затрудненная
* Характеристика подвижности порошков и пылей «затрудненная», «очень затруднен
ная» объясняется склонностью материалов в | таком состоянии к слеживаемости, образова-
нию сводов. Для прохождения через дозатор эти материалы требуют вспомогательных устройств — побудителей, питателей и т. д.

Углы естественного откоса некоторых материалов
Материал | Угол естественного откоса, град | Материал | Угол естественного откоса, град
в покое | в движении | в покое | в движении
Антрацит | 45 | 27 | Руда | 50 | 30
Глина | 45 | — | Сахар сырой | 70 | 50
Гравий | 40 | 30 | Сода | 50 | 40
Земля | 40 | 30 | Соль каменная | 50 ■ | 40
Зола сухая | 50 | 40 | Уголь: |  | 
Известняк | 45 | 30 | бурый | 50 | 40
Кокс | 55 | 45 | мелкий | 45 | 30
Мел (порошок) | 50 | 40 | Цемеиу | — | 40
Песок крупный | 30 | — | Шлак | 50 | 35
 |  |  |  |  | ---

струкцпю дозатора: насыпной плотности материала, размеру; п форме (состоянию) его частиц. Знание насыпной плотности (>ппо дозируемого материала необходимо для определения: основных размеров важнейших узлов дозаторов: весовых бункеров, впускных воронок, шпателей, а также для выбора вели-, чипы дозы. Колебания насыпной плотности зависят от гранулометрического состава и влажности материала.

На выбор конструкции дозатора оказывают влияние и другие свойства дозируемого материала: размер частиц, угол естественного откоса, слежнваемость, комкуемость, склонность к сводообразованию и др. Так, наибольший размер частиц служит основанием для выбора сечения выпускных отверстий бункеров и т. д.; угол естественного откоса а характеризует сыпучесть материала и зависит от его зернистости, влажности, температуры и т. д.

В табл. 19.3 приведены средние значения угла откоса некоторых. материалов.

При повышении влажности обычно увеличивается а й уменьшается р„ас, что часто влечет за собой изменение сыпучести материала, способствуя образованию комков и сводов. Однако в некоторых случаях повышение влажности приводит к обратным результатам, т. е. к увеличению сыпучести. Например, при увеличении влажности апатитового концентрата от

О до 1 % резко возрастает его порозность, от чего сыпучесть повышается в несколько раз. При дальнейшем росте влажности

11 Насыпная плотность всегда меньше действительной плотности из-за наличия пустот между частицами материала, заполняющего данный объем. Колебания насыпной плотности одного и того же материала могут достигать 200—250 %.

порозность изменяется мало, а угол а продолжает увеличив ваться и, следовательно, сыпучесть ухудшается.

Для оценки подвижности сыпучего материала используют также коэффициент подвижности т. Для идеально сыпучей среды приближенно:

т = I + 2р - 2! V1 + 2^, (19.5)

где / — угол внутреннего трения (для идеально сыпучей среды / = 1да).

Бункеры и затворы к ним

Бункеры представляют собой емкости-хранилища для сыпучих материалов. Обычно они имеют коническую, пирамидальную или цилиндро-коническую форму. Выгрузка материала из емкости бункера производится через днище с выпускным патрубком, к которому крепится разгрузочное устройство — затвор или питатель. Для равномерной разгрузки бункера угол наклона его стенок к горизонту должен быть больше угла естественного откоса материала (см.табл. 19.3).

Затворы для открывания и закрывания выпускных отверстий бункеров имеют самые разнообразные конструкции. Наиболее широкое распространение в химических производствах получили плоские (простые рычажные и реечные) и секторные (односекторные и двухсекторные, или челюстные) затворы. На рис. 19,11 показан простой рычажный затвор, на рис. 19.12 — односекторный затвор.

Практически на выходной поток материала из бункера через отверстие можно воздействовать: 1) изменением геометрического размера отверстия (затвора); 2) изменением условий вхо

да материала в отверстие с помощью насадок.

Часто бункеры имеют специальное назначение. Так, неотъемлемой частью всех установок для очистки газов от пыли являются пылесборные бункеры. Особенно важное значение они имеют для работы циклонов.

При проектировании нестандартной конструкции бункера необходимо предусмотреть, чтобы боковые стенки бункера отстояли от кромки пылеотводящего отверстия не менее, чем на два диаметра последнего. Пылеотводящее отверстие конуса циклона должно быть утоплено ниже верхнего плато бункера примерно на ’/з своего диаметра.

Для удаления уловленной пыли из бункеров-предназначены

Рис. 19.11. Простой рычажный затвор:

I — задвижка; 2 —■ бункер; 3 — рычав

Рис. 19,12. Односекторный затвор:

1 — сектор; 2 — корпус; 3 — рычаг; *

4 — ^ яга

2-

пылевыгрузочные устрой* ства, включающие пылевые затворы и приспособ- < ления для транспортирования пыли.

Пылевые з а т в о -р ы должны обеспечивать регулярную выгрузку пыли при пониженном или повышенном давлении в бункере без нарушения герметичности. Негерметич-ность пылевых затворов, как отмечалось, может полностью нарушить работу пылеуловителя. Если затвор не обеспечивает регулярного вывода пыли из бункера, создастся опасность забивания аппарата пылью.

Пылевые затворы (рис. 19.13) бывают непрерывного и периодического действия-. К первым относятся мигалки с плоскими и конусными клапанами, шлюзовые затворы и шнеки, ко вторым— шиберные и шаровые затворы.

Автоматически действующие плоские и конусные мигалки (рис. 19.1.4, а и б) работают за счет уравновешивающего контргруза. Применяют мигалки одинарные и двойные.

В плоской мигалке уплотнение достигается за счет столба пыли определенной высоты в пылеспускном желобе. Когда нарастающий вес столба пыли над клапаном достигнет некоторой величины, клапан опрокидывается, сбрасывает пыль и возвращается под воздействием веса контргруза в исходное положение.

а

^ т4^

1-

я

А Л ч Ах

тогу

Рис. 19.13. Схемы пылевых за^ творов:

"Щ,

а — одинарная и двойная плоская мигалка; б — одинарная и Двойная конусная мигалка; в —• шлюзовой (лопастной) затвор; й — шнековый затвор с пылевой цробкой; д — шнековый затвор <6 буфером; шиберный затвор; ж — шаровой затвор

В мигалках с коническим клапаном сброс пыли осуществляется через кольцевой зазор между образующими конуса и кромками пылеспускного стояка. Угол раскрытия конуса составляет 90°, а при работе на влажных пылях он уменьшается до 60°, В момент открытия одинарной мигалки резко нарушается герметичность.

Более высокую герметичность обеспечивают двойные затворы. Уплотнение в них достигается за счет столба пыли между двумя поочередно срабатывающими клапанами.

Одинарные мигалки применяют, когда перепад давления между бункером и пылеотводящим трактом не превышает 1000 Па. При большем перепаде давления (до 2000 Па) устанавливают двойные мигалки.

В сравнении с автоматически действующими мигалками шлюзовой и шнековой затворы, снабженные электрическими приводами, более надежны в эксплуатации и обеспечивают более высокую герметичность выгрузных устройств.

Шлюзовой (лопастной) затвор (рис. 19.13,в) пригоден для выгрузки слабослипающихся и неслипающихся пылей. Для сохранения герметичности зазор между концами лопастей и внутренними стенками корпуса затвора не должен быть .более 0,2 мм.

Более надежную герметичность системы обеспечивают шнековые затворы. Отличительные особенности затвора с пылевой пробкой (рис. 19.13, г) —винт с переменным шагом и довольно массивная крышка в торцевой части корпуса шнека. Между винтом и крышкой создается уплотняющая пробка из выгружаемой пыли.

Герметизирующая пылевая пробка образуется также и у шнекового затвора с буфером (рис. 19.13,(3) примерно в середине шнека, где удалено несколько витков винта.

Шибер ные и шаровые затворы работают периодически и открываются вручную. Они удобны в эксплуатации и пригодны для всех видов пылей. При изготовлении шиберных затворов (рис. 19.13, е) должны быть обеспечены легкое скольжение задвижки и тщательная ее пригонка. Шиберный затвор можно устанавливать при перепаде давления до 300 Па и температуре до 350—400 °С.

Шаровой затвор (рис. 19.13, ж) при хорошей подгонке сегмента к седлу пылевыпускного отверстия обеспечивает герметичность при перепаде давления до 1500 Па. При невысокой температуре седло может быть уплотнено с помощью резиновой прокладки.

Специальное назначение имеют весовые бункеры, служащие емкостью для дозируемого материала во время его взвешивания. Конструкцию бункера (и затвора) определяют условия его расположения на дозаторе, свойства дозируемого материала и спо-

Рис. 19.14. Выпускные затворы весовых бункеров:

а — автоматического дозатора; б —с принудительным открыванием; / — дно • бункера}

2 — противовес; 3, 5, 6 — рычаги; 4 — пневматический цилиндр

соб дозирования. На рис. 19.14 приведены выпускные затворы весовых бункеров.

Дозаторы

Во многих технологических процессах применяют специально сконструированные дозаторы, обеспечивающие хорошее прохождение материала, заданную производительность и точность дозирования. В качестве примера такого дозатора на рис. 19.15

Таблица 19.4Характеристики механических ленточных дозаторов непрерывного действия
Характеристика | Для мелкокусковых материалов | Для зернистых и порошкообразных материалов
Максимальная производительность, т/ч | 15 | 45 | 100 | 0,6-12
Ширина ленты, мм | 600 | 600 | 900 | 750
Скорость ленты, м/с | 0,14 | 0,28 | 0,28 | 0,15-0,6
Наибольшая нагрузка ра 1 м ленты, кг | 30 | 45 | 100 | 20
^асыпная плотность материала, кг/м3 Габаритные размеры, мм: | 1600-3500 | 2000 | 1800 | 180-800
дойна | 3780 | 3810 | 3490 | 4015
ширина | 1100 | 1536 | 1390 | 1260
высота | 1220 | 1100 | 1260 | 1000

Рис. 19.15. Весовой дозатор для цементаг

1 — весовой бункер; 2, 8 — затворы; 3,6 — рытаги» 4 — заслонка; В — весовой шкаф; 7 — рама дозатора

приведен ручной дозатор для цемента. Изготовляют ручные, полуавтоматические и автоматические дозаторы для воды, песка, минеральных удобрений, соды и других химикатов. В табл. 19.4 приведены характеристики механических ленточных дозаторов непрерывного действия (рис. 19.16).

Питатели

Для подачи сыпучих материалов в сушилки, дробилки и другие аппараты из бункеров или дозирующих устройств используют питатели различных устройств и назначения. Так, например, только в технике измельчения нашли применение цепные, пластинчатые, ленточные, лотковые, маятниковые, тарельчатые, барабанные и шнековые питатели. Наиболее распространенные

Таблица 19.5Характеристика питателей
Типы | Движение | Дозируемые | Регулировка | Обеспечениепостоянства
питателей | рабочих органов | материалы | подачи | потока
 |  | материала | материала
Барабанные | Вращательное | Грубые порош | Отсутствует | Выдержи
 | по горизонталь | ковые, зерни |  | вается в гру
 | ной оси | стые, мелко-кусковые |  | бых пределах
Лотковые | Колебательное | Крупнозернистые, кускооые |  | Отсутствует
Ленточные | Тяговое | Хлопьевид | » | »
(транспор |  | ные, волокни |  | 
терные) |  | стые. кусковые |  | 
Шнековые | Винтовое | Порошковые,мелкозернистые |  | Выдерживается без резких отклонений
Т арельча- | Вращательное | То же | В небольших | Выдержи
тые | по вертикальной оси |  | пределах | вается с небольшими ко* лебаниями
Электрови- | Вибрация | Порошковые, | В значитель | Выдержи
брациоиные |  | зернистые,кусковые,хлопьевидные*пастообразные | ном диапазоне | вается достаточно точно

ем

Рис. 19.16. Ленточный дозатор с качающимся транспортером:1 — транспортер; 2 — рычаг; 3 — секторная заслонка

из них показаны на рис. 19.17. В табл. 19.5 приведены сведения об условиях их применения.

19.3. СМЕШЕНИЕ

Смешение мелкозернистых материалов, порошков, а также паст и вязких масс осуществляется в аппаратах разнообразных конструкций, которые можно разделить на три группы: 1) смесители с мешалками; 2) барабанные смесители; 3) смесительные валки и бегуны. Все аппараты для смешения могут быть периодически- и пепрерывнодействующими.

Смесители с мешалками. На рис. 19.18 приведены схемы скоростных смесителей периодического действия, которые могут работать с пропеллерными, дисковыми и другими мешалками. Скоростные смесители с двумя мешалками и рубашкой ¡(рис. 19.19) часто работают как двухступенчатые. На рис. 19.20 представлен скоростной смеситель с планетарно-шнековой мешалкой (частота вращения вала мешалки 1—2 об/мин, а шнека 40>-60 об/мин). Все эти смесители нашли применение в лакокрасочной и других отраслях химической промышленности для образования паст и смешения мелкозернистых материалов.

Барабанные смесители периодического действия также получили широкое распространение и отличаются разнообразием конструкций. Известны барабанные смесители цилиндрические (вращающиеся на горизонтальном или вертикальном валу), многогранные (обладающие также измельчающими действием),- цилиндрические с коническими днищами, типа «пьяная бочка» и т. д.

На рис. 19.21 изображен двухлопастный смеситель для паст. Рабочий объем таких смесителей 200—1000 дм3. 2-образные лопасти изогнуты вдоль их горизонтальной оси по винтовой линии и вращаются в противоположных направлениях. Соотношение скоростей вращения лопастей 1 : 2.

Барабанные смесители изготовляются также и пепрерывнодействующими (рис. 19.22). Непрерывподействующими смесителями валкового типа являются двухчервячные машины

tö.

ф

а — барабанный; б — барабанный секторный; в — лотковый; г —ленточный; д — шнека« вый; е — тарельчатый; ж — электровибрационный; 1— цилиндрический полый барабан, имеющий 12 ячеек-желобов; 2, 6 — воронки; 3 — чугунные шары, способствующие полному высыпанию материала; 4 -г- вал; 5, 11 — барабаны; 7, 16 — скребки; 8 — секции (п ~ 3 12); 9 — кривошипный механизм; 10, 19— лотки; 12 — бесконечная лента; 13 —

корпус; 14 — шнек; 15 — шкив или редуктор; 17 — манжета; 18 — тарелка; 20 — станина; 21 — лапкн для крепления питателя болтами к раме; 22 — электровибратор; 23 — рессоры

Рис. 19.18. Скоростные смеси' тел и.

и — с пропеллерными мешалками (верхняя со скоростью 10— 15 м/с обеспечивает псевдоожижение материала, нижняя — интенсивную циркуляцию); б — с дисковыми мешалками; 1 — корпус; 2 — верхняя мешалка; 3 — нижняя мешалка; 4 — отбойная лопасть

I | 
Рис. 19.19. Скоростной смеситель с рубашкой и клапаном с гидравлическим приводом для разгрузки материала:

1 — корпус; 2 — рубашка; 3 — нижняя двухлопастная мешалка; 4 — верхняя мешалка (кольцо, закрепленное на эксцентрично посаженном ступице; к кольцу сбоку прива* рены две короткие лоласти с углом наклона к горизонту 45°); 5 — разгрузочное устройство

Рис. 19.20. Смеситель (усреднитель} е плйиетарно-тнеко-вой мешалкойг

1 — корпус; 2 — разгрузочный клапан; 3 т~ шнек; 4 —г зал мешалки; 5 — привод мешалки

Рис. 19.21. Двухлопастный смеситель с 7-образными лопастями:

/ — привод; 2 — станина; 3 — корпус; 4 — лопасть; 5 — крышка; 6,7 — подшипники; 8 ■ противовес

а

XXX-
Рис. 19.22. Смесительные барабаны непрерывного действия:

о —смеситель с вращающимся лопастным барабаном (саморазгружающийся); б — двух« ступенчатая смесительная установка; /—дозаторы; 2 — шнек; 3 — вторичный смеситель

J — винт с малым шагом; 2 — винт с боль* ниш шагом; 3 —«улаЧки; 4 — ваЛ Йин^а (Че£* пяка)

Рис. 19.24. Гравитационный ударно-распылительный смеситель:

1 — приемные патрубки; 2 — наклонные жело« Г»а; 3 — корпус; 4 — отражатель (уда'рно-расч иылителБный наконечник); 5 — винтовое креп-* .чеине; 6 — конусообразное днище; 7 — за* дгзижка; 8 — приемник; ,9 — стяжной болт;

10 — станина

(рис. 19.23), широко распространенные в различных конструкционных вариантах.

Гравитационные смесители.

Для смешения сыпучих материалов получило развитие направление создания смесителей, не имеющих движущихся частей.

Установлено, что смешение материалов в топких слоях обеспечивает лучшую эффективность, чем смешение в большом объеме (например, во вращающемся барабане).

На рис. 19.24 показан гравитационный ударно-распылительный смеситель (для хорошо сыпучих материалов). Смеситель особенно пригоден для хорошо сыпучих хрупких и легко истирающихся материалов. Гравитационные смесители используют для материалов с углом есте* ственного откоса а < 40° (для них коэффициент подвижности т > 0)25).

Г Л А В А 20

ПЕРЕМЕЩЕНИЕ ТВЕРДЫХ МАТЕРИАЛОВ

Для транспортирования твердых материалов (сырья и продуктов) на химических предприятиях используют внутризаводской транспорт, включающий подъемно-транспортные устройства или сооружения.

Для транспортирования сыпучих (зернистых, кусковых и т. д.) материалов применяют механические транспортные устройства различных конструкций (как непрерывного, так и периодиче-

ского действия). Для перемещения порошкообразных сыпучих материалов часто используют пневмотранспорт — транспорт потоком газа (воздуха) в разреженной или плотной фазе. Пневмо-транспортированию по горизонтальным и вертикальным трубопроводам подлежат сухие неслипающиеся материалы с размерами частиц <С 20 мМ.

Наряду с пневмотранспортом в некоторых областях техники и химической технологии получил распространение гидротранспорт— быстрое перемещение больших масс зернистых материалов по трубопроводам потоком жидкости (воды). Частицы твердого материала должны иметь небольшой размер по сравнению с диаметром трубопровода.

Кроме сыпучих материалов на производстве часто приходится перемещать штучные грузы — кирпич, металл, различные виды упаковки (мешки, ящики, бочки с сырьем или продукцией). Для перемещения штучных грузов широко используют электрокары, краны, скипы, скреперы, эстакады и т. д.

20.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ТРАНСПОРТНЫХ УСТРОЙСТВ

Все транспортирующие устройства для твердых материалов на предприятии делятся на 1) непрерывнодействующие, которые перемещают материал непрерывным потоком, и 2) периодически-действующие, которые перемещают материал отдельными порциями (дозами). Механические транспортные устройства первой и второй групп предназначаются (по направлению перемещения в пространстве) для вертикального, горизонтального и смешанного перемещения сыпучих материалов.

Механические транспортные устройства

для вертикального и смешанного перемещения

Для вертикального перемещения сыпучих материалов на химических производствах служат элеваторы (см. рис. 20.1, а), состоящие из станины, верхнего ведущего барабана, нижнего натяжного барабана, цепи (ленты) е карманами (ковшами).

Конструкция барабанов зависит от конструкции цепи'или ленты |). При использовании короткозвенных калиброванных корабельных цепей барабан изготовляют с канавкой посредине, при использовании шарнирных цепей — в виде звездочек. Для предотвращения обратного хода барабана во время остановки элеватора на одном валу с барабаном устанавливают храповые колеса с защелками («собачками»).

Нижний барабан отличается от верхнего тем, что он снабжается натяжным приспособлением.

*> Ленточные элеваторы применяют для транспортирования легких материалов на небольшую высоту.

Рис 20.1. Схемы механических транспортных устройств для непрерывного перемещения сыпучих материалов:

а — элеватор; 6 — скребковый транспортер с погружными скребками (сплошного волочения); я — винтовой транспортер; г —ленточный транспортер; 1 — кожух; 2 — лента (цепь); 3 — ковши; 4 — транспортная цепь; Ь — ролики; 6 — скребки; • желоб; 8 — разгрузочный патруоокт

9 — винт (щнек); № — натяжной барабан; 11— приводной барабан

Ковши имеют форму трехгранной призмы для обеспечения высокой степени заполнения и полного высыпания материала в сторону от шахты элеватора. Обычно их изготовляют из листовой стали толщиной 2,5—3 мм. Высота подъема материала элеватором— до 40 м. Скорость движения ленты или цепи хю— = 0,9 -г- 1,5 м/с.

Для перемещения тяжелых крупнокусковых материалов, а также материалов абразивного действия применяют тихоходные элеваторы с ш = 0,4—0,6 м/с. В этих элеваторах во избежание ссыпания материала в кожух ковши располагают один за другим непрерывно, так что материал, при разгрузке в приемный желоб, скользит по задней стенке предыдущего ковша. Поэтому такие элеваторы называют чешуйчатыми. Для их разгрузки иногда применяют наклонные (под углом 45—70°) элеваторы.

Переходная конструция от вертикальных к горизонтальным транспортным устройствам — ковшевой (или кольцевой) конвейер. Он отличается тем, что с его помощью материал может перемещаться и в горизонтальном и вертикальном направлениях, а также возможностью производить загрузку и разгрузку материала в любой точке горизонтального участка конвейера. Ковши (объемом около 10 дм3) крепятся к цепи шарнирно, с расположением точки подвеса выше центра тяжести ковша. Линейная скорость ковшей да « 0,3 м/с, коэффициент наполнения ф = 0,65.

К устройствам смешанного типа можно отнести скребковый транспортер с погружными скребками (рис. 20.1,6). С его помощью можно перемещать сыпучие материалы по горизонтали и под любым углом наклона к горизонту. В герметичном кожухе (круглого или прямоугольного сечения) такого транспортера движется непрерывная (закольцованная) цепь или лента с закрепленными на ней скребками. Транспортер собирается из нормализованных узлов и отличается отсутствием пыления (исключены потери продукта). Скребковые транспортеры применяют для перемещения сыпучих материалов (например, ильменито-вого концентрата, пигментов и т. д.) на расстояния до 20 м со скоростью хю — 0,25 0,75 м/с. Их .недостатком является боль

шой износ движущихся частей, а также истирание хрупких материалов.

ляет собой открытый или закрытый желоб, в котором вращается вал, снабженный по всей длине косопоставлепными (по спирали) лопастями или винтовой- поверхностью. Материал поступает в загрузочное отверстий и перемещается виутри желоба, удерживаясь силой тяжести и трением о стенки от вращения вместе со шнеком. Выгрузка осуществляется через отверстие в дне желоба.

Винтовые транспортеры применяют для перемещения сыпучих материалов на расстояние до 40 м.

Ленточный транспортер (рис. 20.1, г) трудно поддается герметизации. Он состоит из бесконечной ленты, скорость движения которой ш — 0,5 -г- 2,5 м/с для сыпучих материалов н до = — 0,75 -т- 1,5 м/с для штучных грузов. Лепта непрерывно движется вокруг двух барабанов (приводного, соединенного с двигателем с помощью редуктора или другого привода, и натяжного, служащего для натягивания ленты). Обычно ленту изготовляют из нескольких слоев резины и хлопчатобумажной ткани, при перемещении горячих материалов — из тонкой стальной ленты или сетки. Ширина ленты может быть равной 400; 500; 650} 800 и 1000 мм.

Ленточные транспортеры могут перемещать сыпучие или штучные материалы на расстояние до 150—200 м. Угол наклона к горизонту должен быть не более 22°.

Пластинчатые транспортеры по устройству аналогичны ленточным. В этом случае лента состоит из шарнирных цепей с прикрепленными к ним пластинами, па которых располагается транспортируемый материал. Па шарнирах цепей находятся ролики, которые катятся по направляющим, укрепленным на станине транспортера. При транспортировании сыпучих материалов пластины снабжаются бортами. Пластинчатые транспортеры применяют для перемещения круппокусковых материалов (а также материалов с высокой температурой) на расстояние до 150 м со скоростью т = 0,25 -4- 0,75 м/с. При наличии поперечных перегородок на пластинах угол наклона транспортера к горизонту может достигать 40—50°.

Пластинчатые транспортеры применяют в тех случаях, когда неприменимы ленточные.

Пневмо- и гидротранспорт

Пневмотранспорт. Достоинства пневмотранспорта: 1) герметичность перемещения; 2) гибкость трасс; 3) возможность полной автоматизации процесса; 4) небольшие капитальные затраты на строительство. Эти достоинства позволяют считать пневмотранспортирование сыпучих материалов одним из наиболео прогрессивных способов внутри- и межцехового транспорта. Кроме того, возможность транспортирования горячих, а также токсичных и дорогостоящих материалов с большой скоростью

Рис. 20.2. Схемы пневмотранспорта при чо > №ун:а — низкоиапорный; б — средненапорный всасывающий; в — средне- и высоконапорный;/ — вентилятор высокого давления; 2 — эжекционное заборное устройство; 3 — секторный питатель (затвор); 4 — бункер; 5 — транспортный трубопровод; 6 — циклон; 7 — рукавный. фильтр; 8 — ротационный вакуум-насос; 9 — ротационная воздуходувка или компрессор; 10 — вентилятор

делает пневмотранспорт незаменимым в различных отраслях химической промышленности.

Различают пневмотранспорт: 1) в разреженной фазе при скорости газа выше или равной скорости уноса (ни ^ гиун)\ 2) в плотной фазе при ш < иуун.

В зависимости от расходной концентрации твердой фазы |х, равной отношению массовых расходов материала Ом и газа Сг, т. е.

И = Ом/Ог> (20.1)

условно различают пневмотранспорт с высокой и низкой концентрацией.

Классифицируют пневмотранспорт и по порозности е (е—■ объемная доля газа в объеме слоя): 1) при е > 0,99 — транспорт в разреженной фазе; 2) при е « е0 — транспорт в плотном слое 1К

Схемы пневмотранспортных установок (в разреженной фазе) делят на низконапорные (вентиляторные), средненапорные (всасывающие или нагнетательные) и высоконапорные (нагнетатёль-ные) — см. рис. 20.2.

Скорость двухфазной системы потока воздуха со взвешенным в нем материалом обычно до = 20 -ь 30 м/с.

Низконапорный пневмотранспорт (рис. 20.2, а) работает с замкнутым циклом потока воздуха и отличается простотой применяемой воздуходувной машины (Др = 7ч~10 кПа), а также отсутствием необходимости в рукавном фильтре. Вентилятор высокого давления 1 подает воздух в заборное устрой-

*

ч Известен также пневмотранспорт с затормцдаеиным слоем и поршневой пневмотранспорт.

ство 2 эжекциониого типа. Образующаяся взвесь материала по трубопроводу 5 поступает в циклон 6, где осаждается 95—98 % транспортируемого материала. Воздух с небольшим содержанием унесенной пыли из циклона возвращается в вентилятор 1.

Длина нагнетательного трубопровода может достигать 20—■ 30 м, высота подъема материала—10—15 м. Размер транспортируемых частиц—10—15 мм, допустимая концентрация материала — 0,5—2 кг на 1 кг воздуха.

Средненапорный пневмотранспорт. Схема средненапорного всасывающего транспорта приведена на рис. 20.2, б. С помощью питателя материал непрерывно поступает в транспортный трубопровод, и взвесь перемещается в циклон. Воздух перед поступлением в вакуум-насос обеспыливается в рукавном фильтре.

Схема средненапорного нагнетательного транспорта представлена на рис. 20.2, в. В отличие от схемы, изображенной на рис. 20.2,6, воздух нагнетается в транспортный трубопровод; кроме того, рукавный фильтр работает под небольшим давлением.

Следует отметить, что в средненапорном пневмотранспорте в качестве воздуходувных машин применяют ротационные вакуум-насосы, создающие напор Др да 0,05 МПа, а также ротационные воздуходувки (Др да 0,13 МПа). Материал в таких установках можно транспортировать на расстояние до 100 м, концентрация материала составляет 5—40 кг/кг воздуха.

Высоконапорный и и е в м о т р а п с и о р т. По схеме, приведенной на рис. 20.2, в, воздух может подаваться в установку с помощью компрессора, что позволяет резко повысить концентрацию материала в 1 кг воздуха, а также увеличить длину транспортного трубопровода.

Пневмотранспорт в плотной фазе (при да < шун) обычно осуществляется в так называемых аэро- и пневможелобах (рис. 20.3). В нижней части желоба установлено газораспределительное устройство 2, изготовленное из ткани, пористых керамических плиток или металлической перфорированной пластины. Воздух (или другой транспортирующий газ), очищенный от пыли, подается под промежуточное дно и, проходя через газораспределительную решетку, образует в пространстве 3 взвешенный (кипящий) слой сыпучего материала. Сыпучий материал приобретает во взвешенном состоянии текучесть и легко перемещается по желобу в направлении уклона (2,5—6°, наиболее часто 4°). Обычно желоб сверху герметически закрыт. В тех случаях, когда воздух не имеет дальнейшего применения, желоб затягивается сверху фильтрующей тканью. В пневможелобах материал может перемещаться!) по горизонтали на большие

'> Обычно легко слеживающийся материал типа цемента, соды, угольной пыли, моющих порошков, огарков и т. д.

Рис. 20.3, Пневможелоб (А —Л —поперечное сечение):1 — корпус; 2 — газораспределительная решетка; 3 — слой

расстояния — до 1км при'скорости 0,5—2,5 м/с (в зависимости от угла наклона желоба и толщины слоя). При этом развивается напор 3—5 кПа. Пневможелоб может быть использован также в качестве теплообменника — для нагрева или охлаждения твердой фазы.

Кроме пневможелобов, сыпучие материалы часто транспортируют в плотном слое при повышенном давлении (0,13—

0,8 МПа) транспортирующего агента (рис. 20.4). В этом случае расходуется сравнительно небольшое количество газа, а плот-

._ность сыпучего материала в

^¿¡ь/мабые транспортной трубе ириблн-

I гам жается к плотности неподвиж-

(на транс-порт)

" ного слоя (относительная концентрация смсси находится в пределах от 5 до 400 кг материала на 1 кг газа).

При использовании пневмотранспорта для персмеще-'2 ния сыпучего материала сле

дует учитывать, что не каждый сыпучий материал можно перемещать любым способом пневмотрансторта и это не-

Рис. 20.4. Транспорт в плотном слое {на установке каталитической переработки нефтепродуктов «Гиперформинг»*):

I — реактор; 2 — транспортная линиа, в которой регенерируется катализатор

Рис. 20.5. Воздушно-водяной подъемник . -План.

(маммут-насос;.

ВоЗа с сын у-чим мате--риалам

Воздух

Части трубы: 1 — всасывающая; 2 —*

опорная; 3 — выбрасывающая; 4 — кольцевая коробка

большое изменение влажности может повлиять на подвижность материала.

Гидротранспорт применяется для перемещения сыпучих и кусковых материалов в струе воды. Его достоинством является высокая скорость транспортирования больших масс материалов. Основной недостаток—относительно большой расход воды, а также необходимость специальных устройств для отделения сыпучего материала от воды. Необходимо отметить, что этот вид транспорта применим для материалов, не боящихся воды.

Гидротранспортные установки могут быть: 1) низконапорными (напор воды <0,5 МПа) в открытых каналах; 2) высоконапорными (под давлением подаваемой воды 2,5—6 МПа) в трубах (Ар = 0,15-т-0,7 МПа).

Гидротранспортные установки могут перемещать сыпучий ма-' териал на расстояние более 1 км.

Существуют смешанные схемы гидротранспорта: внутри цеха • перемещение идет по низконапорной схеме в открытых каналах, а за пределами цеха, на большее расстояние— по высоконапорной схеме в трубах.

При перемещении (подъеме) сыпучего материала на неболы шие расстояния (приблизительно до 10 м) используют воздушно-водяные подъемники (маммут-насосы). На рис. 20.5 приведена схема водушно-водяного подъемника, представляющего собой и-образную трубу, у которой одно колено короче другого почти в два раза. Труба состоит из трех частей: всасывающей /, опорной 2 и выбрасывающей 3. Внизу (на выбрасывающей части) находится кольцевая ' коробка 4, на внутренней стенке Которой расположены щели, через которые внутрь трубы

нагнетается воздух под давлением. К этой коробке примыкает труба для подвода сжатого воздуха от компрессора. Нижнюю часть устройства располагают в колодце так, чтобы открытый конец всасывающего колена был на одном уровне с нижней частью гидравлического транспортера (желоба); конец выбрасывающего колена соединен с приемником материала при помощи наклонного желоба (с решеткой для отделения воды).

Смесь воды и твердого материала из транспортера поступает в короткое колено. По закону сообщающихся сосудов она поднимается в длинном колене до того же уровня. При подаче воздуха через кольцевую коробку в нижнюю часть высокого колена плотность тройной системы (смеси воды, сыпучего материала и воздуха) становится меньше, вследствие чего уровень смеси в высоком колене поднимается соответственно уменьшению плотности. Кроме того, давление, под которым находятся пузырьки воздуха, по мере продвижения их вверх с сыпучим материалом н водой уменьшается и достигает при выходе атмосферного.

Таким образом, в подающем колене пузырьки воздуха, расширяясь, действуют как поршни насоса, поднимая и выбрасывая смесь. Воздушно-водяным подъемником можно подать смесь на значительную высоту. Существенным препятствием является необходимость опускать подъемник в колодец на глубину, равную примерно высоте подъема, так как иначе смесь может прорваться в короткое колено.

20.2. РАСЧЕТ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ И РАСХОДА ЭНЕРГИИ ТРАНСПОРТНЫХ УСТРОЙСТВ

Производительность транспортных устройств

Для непрерывнодействующих транспортных устройств в пред положении, что сыпучий материал перемещается непрерывным потоком, производительность можно рассчитать, используя уравнение расхода (см. гл. 1): V = 5Х’/7, где V — расход перемещаемого материала, м3/с, ш — линейная скорость перемещения материала, м/с, Т7-—площадь поперечного сечения потока, м2.

Массовая производительность й (в кг/с):

в = ^ рнас *“■ РРнас> (20.2)

где р„ас — насыпная плотность материала, кг/м3.

Насыпную плотность слоя сыпучего материала приближенно можно рассчитать по формуле:

Риал = Рд (1 в),

Здесь рд — истинная (действительная) плотность твердого материала, кг/м3; ь — порозность слоя.

Для свежезасыпанного (неслежавшегося) слоя материала, находящегося в неподвижном (непродуваемом) состоянии, е = = е0, где е0 — начальная порозность слоя (для шарообразных монодисперсных частичек ео ~ 0,4).

Для ленточных, пластинчатых, скребковых транспортеров по-разному рассчитывается площадь поперечного сечения потока материала (для определения Р в каждом случае применяют соответствующие эмпирические формулы).

Массовая производительность й (в т/ч) транспортера в производственных условиях:

О = ЗбОО^гефиасф. (20.3)

где ф — коэффициент заполнения несущего органа транспортного устройства (табл. 20.1).

Таблица 20.1Значения коэффициента заполнения ц
Транспортное устройство | ф | Примечание
Транспортер: |  | Меньшие значения ф — для
пластинчатый | 0,5— 1 | мелких кусков, большие — для
скребковый | 0,5-0,9 | крупных
вибрационным > | 0,5-0,8 | 
Шнек: |  | То же
горизонтальный | 0,2-0,7 | 
при угле наклона до 30° | 0,54 | 
» » » « 37 — 40° | 0,45 | 
» » » « 41—45° | 0,43 | 
Элеватор | 0,7-0,9 | Для заполнения ковша

Для ленточных транспортеров:

= (0,96 -0,05)2/18, (20.4)

где Ь — ширина ленты, м.

Для желобчатых лент величина И примерно в два раза больше, чем определяется по уравнению (20.4).

Для пластинчатых транспортеров:

/• = ЪК (20.5)

где Ь — ширина пластин или желоба, м; /г—высота бортов у пластин или желоба, м.

Формула (20.5) применима, и для вибрационных транспорте-1 ров, только в этом случае к — высота слоя материала в желобе. Для винтовых транспортеров и шнеков: Р = я/)2/4, где Б — диаметр винта, м. С учетом диаметра с? вала шнека: Р = = л(£>2 - й2)/4.

Скорость продвижения материала по длине шнека (в м/с) !

ХШ = 5И/60,

где я — ход витка шнека, м; п — частота вращения вала шнека, об/с.

Массовая производительность шнека б (в т/ч):

О = 60 4«Ярнасф = 15я (£>2 — й2) 5/фнасФ*

Производительность элеваторов рассчитывают, подставляя в формулу (20.2) вместо ^ отношение объема ковша X (в м3) к расстоянию между ковшами I (в м):

а = 3600 (и//) Ифнас.

Мощность, расходуемая в транспортных устройствах

Мощность на валу двигателя Ы0 (в кВт):

N а = (¡VI + N2 "I" АГ3) К з + Л^4. (20.6)

Здесь Л% — мощность, затрачиваемая на подъем материала; Ы2— мощность, затрачиваемая на преодоление вредных сопротивлений трения при перемещении материала; N3 — мощность, затрачиваемая па преодоление сопротивления ленты или цепи (при холостом ходе); — мощность, затрачиваемая на работу сбрасывающего устройства; Л'3 — коэффициент запаса на неучтенные сопротивления, зависящие от длины Ь транспортера (К3 = 1,2 при £ < 16 м; Лэ = 1,1 при Ь 15 -г- 30 м; А'3 - 1 при Ь > 45 м; си. также

табл. 20.2).

В уравнении (20.6) (в кВт):

Ы1 = СЯ/367; Л'о = Д-.О/./367; Ы3 = К2шЬ/367,

Значения поправочных коэффициентов Ки К2, К3

Таблица 20.2
Т ранспортное устройство | К■ | К\ | Кз | Примечание
Транспортер
ленточный ширина ленты 400 ммширина ленты | 0,054 | Кг = 1 (о) 5,26,4 | 1,0—1,2 | 
500 мм
ширина ленты |  | 10,4 |  | 
800 мм
ширина ленты |  | 17 |  | 
1200 мм
пластинчатый | 0,11 | 48 Ь + А | 1,1 | А = 50 Ч- 80
скребковый | — | 0 | 1 | См. табл. 20.3
БИНТОВОЙ | 1,2-4 | 0 | 1 | Меньшие значе* ния К\— для не-истирающихся материалов
вибрационный | 6-10 | 0 | 0 | /С 2 «= кй (СМ, табл. 20.4)
Элеватор | 0 |  | 1,15

Производительность О, т/ч | Транспортер | Производительность О> т/ч | Транспортер
с роликовыми цепями | с безролнко-выми цепями | с роликовыми цепями | с безролико-выми цепями
4,5 | 2,25 | 4,2 | 27 | 1д | 1,9
9 | 1,7 | 3,0 | 36 | 1,05 | 1,7
18 | . 1,3 | 2,25 | 45 | 0,7 | 1,6

где О — производительность, т/ч; Н - | -высота подъема, м; 367 | = 3600/9,81;
¿ — длина транспортера; Ль Д2 — опытные коэффициенты сопротивления
(табл. 20.2); | ш — скорость движения, м/с. |  | 
Величина Л/4 зависит от типа сбрасывающего устройства:
Сбрасывающее устроЛстно |  | N4, кВт | 
Ножевое |  | 0,01 вь | 
Барабанный сбрасыватель | 0,225(^0 —^4»)+ 0,0050
Барабанный самоходный сбрасыватель 0,275 (Л'0 — /у'4н) + 0,0056+0,4
Здесь С — производительность, т/ч; Ь— ширина ленты, м; N4к— для
ножевого сбрасывающего устройства. |  |  | 
Мощность электродвигателя N (в кВт) рассчитывают по фор
муле: |  |  |  | 
 | N = | Ы0К/ц, |  | 
где К = 1,1 | -т-1,4 — коэффициент, учитывающий условия работы транспор-
тера (меньшие значения—при легких условиях работы); 11 = | 0,6 -и 0,85 —
к, п. д. привода. |  |  | 
 |  |  | Таблица 20.
Значения 6 для элеваторов |  |  | 
Производи |  |  | Элеватор | 
тельность в, | Ковши |  |  | 
т/ч |  | ленточный | одноцепной | двухцелной
< ю | Обычные | 0,84 | 1,24 | 
 | Чешуйчатые | — | — | —
10-25 | Обычные | 0,7 | 0,91 | 1,36
 | Чешуйчатые |  | 0,77 | —
25-50 | Обычные | 0,63 | 0,68 | 1,13
 | Чешуйчатые | 0,58 | 0,59 | —
50-100 | Обычные | 0,56 | 0,57 | 0,91
 | Чешуйчатые | 0,53 | 0,49 | 0,77
>100 | Обычные | 0,39 | — | 0,68
 | Чешуйчатые | 0,48 | “ | 0,63

Общая литература

1. Плановский А. И., Рамм В. М., Каган С. 3. Процессы и аппараты химической технологии. 5-е изд., пер. и доп. М.: Химия, 1968. 847 с.

2. Романков П. Г., Курочкина М. И. Примеры и задачи по курсу «Процессы и аппараты химической промышленности»: Учеб. пособие для техникумов. Л.: Химия, 1984. 232 с.

3. Романков П. Г., Курочкина М. И. Расчетные диаграммы и номограммы по курсу «Процессы и аппараты химической промышленности»: Учеб. пособие для техникумов. Л.: Химия, 1985. 56 с.

4. Стабников В. Н., Баранцев В. И. Процессы и аппараты пищевых производств. 3-е изд., пер. и доп. М.: Легкая и пищевая промышленность, 1983. 328 с.

К разделу /. Гидромеханические процессы и аппараты

5. Романков П. Г., Курочкина М. И. Гидромеханические процессы химической технологии. 3-е изд., пер. Л.: Химия, 1982, 288 с.

6. Черкасский В. М. Насосы, вентиляторы, компрессоры. М.: Энергия, 1977. 424 с.

К разделу II. Тепловые процессы и аппараты

7. Михеев М. А., Михеева II. М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977, 342 с.

8. Ромашов П. Г., Фролов В. Ф. Теплообменные процессы химической технологии. Л.: Химия, 1982. 288 с.

К разделу III. Массообменные процессы и аппараты

9. Кафаров В. В. Основы массопередачи. М.: Высшая школа, 1979. 439 с. 10. Романков П. Г. и др. Массообменные процессы химической технологии. Системы с твердой фазой/П. Г. Романков, Н. Б. Рашковская, В. Ф. Фролов. Л.: Химия, 1975. 336 с.

11 .Лыков М. В. Сушка в химической промышленности. М.: Химия, 1970, 432 с.

К разделу IV. Химические процессы и реакторы

12. Кутепов А. М. и др. Общая химическая технология/А. М. Кутепов,

Т. Н. Бондарева, М. Г. Беренгартен. М.: Высшая школа, 1985, 448 с.

13. Смирнов Н. Я., Волжинский А. И. Химические реакторы в примерах и

задачах. 2-е изд. Л.: Химия, 1986. 224 с.

14. Смирнов Н. Й. Реакторы в химической промышленности, М.: Высшая

школа, 1980. 72 с.

К разделу V. Механические процессы и аппараты

]5 Сиденко П. М. Измельчение в химической промышленности, М,: Химия, 1977, 368 с.

ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ

Абсорбенты 32-1, 326 Абс-орбцпоп.....о холодильные маши

ны 278, 289, 290 Автомодельная область течения по-тока 53 Адсорбат 385 Адсорбенты 385 сл.

Адсорбер(ы)

в виде трубчатого теплообменника 400, 401 со слоем адсорбента движущимся 397 неподвижным 396, 397 псевдоожиженным 397 Адсорбтив 385 Адсорбционная влага 404 Азеотропная смесь 343, 360 Активные углн 387 Алюмогели 387

Анизотропная турбулентность' 33

Аниониты 389

Аппарат(ы)

выпарные 248 сл. для молекулярной дистилляции 351, 352

для перемешипппня нсныотопов-ских жидкостей 175, 17(> идеального вытеснения 45 идеального смешения -15, 40 копдуктнниые 123 ~ контактные 302, 303, 487, 500, 501

мембранного разделения 118, 149 пленочные 320 V роторные 362, 363 с индукционным электронагревателем 218 с мешалками 174 сл. с погружными горелками (АПГ) 238,, 239, 245, 260, 261 с принудительным ' движением слоя попита 402, 403 с рубашкой н мешалкой 233 с циркулирующим слоем ионита 403

Барботаж 71, 259, 260, 493 Барботажные абсорберы 337, 338 Барботажный (пенный) пылеуловитель 157 Барботеры 179, 212 Барометрический конденсатор 237, 238

Блочные теплообменники 234 ел., 245 Быстроходные мешалки 164, 165 Бэкингема—Федермана теорема 40, 41

Вакуум-крпсталлпзаторы 439 сл. Вакуум-кристаллизация 439 Вакуум-сушильпын шкаф 407, 423 Вакуум-сушка 423, 424 Вакуум-фильтр 137 Взвешенный слой 64 сл.

высота 68, 69 Винтовые мешалки 103 сл.

Вихревые насосы 97, 98 Влага смачивания 404 Возгонка (сублимация) 433 Воздушная (пневматическая) классификация 520 Воздушно-водяной подъемник 517, 548

Волновое движение пленки 61 Временное подобие 38, 39 Время

защитного (адсорбционного) действия слоя 394 пребывания 45 сл. функции распределения 47, 481, 482

Вторичные энергетические ресурсы (ВЭР) 210 Вторичный пар 247 сл.

Вынужденная циркуляция 167, 168 Выпарной аппарат

горизонтальный, с падающей пленкой 257, 258 с барботажем топочных газов 259, 260

с восходящей пленкой и соосной греющей камерой 255 сл., 262

с вынесенной греющей камерой

251, 252, 255

с естественной циркуляцией

249 сл., 262 усиленной 253 со свободной циркуляцией 249 со свободно падающей пленкой 257, 262

с погружными горелками 260 сл. с подвесной греющей камерой

252, 253

с принудительной циркуляцией 254, 255, 262 с соосной греющей камерой 250, 251, 254, 255 с тепловым насосом 248 с центральной циркуляционной трубой 250, 251 Высокопапорный пневмотранспорт

544, 515

Высокочастотное нагревание 219

Высота единицы переноса (ВЕП) 320 Вязкость

влияние температуры и давления 23, 24 динамическая 22, 23 кажущаяся 25 кинематическая 22

Газлифт 99

Газокомпрессионные машины 278 Газосодержание 71 Геометрический напор 20, 30 Геометрическое подобие 38 Гиббса правило фаз 324, 325 Гиббса треугольник 369 Гидравлика 16

Гидравлическая депрессия 266 Гидравлическая .классификация 520 Гидравлические испытания трубопроводов 82 Гидравлические распылители 339 Гидравлический удар 83 Гидравлическое сопротивление

газожидкостного слоя на тарелке 332 зернистого слоя 62 трубопровода 83 циклона 151 Гидродинамика 16 Гидродинамический напор 30 Гидромеханика 16 Гидростатика 16

Гидростатическая депрессия (гидро-статический эффект) 265 Гидростатическое давление 19 Глухой пар 212

Гребковые вакуум-сушилки 407 Грохот(ы)

барабаиный 525, 526 быстрокачающийся, с разносторонним уклоном сит 524 вибрационный 525, 526 гирационный 525 неподвижные 523 плоские 523 сл. ситовые 523, 524

Двухтрубные теплообменники (типа «труба в трубе») 226, 227, 244 Двухфазные потоки 69 сл* перепад давления 72 режимы, движения 70 сл. Двухъярусный отстойник 124 Дезинтегратор 515, 516 Десорбция 324, 341, 396 Детандпровапие 277 Дефлокуляция 159 Динамическая активность 391, 394 Дисмембратор 515 сл,

Дитолилметан 216

Дифенильная смесь 215 Дифференциальный дроссельный эф' фект 292

Дробная (фракционированная) кристаллизация 433, 439 Дробилка (и)

вальцовые 511, 514 инерционная 513, 514 конусная 512, 513 щековая 511, 512 Дробление 504, 511 сл. Дросселирование 277 Друк-фильтр 134 Дуговые печи 219

Единица переноса 318 сл.

Естественная конвекция 195

Жалюзинпые пылеуловители инерционного типа 150 Жидкостный сепаратор 144

Замкнутый цикл измельчения 510 Запорная арматура 79 сл,

Затворы 530 сл.

Змеевики 234

Идеализированная тарелка 321 Идеальная жидкость 17 Идеальные смеси 343 Изогидрическая кристаллизация 439 Изотерма (ы)

адсорбции 388 сл, экстракции 368 *

Изотермическая поверхность 184 Изотропная турбулентность 33 Импульсное возмущение 48 Инвариант подобия 38, 39 Инверсия фаз 333 Индикатор подобия 40, 315, 316 Индуктивное нагревание 219 Инерционный режим движения 53 Инжектор 98

Интегральный дроссельный эффект 292

Истечение жидкости

из отверстия в дне сосуда 57 сл. через водослив 60

Кавитация 94

Капельная конденсация 198 Катиониты 388

Кирпичева—Гухмана теорема 41 Кирпичева объемная теория измельчения 506, 507 Клапанная тарелка 338 Классификатор (ы) гребковые 528

конический, автоматического действия 527, 528

Классификатор (ы)

многосекциошгые 528 спиральные (шнековые) 527, 528 Классы измельчения твердых матс-рналов 504, 505 КовшевыП (кольцевой) конвейер 542 Кожухоблочпып теплообменник 235 Кожухотрубчатый (е) теплообменник (и)

двухходовой 222

размещение труб в решетках 223, 224

с линзовым компенсатором 225 с плавающей головкой 225, 226 с поперечными перегородками в межтрубном пространстве 225 способы соединения труб в решетках 223 с сальниковым устройством 225 с и-образными трубками 226, . 244 Колонна

синтеза аммиака под средним давлением 499, 500 экстракционная, с уравновешенным пакетом вибрирующей насадки 381, 382 Колпачковая тарелка 337, 338, 302 переливы 338, 362 Конвективная диффузия 308 сл. Конденсатоотводчикк 212, 213 Конденсаторы смешения 237, 238,

245

Константа(ы)

Генри 325, 328 Козени — Кармана 64 подобия 38 сл., 315 равновесия химического процесса 458 V

скорости химической реакции 459, 465, 466 фильтрования 131 сл.

Контактные устройства роторных аппаратов 362, 363 Кривая (ые)'

Синодальная 373, 374 кристаллизации 4-13 отклика 44 сл., -181 пссвдоожнжепня СО равновесной влажности материала 405 распределения твердой фазы при центробежном разделении 127 фракций измельченного материала 521 растворимости 434 скорости сушки 421, 422 сушки 420, 421 течения жидкостей 24, 25

Кристаллизатор (ы)

барабанные 438, 439 одповальцовый (для расплавов^ 441

с пссвдоожижснпым слосм 440, 441

Кристаллизация с испарением части растворителя в токе носителя 439 Критерии подобия

Архимеда 67, 118 сл,

Галилея 199 гомохронности 42 Грасгофа 189, 190 конденсации 199 Лященко 67, 119 мощности 172 Нуссельта 189, 190 диффузионный 316 Ньютона 40, 41 определяемые 41, 42 определяющие 41, 42 Пекле 189 диффузионный 315 Прандтля 188, 189 диффузионный 316 Рейнольдса 32, 42, 188, 189, 194, 315

критическое значение 32, 62, 67, 165 модифицированный 1 17 состава 351 ■ Фруда 41, 69, 71, 315 центробежный 150 Фурье, диффузионный 315 Эйлера 41, 42 модифицированный 171

Ламинарный режим движения жидкости 32, 34 Ленточные мешалки 164 Линзовые компенсаторы 225 Лопастные мешалки 163 сл.

Лучистый теплообмен 204 Льюиса и Уитмена двухпленочная модель 312, 313

Макропоры 387

Мямут-насос см. Воздушно-водяной подъемник Массовая кристаллизация 433 Масштабный переход 36 Масштаб турбулентности 33 Материальным индекс производства 35

Мгновенная (дифференциальная) избирательность 452 Мельница (и)

барабанные 510 сл. вибрационная 518 коллоидные 51 Г)

Мельница (ы)

молотковые 515, 516 шаровая 516, 517 Местные сопротивления 48, 55, 84,

65

Мигалки 531, 532 Мнкропоры 386 Модель (и)

идеального (полного) вытеснения 44, 45 идеального смешения (полного перемешивания) 45, 46 массообмена 312 математическая 36 Модуль набора сит 521 Молекулярная диффузия 308 сл. Моноизопропилдифенил (МИПД) 216 Монтежю 99

Мультигидроциклоны 126

Нагревание

электрическим сопротивлением 218

электрической дугой 219 Направленная кристаллизация 444 Насадка 62, 239, 330, 334 сл.

в барабанных сушилках 427, 429 тарельчатая, для пульсационных колонн 380, 381 Насадочные абсорберы 333 сл.

режимы 333, 334 Насадочные колонны 320 Насосный эффект мешалки 108 Несжимаемые осадки 129 Неустановившее движение жидкости 25

Ннзконагюрный пневмотранспорт 544, 545

Никурадзе график 34 Нода (коннода) 373 Нутч-фильтр 134

Ньютона — Бертрана теорема 39

Общая (интегральная) избирательность 452 Общая разность температур 265 Одноступенчатая экстракция 371 сл. графический расчет 373, 374 материальный баланс 372, 373 Опознавательная окраска трубопроводов 78, 80 Определяющая частота вращения мешалки 170 Оребренные теплообменники 231 сл.,

244

Оросительные трубчатые теплообменники 227, 244 Оросительные устройства 336, 337 Осевые насосы 97 Осмотическая влага 404

Осмотическое давление 147 Острый пар 212

Открытый цикл измельчения 510 Отрицательная растворимость 434 Отстойники-сгустители 124, 125 Отстойный газоход 149

Парокомпрессионные машины 278 Пароэжекторные холодильные машины 278, 290, 291 Первичные топливные ресурсы 209 Первичный пар 247 Перекрестный ток 203 Переходные поры 387 Питатели для адсорбентов 399 сл. Пластинчатые теплообменники 229, 230, 244, 245 Пленочная конденсация 198 Пленочное кипение 196, 197 Пленочные выпарные аппараты 255, 262 сл.

Плотность 17 сл.

Плотность орошения 61 Пневматические (барботажные) перемешивающие устройства 179 ■ Пневматические распылители 339,

340

Пневможелоб 546

Пневмотранспорт в плотном слое

545, 546 Пограничный слой

гидравлический 187 диффузионный 308 тепловой 186, 187 Погружные горелки 260, 264 Погружные змеевиковые теплообменники 228, 229, 244 Подвижное равновесие 434 Подобие физических величин 38, 39 Подъемно-транспортные устройства 539

Полезная разность температур 265 Полное подобие 37 Положительная растворимость 434 Помол 504, 515 сл.

Пористость

мембраны 147, 148 осадка 129 Порозность слоя 63, 67, 544, 550 Поршневой поток 44 Потенциал сушки 419 Потери давления (напора)

на местные сопротивления 54, 55 на трение в змеевиках 54 в трубопроводах 48 сл. общие 55 Правило

линейности химико-техиолопще-. ских функций 23, 24

Правило

рычаги 309

фаз ( I nОГн'¡i) .4114, 325 Предел крушин[1]1 it намельченного Ma

il риалп Г.ОГ,

I l¡»,i¡;i.11,11!,ir i :i JlL-.l л л 338

I Ipniiiiu.'ii'Mor 11, мембраны 149

II ропс.'перные мешалки см, Винто-111,te мешалки

Противоток 203 Прямоток 203

Псевдоожнжепный слой см. Взвешенный слой Пузырьковое кипение 196, 197 Пульсационные колонны 380, 381 Пылеосадительные камеры 149, 150 Пьезометрический (статический) напор ?0, 30

Рамзина диаграмма 409, 410 Рамная мешалка 164, 165 Распылительные абсорберы 338 сл. Рассев 509, 519, 521 ■■■_ •

Рассолы 220 Растворители 433, 434 Рафинат 366 Реальные жидкости 17 Реактор(ы)

адиабатический -182, 483 а л кил и рона ни я, мпогосекциопиый 502, 503 газожидкостные 488 для дегидрирования н-бутиленов 501, 502 для проведения процессов

гетерогенных (гетерофазных) каталитических 487 контактно-каталитических 486 идеального (полного) вытеснения 477, 479

идеального смешения (полного ' перемешивания) 477, 478

теплообменные устройства 491 изотермический 481, 482 колонные 484

непрерывного действия 476, 477 периодического действия 475, 476 подтропический 483, 484 полунепрерывного (пол у периодического) действия 477 со взвешенным (псевдоожнжен-ным) слоем 485 способы обеспечения оптимальных температур 493 с промежуточным гидродинамическим режимом 479, 4,40 ТИБА с мешалкой 174, 175 типа мпогосекциопноп колонны, для полимеризации и поликоп-денсацпп 502, 503

Реакгор(ы)

трубчатые 484 Регулирующая арматура 80 Ректификационная колонна

материальный баланс 354, 355 построение рабочих линий 355, 356

тепловой баланс 357, 358 Риттингера поверхностная теория из*.

мельчения 506, 507 Розембума треугольник 369 Роторные насосы 98 Роторный пленочный испаритель 258, 259, 262

Свободная циркуляция 167, 249 Свободное осаждение 116 сл. Сегментные переливы 362 Селективность

адсорбентов 387 мембраны 147 Сепаратор(ы)

воздушно-проходные 526, 527 воздушно-циркуляционный 527 Сепарационные устройства для разделения газожидкостных потоков 340, 341 Сжимаемые осадки 129 Силикагели 387

Силиконовые теплоносители 216 Симплекс подобия 39, 42 Ситовой анализ 505, 521 сл.

Ситчатые тарелки 338, 362 Скоростной (динамический) напор 30 Скорость (и)

осаждения 116 сл.

расчет 118 сл. потока при образовании взвешенного слоя 66 сл. роста кристаллов 437 уноса 68

химической реакции 459 Скруббер

Вентури 156, 157, 339 пасадочнын 156, 157 Смеситель (и)

барабанные 535, 538, 539 гравитационные 539 каскадные 491 лабиринтные 491 пневматический 493 Смешанная конденсация 198 Смешанный ток 203, 269 Соединения труб 75 Спиральные теплообменники 230, 231,

245

Средневзвешенный диаметр частиц 521

Срсдпенапорный пневмотранспорт 544, 545

Средняя скорость потока 23 Статическая активность 391 Степень

извлечения 327, 372 измельчения 505 осаждения 126 очистки газа от пыли 150 превращения 450 равновесная 458 черноты тела 205 Стесненное осаждение 121 Струйная тарелка 338 Струнные насосы 98, 99 Ступенчатое возмущение 48 Сушилка (и)

барабанные вращающиеся 427 сл, вакуумная двухвальцовая 425 вальцовые 407, 423 высокочастотная (диэлектрическая) 431, 432 гребковая 423, 424 камерные (полочные) 424 сл. конвективные 411 сл. контактные 423, 424 ленточные 426 сл. пневматические 429, 430 радиационная 430 распылительные 428 сл. со взвешенным (пссвдоожижен-ным) слоем 428, 429 сублимационная 432 теоретическая 413 туннельные 426, 427 Сушильный вариант

нормальный (основной) 413, 414, 416, 417

с промежуточным нагревом воздуха 415, 416 с рециркуляцией части отработанного воздуха 414, 415

Тарельчатая колонна 320, 321 Твердость (абразивность) измельчаемого материала 505 Температура мокрого термометра 417 Температурная депрессия 265 Теоремы теории подобия 39 сл. Теория(и)

адсорбции 390 измельчения 506, 507 кристаллизации 436, 437 моделирования 36 подобия 37 сл. размерностей 42, 43 Тепловая проницаемость 186 Тепловой эффект реакции 458, 459 Теплоносители 182 Теплообменник

для реакторов высокого давления с мешалкой 175

Теплообменник

с кипящим слоем 241, 242 Термическое (тепловое) сопротивление 186 Термодиффузия 310 Термокомпрессия 363 Тихоходные мешалки 164, 165 Точка росы 417

Транспортер (ы) 541 сл., 548 сл. винтовые 541 сл. ленточный 541, 543 пластинчатые 541, 543 скребковый 541, 542 Трассирующее вещество (трассер) 44, 481

Тройная аналогия 37 Трубчатая сверхцентрифуга 143, 144 Трубчатые электрические нагреватели (ТЭН) 218, 219 Турбинные мешалки 163 сл., 491 закрытые 164 открытые 163, 164 Турбогазодувки 104 Турбокомпрессоры 104 сл. Турбулентные пульсации 187 Турбулентный режим движения жидкости 32, 34

Углеграфитовые теплообменники 235 Угол естественного откоса 529, 530, 539

Удельная поверхность сыпучих дисперсных материалов 63, 522, 523 Удельная теплоемкость 183 Удельный вес 18 Удельный объем 18, 19 Удерживающая способность 335 Установившееся (стационарное) движение 25 Уравнение(я)

Бернулли 29 сл., 58, 89 Вант-Гоффа 147 влагосодержания 409 Гагена — Пуазейля 50, 52, 129, 130 Генри 328

Дарси — Вейсбаха 49, 52, 53, 62 Клапейрона 408

кинетическое, химической реакции 459 Лаигмюра 390 массопередачи 314, 329 Навье — Стокса 27 сл., 42, 50 неразрывности 27 Паскаля 20, 21 Рауля — Дальтона 325 фильтрования 129 сл.

Фрейдлиха 390

характеристическое, химического реактора 456, 457 Эйлера 19, 20, 23

Устанойса(и)

абсорбционно-десорбционнап, непрерывного действия 329 абсорбционные, с батареей абсор-.. беров 330 адсорбционная для очистки жидкостей 400 сл. с движущимся слоем активного угля, для разделения газовой смеси на три фракции 397 сл.

адсорбционно-каталитическая, с псевдоожиженным слоем адсорбента для очистки газа от . 802 397, 398

выпарные

выбор числа корпусов 272, 273 ' материальный баланс 270, 271 многокорпусные 247, 248 с механическим тепловым насосом (термокомпрессором) 274, 275

с параллельным питанием 269 с пароструйным инжектором 275

с протпвоточным питанием 268, 269

с прямоточным питанием 268 тепловые расчеты 271, 272 гидротранспортные 547 для азеотропной ректификации 360

для дистилляции в токе водяного пара 350 для простой дистилляции 346,

347

с флегмой 348, 349 для экстрактивной ректификации 359, 360

мгновенного испарения (УМИ) 273, 274

многоступенчатой противоточной _экстракции расчет 376 с флегмой 376, 377 модельные (пилотные) 35 ректификационная двухколонная, для разделения воздуха на кислород и азот 361

контрольные устройства 362, 363

непрерывного действия 353 периодического действия 358, 359

с тепловым насосом 363, 364 типы тарелок 362 рскуперационная 402 сушильная, конвективная 407, 408

Устройства для перемешивания в потоке 178, 179

Фактор

разделения 122, 141, 150, 367,372 формы 64, 120 экстракционный 372 Фасонные детали трубопроводов (фитинги) 75, 77, 80 Физическая абсорбция 324 Физическая адсорбция 386, 390, 392 Фильтр (ы)

акустические 162 динамические 161

Петрянова 155 рукавные 153, 154 с полужесткими фильтрующими перегородками 154, 155 Фпльтр-иресс

аптоматилпроианпып 135 сл. рамный 134, 135 Флокуляпгы 159 Формула

Блазиуса 54 Стокса 118 Фракции (классы) сыпучих дисперсных материалов 522 Фракционированная дистилляция

348

Фракционная конденсация 344 Фронт адсорбции 394

Хемосорбция 324, 386

Хигби псистрацнонпая модель 313

Химически связанная влага 404

Хладоносителл 280

Хладоны (фреопы) 220, 278 сл.

Холодильный (с) цикл(ы)

высокого давления с однократным дросселированием 293, 294

Гейландта 298, 299 Капицы 292, 299 Клода 297, 298 Линде 292 усовершенствованный 294 с двухкратным дросселированием н циркуляцией газа под давлением 295 сл. с однократным дросселированием и предварительным аммиачным охлаждением 294, 295 сравнение 302

Стирлинга, обратный 301, 302 Холодильные агенты (хладагенты) 278 сл.

Хорда рашктггцн см. Пода (кон-иода)

Хрупкость измельчаемых материалов 500

Центральная воронка 168 Центрифуги 140 сл. отстойные 141 фильтрующие 144 сл. Центробежный распылитель' 341 Центры

кристаллизации 435 парообразования 196 Цеолиты 387 Циклоны

батарейные 152, 153 одиночные 150 сл. Циркуляционная нагрузка при измельчении в замкнутом цикле 510

Частичное подобие 38 Число

единиц переноса

аналитический способ расчета 318, 319 графическое определение 319 теоретических ступеней 395 флегмовое 356, 357

Шкала твердости Мооса 505 Шнеки 491 см. также Транспортеры винтовые Шнековая мешалка 164, 165 Шнековый теплообменник 236, 245

Эжектор 98

Экстрагенты 366 сл. свойства 366, 367 типы 367 Экстракт 366 Экстрактор (ы)

вертикальный шнековый 385 вибропульсационный 381 горизонтальный ленточный 385 дифференциально-контактные 377, 379

пульсационные 380 сл.

характеристики 382 роторно-дисковый 379, 380 с вибрирующими мешалками (ВПЭ) 382 сл. смесительно-отстойные 377 сл. отстойник 379 смесители 378 ступенчатые 377 Экстра-пар 247 Элеватор (ы) 540 сл., 549 сл, ленточный 540 чешуйчатый 542 Электродуговая реакционная печь 503

Электрофильтры

пластинчатые 155, 156 трубчатые 155 Эрлифт (воздухоподъемник) 99, 179

Якорная мешалка 164, 165, 491

1

> Насадочными телами пли насадкой называют твердые тела различной формы; тонкостенные керамические или металлические кольца (кольца Рашита), деревянные решетки, куски кварца, кокса, металлические сетки и т. д, Их назначение — увеличить поверхность соприкосновения взаимодействующих потоков.

31 Критическое значение критерия Рейнольдса для зернистых слоев КеР. сл ^ 2 (переход от ламинарного к турбулентному течению).

2

Почти ПОЛНОСТЬЮ SHMCHCIIU иластмассовыми.

3

В соответствии с ГОСТ 14202 - 69 на окрашенных трубопроводах предусмотрены маркировочные кольца: красного цвета—на легковоспламеняющихся, а также огнеопасных и взрыооопасных потоках; желтого цвета — на опасных или вредных потоках; зеленого цвета —на безопасных и нетоксичных потоках.

4

При ¿¿>7Й мм и р> 1,6 МПа вентиль и эадвяжка полностью вытеснили пробочный кран.

5

Величина коэффициента подачи зависит от качества изготовления деталей насоса, ухода за ним и размеров. Для изношенных насосов может быть г]„ < 0,5, для насосов с £>„ > 150 мм »)„ достигает 0,99,

'> Численные значения коэффициентов полезного действия поршневых насосов г|н колеблются в пределах от 0,60 до 0,90.

6

< т < к, при медленном т > к.

7

Аппараты без отражательных перегородок для суспендирования частиц с плотностью, меньшей чем плотность среды, не рекомендуются

8

Рекомендуется только при интенсивном теплообмене.

9

Масса исходного влажного материала Яд в тепловом балансе рассматривается как сумма масс высушенного материала и испаренной влаги

10

В том случае, если Он^Ок, т. е. транспортное устройство вносит влажный материал в сушильную камеру и выносит сухой продукт из камеры.

Уравнение теплового баланса:

Ф + Н0 + Оксм0н + Н^Сцлвн + <?тСт0и = + С?ксм®к + СхетФк + <2пот- (14.16)

Решим это уравнение относительно количества теплоты, подводимой к калориферу:

(} = Ь (/2 — /с) + Оксм (©к — 0н) + ОтСт (Фк — 'в'н) — И^влвн (2П0Т. (14.16а)

Здесь (2 = Ц1, —/0)’ — количество теплоты, затраченной на нагрев воз^ духа в колорифере; 1(/2 — /о) — количество теплоты В уходящем из Сушил* кя теплоносителе! Схс„ (0„ — 0„) — количество теплоты, расходуемой йа на-

11

> Объемную теорию, предложенную В. Л. Кирпичевым в 1874 г., во многих руководствах по измельчению называют теорией Кика, Кик описал ее позднее, в 1885 г.