/
Text
Государственный ордена Трудового Красного Знамени научно-исследо-
вательский и проектный институт азотной промышленности и продуктов
органического синтеза
ГИАП
На правах рукописи
Для служебного пользования
Экз.№ 9___________
УДК 661.525.023
ЖАНОВ МАРК ЕФРЕМОВИЧ
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ АММИАЧНОЙ СЕЛИТРЫ И
РАЗРАБОТКИ КРУПНОТОННАЖНЫХ АГРЕГАТОВ ЕЕ ПРОИЗВОДСТВА
05.17.01 - Технология неорганических веществ
05.17.08 - Процессы и аппараты химической технологии
ДИССЕРТАЦИЯ
на соискание ученой степени доктора
технических наук
Москва - 1988
2
ОГЛАВЛЕНИЕ
стр.
ВВЕДЕНИЕ......................................о. — 5
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ................................. 12
ГЛАВА I. ЗАДАЧИ СОВРЕМЕННОЙ ТЕХНОЛОГИИ АШИАННОЙ СЕ-
ЛИТРЫ И ПУТИ ИХ РЕШЕНИЯ.............................. 17
ГЛАВА 2. ПОЛУЧЕНИЕ ШТАБА АММИАЧНОЙ СЕЛИТРЫ........ 38
2.1 о Теоретические основы технологических процессов
обмена при наличии фазовых превращений в двух-
фазных пленочных и пленочно-дисперсных систе-
мах переработки аммиака.......................... 38
2.I.I. Дисперсная фаза в ядре потока.................. 38
2.1.1.1. Среднерасходные технологические характерис-
тики потока дисперсной фазы........................... 38
2.1.1.2. Движение капель и обмен если ядра потока и
пленки на стенках канала.............................. 43
2.1.2. Парогазовое ядро потока........................ 61
2.1.2.1. Среднерасходные технологические характерис-
тики потока......................................о. • 61
2.1.2.2. Одномерное представление движения газовой
фазы с учетом обмена теплом и массой при нали-
чии капельной и туманообразной фазы................... 64
2.Т.2.З. Потери давления при противотоке с перемен-
ным расходом по длине и прямотоке пленочном и
пленочно-дисперсном................................... 74
2.1.2.4. Обмен теплом и массой с пленкой на стенках
канала................................................ 92
2.1.3. Пленка жидкости на стенках рабочего канала... 93
2.1.3.1. Движение жидкости в пленке, эффективная
диффузия и теплопроводность в ней..................... 93
3
2.1.3.2. Математическое описание процессов обмена в
пленке и превращений на её свободной поверхности..101
2.1.3.3. Слабое и сильное взаимодействие пленки с па-
рогазовым потоком, захлебывание, предельный расход
жидкости в пленке при прямотоке (брызгоунос).... 104
2.2. Подвод тепла к жидкости, барботируемой газом в
процессе массообмэна................................ 126
2.3. Доуапрка растворов аммиачной селитры........... 156
2,4. Примеры применения результатов проведенных исс-
ледований к друвш технологиям................. IS3
2.4.1. Выделение из азотно-еодсродной смеси аммиака
при его синтезе................................ 193
2.4.2. Охлаждение влажных нитрозных газов в производ-
стве азотной кислоты........................... 205
ГЛАВА 3. ПОЛУЧЕНИЕ ГРАНУЛИРОВАННОЙ АММИАЧНОЙ СЕЛИТРЫ. 220
3.1. Теоретические основы технологических процессов
с фазовыми и модификационными превращениями, про-
текающих при башенном гранулировании........... 220
3.1.1. Диспергирование жидкости грануляторами.......' 230
3.1.2. Распределение дисперсной фазы грануляторам.... 245
3.1.2.1. Детерминированное движение гранул.......... 245
3.1.2.2. Стохастическая составляющая движения (рассея-
ние) гранул и спутное течение сплошной среды.... 254
3.1.3. Нестационарный процесс охлаждения гранул в по-
лете, сопровождающийся -фазовым и модификационными
превращениями.................................. 271
3.1о4. Движение охлаждающей среды и процессы перено-
са в ней.......................................... 299
4
3.1.5. Механические и тепловые характеристики сплошной
и диспергированной фаз.............................. 306
3.2. Реализация результатов проведенных исследований
и разработок теоретических основ технологии ба-
шенного гранулирования......................... 316
ГЛАВА 4. КРУЛНОТОННАЕНЫЕ АГРЕГАТЫ ПРОИЗВОДСТВА ВЫСО-
КОКАЧдаТВЕННОЙ ГРАНУЛИРОВАННОЙ АММИАЧНОЙ
СЕЛИТРЫ. ........................................... 338
4.1. Новое поколение интенсифицированных агрегатов
удвоенной единичной мощности АС-67 и АС-72. .... 338
4.2. Перспективный агрегат.......................... 366
основные вывода и итога........................... зэз
ЛИТЕРАТУРА.......................................... 388
ПРИЛОЖЕН........................................... 425
5
ВВЕДЕНИЕ
Согласно принятым на ШП съезде КПСС основным направлениям
экономического и социального развития /I/ намечено довести в 1990
году выпуск минеральных удобрений до 41-43 млн.тонн.
По оценкам специалистов ЮШЩО /2/ после 1985 г. теш роста
мирового потребления минеральных удобрений будет равен 4,5% и к
началу следующего тысячелетия мировое потребление их составит 307
млн.тонн против 82 млн.тонн в 1975 г. По оценке указанных специа-
листов для удовлетворения предполагаемого спроса сельского хозяй-
ства в 1981-2000 гг. необходимо будет построить еще 564 современ-
ных предприятия по выработке азотных удобрений и 323 для фосфорных.
Советский Союз явился пионером создания промышленного произ-
водства гранулированного нитрата аммония (аммиачной селитры). Пос-
ле проведения ряда исследовательских и опытных работ по грануляции,
в 1937 г. на Кемеровском заводе были построены первые промышленные
грануляционные башни для получения гранулированной аммиачной селит-
pi /3,4/. Сегодня гранулированная аммиачная селитра в нашей стра-
не является основным азотным минеральным удобрением и объем ее вы-
пуска измеряется многомиллионными цифрами.
До 1972 г. осуществлялось проектирование и строительство аг-
регатов на единичную производительность 150 + 225 тыс.тонн аммиач-
ной селитры в год. При этом требования к технологии аммиачной се-
литры определялись необходимостью получения продукта и обеспечения
безопасного ведения процесса. Вопросы качества продукта экологии
и интенсификации ставились и решались в довольно свободных рамках,
не сопоставимых с теми жесткими требованиями, которые имеют место
сегодня. Технология решалась по принципу рассмотрения и организа-
ции в каждом узле только одного процесса переноса.Например, в узлах
6
выпарки организовывался теплоперенос, массоперенос не учитывался,
а содержание компонентов определялось на основе тепловых характе-
ристик и давления по равновесным термодинамическим зависимостям;
в узле башенного гранулирования охлаждение гранул рассматривалось
на базе учета теплопереноса от одиночной гранулы к воздуху,перенос
тепла в газовой базе, а также перенос количества движения в ней не
рассматривались вообще, перенос тепла в гранулах как правило не
учитывался, либо учитывался путем введения поправочного коэффициен-
та. Это не позволяло вскрыть картину протекания технологических
процессов и ход изменения параметров в основных узлах агрегатов,
обеспечить соответствие этих параметров требованиям физико-химии для
получения высококачественного продукта, разрабатывать комплексные
решения как отдельных узлов, так и агрегатов в целом.
Общий рост уровня науки о химической технологии и аппаратуре,
отразившийся в выходе ряда фундаментальных пособий и монографий
/5-36/ вызывал естественное стремление изменить такую ситуацию.
В то же время нарастали весьма важные и неотложные требования
к технологии и аппаратуре, выдвигаемые необходимостью повышения
качества аммиачной селитры. Потери, возникавшие за счет слеживания
ее, необходимости последующего дробления и рассева, оценивались
до 8,7 руб. на тонну продукта.
Исследования показали /4-6/, что непременными и важнейшими
условиями получения высококачественной исслеживающейся аммиачной
селитры, являются снижение содержания влаги в плаве, выравнивание
и укрупнение гранулометрического состава продукта.
Для решения задачи улучшения гранулометрического состава про-
дукта и одновременно задачи значительного наращивания единичной
мощности агрегатов требовалось проведение исследований, разработка
и создание новых типов грануляторов с упорядоченным распадом струй
7
плава, а также объединение их в системы, решение вопросов эффек-
тивной организации процессов обмена в объеме гранбашни. Имевшиеся
исследования в этой области охватывали лишь отдельные стороны про-
цессов обмена и только для дисперсной фазы (гранул), для сплошной
базы задача не была сформулирована. Такое положение не позволяло
получить достаточно полного описания сложной физико-химической
системы (ФХС) башенного гранулирования и вызывало необходимость
разработки теории процессов обмена количеством движения, теплом
и массой, с доведением теории до расчетов, дающих возможность
проанализировать протекание процессов обмена и количественно
определить величины основных технологических параметров.
Для рассмотрения возможности и целесообразности достижения ма-
лого остаточного содержания влаги на имевшейся аппаратуре узлов
выпарки с восходящим газожидкостным прямотоком необходимо было про-
ведение оценок процессов обмена, протекающих в пленочно-дисперсной
двухфазной системе. Разработка аппаратурно-технологических решений,
обеспечивающих получение почти безводного плава требовала примени-
тельно к условиям рассматриваемой технологии проведения исследова-
ний теоретических основ процессов обмена в пленочно-кольцевом двух-
фазном противотоке, доведенных до уровня получения расчетных зави-
симостей, поскольку имевшиеся исследования носили характер либо
общего рассмотрения и построения исходных дифференциальных уравне-
ний и граничных условий, либо решения конкретных задач для условий
существенно отличных от интересующих нас. При этом в ряде исследо-
ваний получены решения, содержащие большой объем информации, вклю-
чающий например значения локализованных по пространству и времени
характеристик процессов обмена для волнового течения, или учет для
пленочно-дисперсного потока распределения капель по размерам и др.
8
Однако, столь детальная информация сама по себе не требуется для
описания ФлС выпарки, необходимого как при решении задач этой ФХС,
так и задач в масштабе химико-технологической системы (ХТС), но
получение такой информации обуславливает резкое усложнение исходной
системы уравнений и ее решений, одновременно существенно сужается
область применимости последних.
Для рассматриваемой технологии необходимы найденные с учетом
переноса тепла, массы, количества движения и характеристик аппара-
туры общие среднерасходные показатели потоков, их составных частей;
газовой фазы и жидкой фазы в виде пленки на стенках канала, и диспер-
гированной до уровней брызговой и туманообразной фракции, формируе-
мые в соответствующих технологических узлах.
Представлялось целесообразным ограничить степень детализации
рассмотрения процессов переноса только необходимостью получения тре-
буемых для технологии показателей и таким путем прийти к обобщенно-
му описанию этих процессов.
Именно такой подход, при котором принципиальные основы процес-
сов переноса в отдельных ФХС рассматриваются в свете требований
технологии, был применен в данной работе. В результате оказалось
возможным получить полное описание процессов в ключевых узлах тех-
нологии аммиачной селитры, что позволило разработать принципиально
новые ее решения.
Одновременно с задачей улучшения качества аммиачной селитры
решениями Партии и Правительства была поставлена задача значительно-
го наращивания ее выпуска. Кроме того произошел общий рост требова-
ний к промышленным производствам. В итоге резко заострились задачи
интенсификации технологии, разработки и создания более мощных агре-
гатов, охраны окружающей среды и энергосбережения.
9
В разработанных ХХУ11 съездом КПСС "Основных направлениях
экономического и социального развития СССР на 1986-1990 г.г. и на
период до 2000 г. прямо указывается ... "усилить охрану атмосферно-
го воздуха. В этих целях совершенствовать технологические процессы,
оборудование и транспортные средства, улучшать качество сырья и
топлива, внедрять высокоэффективные установки для очистки промышлен-
ных и других выбросов" /I/.
Исследование л разработка теории переноса в двухфазной ФХС
башенного гранулирования необходимы были кроме вышеупомянутого
улучшения качества продукта так не для решения вопросов интенсифи-
кации этого основного крупногабаритного узла технологии - грануля-
ционной башни и снижения выбросов из него с уходящим в атмосферу
потоком воздуха, расход которого из одной технологической нитки
С гч .
может доходить до 10 м /час.
Построение теории требовалось сделать начиная с уровня разра-
ботки механизма переноса в газовой фазе до полного расчета основных
параметров в такой двухфазной системе и с учетом вопросов распада
струй при диспергировании плава.
Существенным для получения интенсифицированных решений является
снижение неравномерности протекания процессов обмена, например по-
вышение однородности гранулометрического состава в сочетании с рав-
номерностью распределения гранул в поперечном сечении грануляционной
башни; или улучшение распределения потоков азотной кислоты и аммиа-
ка в реакционном аппарате; равномерное распределение потоков газа
и жидкости в доупарке. В представляемой работе этим вопросам также
уделено внимание.
Исследования перечисленных выше узловых вопросов и разработки
на их базе новых технические решений давали основу для построения
10
интенсифицированной технологии крупнотоннажного производства высоко-
качественной гранулированной аммиачной селитры.
Ранее практически не осуществлялась очистка выбросов в атмос-
феру из агрегатов производства аммиачной селитры, отсутствовали
литературные сведения по исследованиям физико-химического состояния
этих выбросов. Было принято за основу проведение исследований л
разработок в двух направлениях: I. создания очистки выбрасываемых
парогазовых потоков, что особенно существенно применительно к ре-
конструкции уже построенных агрегатов; 2. снятия выбросов в окружа-
ющую среду путем коренной перестройки технологии, включающей созда-
ние замкнутых по газовой фазе циклов и комплексную организацию
процессов обмена. Одновременно в части энергосбережения использует-
ся тепло соковых паров, образовавшихся при реакции нейтрализации.
.В свете изложенного проведены исследования и разработки, по
результатам которых на защиту выдвигается:
I. Коренная реконструкция ранее созданной технологии путем
введения новой технологической стадии - комбинированной доупарки
и модернизации стадии башенной грануляции, обеспечивших резкое по-
вышение качества вырабатываемой аммиачной селитры.
2. Аппаратурно-технологические разработки узлов гранулирования,
выпарки, нейтрализации, очистки выхлопов, положенные в основу созда-
ния крупнотоннажных интенсифицированных серийных агрегатов АС-67,
АС-72 и АС-72М производства высококачественной ажиачной селитры.
3. Безвыбросная технология и аппаратура башенного гранулирова-
ния на основе принципа гидродутья и совмещения процессов обмена,
одновременно устраняющая необходимость в дутьевом оборудовании.
4. Безвыбросная, энергосберегающая технология и аппаратура
аммиачной селитры.
II
5. Результаты проведенные исследований и развитая теория
процессов обмена: а) в пленочной и пленочно-дисперсной системах,
применительно к условиям переработки аммиака, в частности, примени-
тельно к технологии аммиачной селитры; б) подвода тепла от стенки
к барботажному слою жидкости.
6. Результаты экспериментальных исследований и разработанная
на основе их анализа теория процессов обмена в двухфазной системе
при башенном гранулировании.
12
Основные обозначения
- внутренняя энергия;
§ - энтропия;
Q - количество тепла, тепловой эффект реакции;
- разность теплосодержаний, тепловой эффект фазового или
модификационного превращений L -го компонента;
Q - удельная тепловая нагрузка;
- удельная тепловая нагрузка, обусловленная изменением тем-
пературы рабочей среды;
С^р - удельная тепловая нагрузка, обусловленная фазовым или
модификационными превращениями;
- мощность источника тепла от Z -го компонента в газовой
фазе, приходящаяся на единиц/ его массы, претерпевающей '
превращение;
тепло, идущее на изменение температуры единицы массы га-
зовой фазы;
Т - температура;
7а- "адиабатическая" /устанавливающаяся после выдерживания
гранул в условиях тепловой изоляции/ температура;
о(- коэффициент теплоотдачи;
М - массовый расход;
Mki- массовый расход капель на единицу площади поперечного
сечения канала;
&М _ перенос массы в нормальном направлении к стенкам канала
на единицу их площади;
лМкР_
MkiS
относительная масса, перенесенная каплями в попе-
речном к стенкам канала направлении;
F7. - масса среднеразмерного элемента дисперсной фазы;
V - объемных расход. При рассмотрении движения капель и гранул
- безразмерная относительная скорость их движения в сплош-
ной среде; V =
13
14 - объемный расход дисперсной фазы /гранул, капель, пузырей -
от одиночного источника, диспергирующего отверстия/;
- соответствующее число среднеразмерных элементов дисперсной
фазы;
N - число элементов дисперсной фазы, проходящих в единицу вре-
мени через рассматриваемое поперечное сечение;
Г - плотность орошения, /объемный расход/ на единицу периметра
/Не/ канала;
Р - плотность орошения /весовой расход/ единицы площади попереч-
ного сечения грануляционной башни;
Р - общее давление;
- парциальное давление L -го компонента;
мощность источника массы £'-го компонента в единице объема
канала;
- массовое содержание L -го компонента в единице объема ка-
нала;
УЗс- коэффициент массоотдачи для Z-ro компонента;
- молекулярный вес;
/72г//7?г- адиабатическая /устанавливающаяся после выдерживания грануль
в условиях тепловой изоляции/ массовая доля фазы или фазо-
вой модификации;
стехиометрический коэффициент;
Л/ - химический символ £ -го компонента;
ХиУ - прямоугольные координаты;
% - координата вдоль детерминированной траектории движения эле-
ментов дисперсной фазы;
dn - приведенный диаметр канала;
8 - толщина стекающей пленки на стенках;
Е - длина канала;
Ев - длина волны струи’
14
j-[ - рабочая высота аппарата;
5 - поперечное сечение канала;
р - боковая поверхность канала;
Ъ - текущий радиус в грануле /капле/;
Л - текущий радиус в элементарном факеле;
Л - текущий радиус в факельном пространстве;
р - площадь сечения группового факела орошения в грануляционной
башне;
Рг - площадь сечения межфакельного пространства в грануляционной
башне;
Pt - площадь сечения элементарного факела сплошной фазы;
8"- толщина пограничного слоя в газовой фазе;
Lf - газосодержание, в гл.III - объемное содержание дисперсной
фазы;
£ - время;
Ц - скорость жццкой фазы относительно стенок канала;
If - скорость дисперсной фазы относительно сплошной фазы;
- скорость газового потока;
скорость на оси элементарного факела относительно окружающей
его сплошной фазы;
- скорость захлебывания;
Щ - скорость газа в факельном пространстве вдоль . • •; оси грану-
ляционной башни;
скорость газа в окружающем факел пространстве грануляционной
башни;
радиальная компонента скорости на границе факельного прост-
ранства;
lc/fip— приведенное к свободному сечению канала значение скорости
газа;
Ц - количество движения в сечении $ »
15
- сила лобового давления гранул, пролетающих через единицу
объема газовой фазы;
f - сила тепловой конвекции, действующая на единицу объема
газовой фазы;
27 - касательное напряжение;
£) - коэффициент диффузии;
f - коэффициент теплопроводности?
CL - коэффициент температуропроводности;
7 - коэффициент динамической вязкости;
V - коэффициент кинематической вязкости;
р - плотность;
б’ - поверхностное натяжение;
Ср - изобарическая теплоемкость газа;
С - теплоемкость жидкости;
- азимут в грануле;
So - начальный угол вылете струи плава при гранулировании;
СО - частота;
Jiri - коэффициент термического расширения -го компонента;
Ji Pi - коэффициент сжатия -го компонента;
Индексы*
Нижние
i- - С —тый компонент;
у - -тое модификационное или фазовое превращение, либо соот-
ветствующее состояние;
о - для одномерного рассмотрения указывает на условия в начале
продольной оси, для двумерного - в точках одной из осей,
или для момента 2* = 0;
+ - добавляемая к потоку масса;
— отбираемая от потока масса;
к действует, если обозначения введены первоначально без
индекса
16
I - на поверхности раздела газ-жидкость;
11 - на поверхности раздела факельного и межфакельного прост-
ранств;
С - сплошная фаза;
Э - дисперсная фаза;
т. - туманообразная фракция, характеристики участка с туманооб-
разованием;
& - вода /хладоагеят/;
Ж - характеристики пути и времени существования капли;
П - пленка жидкости;
К - капли в ядре потока;
2 - гранула;
Э - эффективное значение /с учетом молярного переноса/;
ВХ - условия входа потока;
ВЫХ - условия выхода потока;
ин3,нго,т^о3-..
Верхние
вещество рабочего тела, или его компонентов;
/ - жидка я фаза (при отсутствии индекса - жидкая или твердая
фаза);
и - газообразная фаза;
--- знак усреднения.
Комплексы
Х>е = ; £и= : Ve -
Рч =g;
Мг =
.,3
Примечание:
При ссылках, как правило, используются обозначения оригиналов.
17
ГЛАВА I. ЗАДАЧИ СОВРЕМЕННОЙ ТЕХНОЛОГИИ АММИАЧНОЙ СЕЛИТРЫ
И ПУТИ ИХ РЕШЕНИЯ
За последний период резко обозначились следующие основные
.задачи технологии аммиачной селитры:
I. Обеспечение высокого качества продукта.
2. Интенсификация технологических процессов, позволяющая ог-
раничить рост габаритов аппаратуры и в первую очередь грануляци-
онной башни при повышении единичной мощности агрегата.
3. Охрана окружающей среды.
4. Использование внутренних энергетических ресурсов.
Рассмотрим более подробно перечисленные задачи, пути их ре-
шения и возникающие при этом вопросы.
I. Обеспечение высокого качества гранулированной аммиачной
селитры.
Аммиачная селитра (нитрат аммония) может существовать в виде
пяти кристаллических модификаций ( см. табл. I.I) /4/.
Таблица I.I.
Параметры модификационных превращений нитрата аммония
Модифи- кация Температурная область сущест- вования модифи- кации, °C Вид симметрии Теплота превра- щения из преды- дущей модифика- ции, , ккал/кг
I 169,6 - 125,2 Кубическая 16,25
п 125,2 - 84,2 Тетрагональная 12,62
ш 84,2 - 32,3 Ромбическая, моноклинная 4,00
Гу 32,3 - (-17) Ромбическая, бипирамидальная 4,75
у (-17) - (-50) Тетрагональная 6,12
18
Процессы полиморфных переходов из одной модификации в другую
являются обратимыми, сопровождаются тепловыми эффектами (табл.1.1)
и изменением удельного объема (рис. I.I). Особое внимание следует
обратить на то обстоятельство, что Ш кристаллическая модификация
имеет удельный объем больший, чем 1У и П. Это приводит при перехо-
де через Ш модификацию к значительному возрастанию внутренних на-
пряжений в грануле и к возможности изменения их знака со сжатия -
на растяжение. Как следствие появляются трещины (рис. 1.2) и сни-
жается прочность гранулы вплоть до ее распада на части, особенно
в случаях, когда имеют место многократные переходы 1У-Ш-П, П-Ш-1У,
например при суточных и сезонных изменениях температуры окружаю-
щей среды. В то же время согласно ГССТ / 37 / на гранулированную
аммиачную селитру прочность и гранулометрический состав продукта
являются двумя основными показателями его качества.
На кинетику и температурные уровни полиморфных превращений
оказывают существенное влияние содержание влаги и применение раз-
личного рода добавок. Последние могут влиять как прямо (в том чис-
ле облегчая образование центров кристаллизации и определяя вид
кристаллических структур) так и косвенно - за счет связывания сво-
бодной влаги.
Когда содержание свободной влаги менее 0,С6 - 0,08% происхо-
дит замена последовательных превращений П-П1-1У на метастабильное
превращение П-1У при 49-50°С /4,,31 /. Применение добавок расши-
ряет указанный предел (табл. 1.3).
Практически весьма важной оказывается склонность гранулиро-
ванной аммиачной селитры к слеживанию. Согласно ранее выполненным
исследованиям механизм слеживания представлялся / 4,5,31 / следу-
ющим образом. В основе явления лежит то обстоятельство, что сво-
бодная влага в гранулах находится в виде насыщенного раствора ам-
миачной селитры. При понижении температуры из раствора выпадают
19
Рис. I.I Зависимость удельного объёма
нитрата аммония от температуры /4/
1-У - первая-пятая кристаллические модификации
Рис. 1.2 Фото поверхности гранулы.
Рис. 1.3 Количество ЙН4Ю3, находящееся в виде
раствора в аммиачной селитре при раз-
личной температуре и влажности соли
(цифры на кривых обозначают влажность
селитры) /6/.
м
о
21
мельчайшие кристаллики, которые соединяют друг с другом две смеж-
ные, соприкасающиеся гранулы. Слеживание гранул в монолит тем
сильнее, чем прочнев связи в точках контакта между ними и чем выше
количество последних. Прочность связи в точке контакта определяет-
ся слиянием и последующим высыханием в этой точке межкристаллитной
жидкости (маточного раствора) от двух соприкасающихся частиц с об-
разованием перемычки из кристаллов. Количество указанной жидкости
тем больше, чем выше содержание влаги в гранулах (см.рис. 1.3, а
также / 31 /), следовательно для снижения связывания смежных час-
тиц следует уменьшить содержание последней.
Таблица 1.2
Влияние влаги на стабилизацию перехода П-1У при
охлаждении образцов плава нитрата аммония с
добавками неорганических веществ / 4 /
Добавка Концентрация добавки,% Содержание влаги %
пределы предельное для перехода, П-1У
Без добавки — 0,06-0,8 0,06-0,08
sq, 0,17-0,31 0,10-1,0 0,15
(NH^SO* 0,38-0,83 0,10-1,0 0,15
(ННц}г30ц ^НуНгРО^, 18+0,30(Р205) 0,11-0,95 0,35
+МцНгРО*ь, 20+0,20(Р205)+0,I 0,10-0,80 0,35
+НзР>0з
Полифосфат аммония 2,0 0,10-0,80 0,40
м9(т3)г 2,4 (0,65^/7) 0,77-1,70 1,70
Бентонит 2,0 0,10-1,70 0,40
Вермикулит 2,0 0,10-0,70 0,40
22
В последнее время И.М.Кувшинниковым / 38 / дан новый, диффу-
зионный механизм слеживания гранул. Согласно этому механизму ос-
новой является диффузия водносолевых комплексов к различного рода
дефектам поверхности гранул, в том числе и точкам их контакта. В
результате в последних образуются фазовые контакты. В указанной
работе приводится обобщенное полуэмпирическое уравнение слеживае-
мости ( б ), являющейся функцией прочности единичного контакта
Ж <ы)
где CL - численный коэффициент,
Кг - константа скорости поверхностной диффузии,
W- влажность гранул,
Т - температура гранул,
Lvc и То - пороговые влажность и температура (ниже которых
активность диффундирующих ионов недостаточна для
осуществления процесса миграции),
V - время,
fcxc- сила сжатия испытуемого образца,
- диаметр гранул.
При отдельном рассмотрении влияния влажности гранул на сле-
шваемость И.М.Кувшинников отмечает, что последняя является глав-
ным фактором, определяющим слакиваемость солей и удобрений и ее
влияние определяет зависимостью
6~Kfo(W/Wo) (1.2)
где К - постоянная для данного материала величина.
В итоге следует, что независимо от принимаемого механизма
слеживаемость уменьшается с уменьшением влажности продукта и
влияние последней весьма велико.
Второй фактор, определяющий слеживаемость - количество кон-
тактов между гранулами (частицами) являясь функцией грануломет-
23
рического состава и формы частиц также существенно зависит от
содержания влаги, как ввиду прямого влияния последней на грануло-
метрический состав, так и ввиду того, что повышенное содержание
влаги снижает прочность гранул, приводит к их растрескиванию и
образованию осколков, ухудшающих гранулометрический состав, уве-
личивающих число точек контакта и соответственно слеживаемость
продукции.
Слеживание в единый монолит гранул, затаренных в мешок, при-
водило к необходимости их последующего дробления у потребителя -
в сельском хозяйстве, что вызывало указанные выше значительные
дополнительные затраты. В середине 60-х годов в связи с возросши-
ми потребностями сельского хозяйства решениями Партии и Правитель-
ства была поставлена задача резкого увеличения выпуска азотных
минеральных удобрений и улучшения их качества. Недостаточный уро-
вень качества приводил не только к необходимости значительных до-
полнительных затрат на дробление слеживавшейся в монолит гранули-
рованной аммиачной селитры, но также к неравномерности внесения в
почву неоднородных по размерам гранул. Для обеспечения резкого
снижения слеживаемости аммиачной селитры, как следует, из изложен-
ного выше, необходимо было понизить содержание влаги в ней до ве-
личины не более 0,5%, когда количество H^O . находящееся в ви-
де насыщенного раствора не превышает 10-5-15 кг/т. Именно эта зада-
ча была поставлена как первый этап работ по улучшению качества ам-
миачной селитры, выпускаемой отечественной азотной промышленностью.
Среднее содержание воды в аммиачной селитре в тот период составля-
ло 2-*3% и обеспечивалось выпаркой в аппаратах о внутритрубным ки-
пением под остаточным давлением порядка 150 мм рт.ст., при этом
количество Н^О , находящееся в продукте в виде насыщенного
раствора, доходит до I0C+I50 кг/т.
Возник вопрос об оценке возможности получения указанного со-
24
держания воды на имевшихся аппаратах, с учетом перспективы в даль-
нейшем еще более понизить влажность продукта.
В имевшихся исследованиях теории процессов обмена в пленоч-
но-дисперсных потоках /39-51 / разрабатывались системы исходных
дифференциальных уравнений с граничными условиями, для отдельных
характеристик, давались интегральные представления и в некоторых
случаях на основе схематизации в той или иной степени, допустимой
при этом, проводились решения. Равным образом в работах, посвящен-
ных экспериментальным исследованиям и обобщениям их результатов
/ 49-67 / последние имели существенно ограниченный характер, об-
ласть применимости, как правило, определялась конкретными интере-
сами при постановке соответствующего исследования, а обобщения под-
час давали физически нереальные результаты. Такая ситуация естест-
венна ввиду большой сложности геометрии и кинематики системы, до-
полняемой в условиях химической технологии сложностью физико-хи-
мических характеристик ее. В интересующей нас области параметров
процессов обмена имелись лишь по отдельным из них скудные данные,
так что для возможности оценок, необходимых технологических харак-
теристик, таких как распределение жидкости между пленкой и капля-
ми, средние концентрации и температуры дисперсной фазы и пленки с
учетом обмена их каплями и др. требовалось проведение исследований
и обобщений применительно к условиям переработки аммиака, в част-
ности технологии аммиачной селитры.
Анализ показал целесообразность осуществления последней ста-
дии выпарки (доупарки) в стекающей пленке, когда устраняется пе-
ренос брызговой фазой вдоль оси канала легколетучего компонента.
Подавая при этом противотоком воздух (инерт) над поверхностью упа-
риваемого раствора можно обеспечить весьма малое парциальное дав-
ление паров легколетучего в газовой фазе, чем заменяется необхо-
димость создания вакуума порядка 700 мм рт.ст. Имеющиеся научные
25
разработки механики, обмена теплом и массой для стекающей пленки
жидкости были выполнены на основе рассмотрения двух вариантов схе-
мы процесса. Первоначально была принята / 68 / схема, исходящая
из представления о гладкой плоской пленке жидкости, характеризую-
щейся молекулярными коэффициентами переноса. Полученные зависимос-
ти позволили достаточно полно описать процессы обмена в пленке,од-
нако, для подавляющего большинства практических случаев, когда
имеет место волновой характер течения, результаты расчетов по ним
дают резко отличные от действительности величины интенсивности пе-
реноса и не позволяют правильно представить картину взаимодействия
жидкости и газа. При проведении белее поздних исследований / 24,
49,50, 69-81 ) за основу было принято представление о волновом ха-
рактере стекания пленки. При этом решение исходных дифференциаль-
ных уравнений резко усложняется, соответственно сужаются области
теоретических рассмотрений и последние завершаются численными ре-
шениями, не охватывающими значительного большинства практических
условий протекания процесса, в том числе и интересующих нас.
Анализ вопроса показал, что можно получить простые и достаточ-
но полные решения на основе комбинированного подхода.. При этом за
исходные берутся дифференциальные уравнения для плоского течения,
а коэффициенты переноса в них - из экспериментов по волновому те-
чению, так что они оказываются значительно большими, чем молеку-
лярные и переменными по сечению пленки. Одновременно решаются воп-
росы сопротивления парогазовому потоку с переменным расходом по
длине канала, орошаемого испаряющейся волновой пленкой, тепло- и
массообмена мевду последней и парогазовым потоком, захлебывание
в канале с учетом формы нижнего среза его, распределение потоков
жидкой и газовой фазы.
Необходимость широкого и детального раскрытия процесса доу-
парки и проведения расчетов промышленных узлов потребовали полно-
26
го математического описания этого процесса с учетом возможности
туманообразования в нем.
На втором этапе работ по улучшению качества аммиачной селит-
ры в начале 70-х годов должно было осуществляться дальнейшее сни-
жение влажности продукта до 0,2*0,3%,применение сульфатной и суль-
фатно-фосфатной добавок и улучшение гранулометрического состава
продукта. В соответствии с изложенным выше такое снижение влажнос-
ти и одновременное применение добавок обеспечивают при охлаждении
гранул прямой переход П-1У. Отсутствие Ш модификации с увеличен-
ным удельным объемом позволяет избежать появления дополнительных
напряжений в грануле, увеличить ее прочность, резко сократить рас-
трескивание и деструкцию гранул, сопровождающуюся появлением мело-
чи и пыли. (Относительно прямого улучшения грансостава продукта
будет сказано ниже).
При получении вторым этапом влажности 0,2*0,3% очевидно сла-
беет тепловая сторона процесса, поскольку упарка влаги на несколь-
ко десятых процента требует малых затрат тепла. Значительно за-
трудняется массообмен в виду резкого снижения движущих сил - кон-
центрационных напоров. В связи с такой картиной было предложено
/ 82 / реализовать окончательную стадию упарки в барботажном слое
на тарелках с уложенными на них змеевиками для интенсивного под-
вода в массообменном процессе небольших количеств тепла от грею-
щего пара. Подобное решение компактно реализуется путем установки
тарельчатой части под трубчаткой доупарки. Скудность и противоре-
чивость литературных данных по теплоотдаче от стенки к барботаж-
ному слою / 83-93 / не позволяли однако определить конкретные ха-
рактеристики этого узла и потребовали для возможности его созда-
ния и широкого промышленного внедрения проведения научно-исследо-
вательских разработок по данному вопросу.
Другим условием повышения качества аммиачной селитры являет-
27
ся выравнивание ее гранулометрического состава. Этот показатель
играет важную роль во-первых потому, что им определяется число
точек контакта между отдельными гранулами (чем однороднее гран-
состав, тем меньше число точек контакта), как говорилось выше
прямо влияющее на фактор слеживаемости гранулированного продукта,
во-вторых, чем более неоднороден гранулометрический состав пос-
леднего, тем больше неравномерность при его внесении (разбрасы-
вании) в почву, соответственно снижающая урожайность; наконец
в-третьих, повышенная однородность гранулометрического состава
позволяет интенсифицировать процесс гранулирования. Последнее
обстоятельство может быть пояснено следующим образом: предельная
скорость воздуха в грануляционной башне определяется из условия
обеспечения небольшой величины уноса им падающих гранул и т.о.
находится в прямой зависимости от содержания мелкой фракции. Вы-
сота гранбашни определяется из условия обеспечения достаточной
степени закристаллизованности гранул и избежания налипания при
их попадании на конструктивные элементы низа гранбашни. Посколь-
ку наименее закристаллизованными являются гранулы крупной фракции,
то именно эта фракция определяет необходимую высоту гранбашни.
Таким образом, при данном среднем размере гранул сужение грануло-
метрического состава создает возможность уменьшения рабочей вы-
соты гранбашни и увеличения скорости воздуха в ней, соответству-
ющим уменьшением площади ее поперечного сечения, т.е. обеспечива-
ется возможность интенсификации процесса в этом узле.
Первые два фактора существенно важны с точки зрения потре-
бителя - сельского хозяйства, поэтому гранулометрический состав
продукта входит как один из важнейших показателей в ГОСТ / 37 /
на гранулированную аммиачную селитру. В соответствии с требова-
ниями ГОСТа, включая показатели Государственного знака качества
28
(ГЗК), гранулометрический состав аммиачной селитры необходимо бы-
ло улучшить до уровня, которому отвечает содержание фракции 2-3
мм в количестве не менее 50% (весовых), мелочи (менее I мм) не
более 4%,' а общее содержание гранул I-s4 мм не менее 94%.
Сегодня гранулирование в производстве аммиачной селитры осу-
ществляется на основе применения башенного способа. Последний
обеспечивает получение требуемого грансостава и прочности гранул.
Технико-экономические расчеты / 94 / показывают, что при произво-
дительностях выше 400 т/сут. башенное гранулирование является на-
иболее выгодным способом. Однако, в случае существенного ужесто-
чения требований по прочности и крупности гранул, или при решении
задачи получения двухслойных (или многослойных) гранул более це-
лесообразным может оказаться например гранулирование в барабанах,
на тарелках, в кипящем (или кипяще-фонтанирующем) слое. Последнее
хотя и может быть предложено / 95 / в виде весьма интенсивного,
или комбинированного /96/ процесса, что снижает капитальные затра-
ты, но ввиду повышенных энергозатрат все же является более доро-
гим, чем башенное гранулирование.
До начала 70-х годов практически во всех агрегатах произ -
водств аммиачной селитры (а равным образом и других производств
азотсодержащих минеральных удобрений) использовались центробежные
грануляторы. Был выполнен ряд работ / 30 / по совершенствованию
этих грануляторов, позволинпих значительно улучшить их характерис-
тики, однако проведенный анализ показал, что такого типа грануля-
торы не позволяют в достаточно полной мере одновременно получить
и однородный гранулометрический состав продукта и равномерное оро-
шение гранулами поперечного сечения грануляционной башни, что не-
обходимо для интенсификации ее работы. Ввиду этого было в качест-
ве основного выбрано направление на разработку статических кон-
струкций (главным образом леечного типа) и составляемых на их ос-
29
нове систем грануляторов. Принималось также во внимание и то, что
такой тип гранулятора (разбрызгивателя) допускает значительно бо-
лее четкое и легкое наложение управляющих колебаний на распадаю-
щиеся струи плава. Последнее весьма важно, поскольку наложением
на струю специально генерируемых управляющих колебаний можно очень
сильно упорядочить / 30,97-99 / гранулометрический состав (вплоть
до практически монодисперсного) образующихся капель, а следова-
тельно и конечного продукта.
Для разработки и создания оснащенных системами статических
виброгрануляторов узлов башенного гранулирования крупно тоннажных
агрегатов необходима была теория обмена в двухфазной системе, имею-
щей место при этом, доведенная до уровня расчетов и анализа процесса
и учитывающая вопросы распада струй плава.
Повышение мощности агрегатов
Поставленные в решениях Партии и Правительства большие зада-
чи по наращиванию объема выпуска основного азотного удобрения -
аммиачной селитры могли быть решены лишь на основе резкого (при-
мерно вдвое) увеличения мощности единичного агрегата, этого же
требовало повышение эффективности работы агрегатов, повышение про-
изводительности труда и снижение удельных капитальных затрат на
строительство агрегата. Габариты аппаратуры уже достигли весьма
больших величин. Так грануляционные башни агрегатов прежних лет
постройки (до 1972 г.) имеют диаметр 16 м и рабочую высоту 30-35
м, являясь не только аппаратом, но и строительной конструкцией.
Дальнейшее увеличение диаметра сопровождается резким увеличением
капитальных затрат, и снижением эффективности использования попе-
речного сечения грануляционной башни в виду трудности обеспечения
его равномерного орошения гранулами. Опыт создания и эксплуатации
грануляционных башен производства сложных NPK удобрений по про-
екту Японской фирмы ТЕС, построенных на ряде отечественных заво-
зс
дов и имеющих диаметр 28 метров, подтверждает такое положение.
Интенсификация процесса башенного гранулирования, позволяю-
щая сдержать рост габаритов или даже уменьшить их при наращивании
производительности этого узла мажет осуществляться лишь на основе
знания, вплоть до возможности количественной оценки, действующих
факторов и управления ими, в итоге чего должно быть отведено не-
обходимое количество тепла от потоков гранул в охлаждающую газо-
вую фазу при безусловном обеспечении всех требовании, предъявляе-
мых к качеству гранулированного продукта. По рассматриваемому воп-
росу имелись исследования, представленные в монографиях / 30 / и
/ 31 /, а также в других публикациях, о которых будет сказано да-
лее, однако общая теория и общий расчет процесса, с учетом пере-
носа в газовой фазе отсутствовали, что не позволяло провести ана-
лиз протекания процесса,достаточно полно его рассчитать и органи-
зовать. Требовалось проведение исследований в этом направлении,
доведение их до построения полной теории и возможности выполнения
соответствующих расчетов. Важным фактором является создание наи-
более равномерного по сечению гранбашни охлаждения гранул возду-
хом. Для этого необходимо обеспечить получение наиболее однород-
ного гранулометрического состава и на основе теории двухфазной
системы башенного гранулирования найти характеристики гранулято-
ров и гранбашни, обеспечивающие в регламентных режимах равномер-
ное орошение поперечного сечения гранулами при одновременном из-
бежании попадания несформировавшихся гранул на стены гранбашни и
конструктивные элементы ее и налипания там.
Интенсификация технологии и наращивание единичной мощности
вызвали необходимость в увеличении эффективности и интенсивности
работы другого крупногабаритного узла - нейтрализации азотной кис-
лоты аммиаком. При этом за основу был принят путь разработки и
внедрения оптимизированного решения по организации и распределе-
31
нию потоков исходных реагентов и рабочей среды, позволяющих кро-
ме прочего еще и повысить надежность работы этого узла.
3. Охрана окружающей среды
Все ныне действующие агрегаты производства аммиачной селитры
имеют выбросы в окружающую среду. Выбрасываются аммиачная селитра,
аммиак и азотная кислота как в газообразном, так и в жидком виде.
Обычно селитра и азотная кислота, имеющие малое давление паров
при температурах окружающей среды, выбрасываются с газовыми пото-
ками либо в капельном уносе (а селитра также в виде, пыли), либо в
виде аэрозолей, аммиак - в газообразном виде.
Источниками выбросов являются / 100 / узлы грануляции, выпар-
ки (доупарки) и нейтрализации. Помимо важности самого по себе воп-
роса снижения выбросов в окружающую среду существенно еще и то об-
г
стоятельство, что решение задач улучшения качества аммиачной се-
литры и интенсификации процесса (в первую очередь грануляции) соп-
ровождается изменениями технологии, способствующими увеличению вы-
бросов. Так установка комбинированного доупарочного аппарата вы-
зывает появление выброса парогазового потока, содержащего на выхо-
де из рабочих труб доупарки порядка 10 грамм аммиачной селитры
на кубометр воздуха. Интенсификация процесса башенного гранулиро-
вания, сопровождающаяся увеличением в несколько раз скорости воз-
духа в башне соответственно увеличивает величину уноса пыли амми-
ачной селитры из грануляционной башни, который при этом составля-
ет величину порядка I г на кубометр воздуха. Соответственно для
агрегата производительностью 450 тыс. т в год гранулированной ам-
миачной селитры абсолютные величины выбросов составят в первом
случае - 200 кг/ч, а во втором - 600 кг/ч, что уже само по себе
недопустимо.
В итоге острота вопроса о снижении выбросов в окружающую
среду увеличивалась со временем вдвойне. С одной стороны это вы-
32
вывелось общим ростом требовании по охране окружающей среды (час-
то при желательности с экономической точки зрения размещения но-
вых производств на освоенных, действующих промышленных площадках,
где суммарные выбросы, как правило, уже находятся на пределе норм),
с другой стороны - проведением мероприятий по улучшению качества
продукции и интенсификацией технологических процессов.
Для правильной технической постановки и решения рассматривае-
мого вопроса необходима была разработка теории обмена теплом и
массой в основной аппаратуре производства аммиачной селитры с уче-
том возможности образования тумана (аэрозолей). Первоначально уси-
лия были направлены на разработку и внедрение высокоэффективных
устройств для очистки выхлопов, позволяющих улавливать примеси
как газообразные, так и дисперсные, вплоть до аэрозольных. Однако
в виду сильного ужесточения норм по выбросам в окружающую среду
с одной стороны, увеличения на промышленных площадках количества
и мощности производств, создающих эти выбросы с другой стороны,
даже весьма эффективные мероприятия по очистке выхлопов довольно
часто не могут обеспечить тех крайне малых величин выбросов, ко-
торые допускаются органами санинспекции. Единственным безуслов-
ным решением является создание безвыбросной технологии. Соответ-
ственно направление на разработку такой технологии следует счи-
тать генеральным по решению проблемы охраны окружающей среды.
4. Использование внутренних энергоресурсов
Реакция получения аммиачной селитры путем нейтрализации
азотной кислоты аммиаком
NH3 + HN03 = NH«NO3 + Q (i.3)
является экзотермической и идет с выделением тепла Q. = 144936
да/моль (34624 кал/моль). Поскольку исходная кислота имеет кон-
центрацию не 100$, а 47-60$, то тепловой эффект реакции снижается
33
на величину теплоты разбавления 100% кислоты и растворения амми-
ачной селитры. Выделившееся в результате тепло реакции нейтрали-
зации может быть в той или иной степени использовано на упарива-
ние воды,, внесенной с разбавленной азотной кислотой, подогрев
азотной кислоты, аммиака и растворов аммиачной селитр!. Именно в
этих направлениях до настоящего времени использовалось указанное
тепло в различных технологических схемах как отечественных, так
и зарубежных.
В схемах отечественных агрегатов (АС-60) постройки до 1972г.
(рис.1.4), использовавших кислоту концентрацией ниже 50% целесо-
образным оказывалось применение части образующихся при нейтрали-
зации соковых паров для упарки под вакуумом растворов аммиачной
селитры до концентрации 82-85%. При применении, как это имеет
место в крупнотоннажных агрегатах АС-67 и АС-72 постройки после
1972 г., азотной кислоты концентрацией 58-60% и подогреве ее и
аммиака перед подачей на реакцию нейтрализации, получаются раство-
ры нитрата аммония концентрацией 92-95% NH4NO3 п прямое ис-
пользование соковых паров для упарки остающейся вода становится
затруднительным, нецелесообразным, требуя либо слишком высокого
температурного уровня проведения процесса упарки, либо сильно по-
вышенного вакуума при испарении. Одновременно резко усложняется
решение вопроса очистки паров. В безупарочном методе Штенгеля
/ 101 /, усовершенствованном предложением Я.И.Кильмана и В.А.Клев-
ке / 102 / тепло реакции в сочетании с теплом подводимого извне
греющего пара используется как на удаление вода из раствора амми-
ачной селитры, так и на подогревы исходных реагентов. В последнее
время появились предложения / 103 / п / 104 /, направленные на
использование тепла реакции нейтрализации для полного покрытия
внутренних нужд технологии в тепловой энергии и устранение подво-
да греющего пара извне. Следует однако обратить внимание на то
ДОБАВКА
2. ВЫПАРКА ICT. 5. ПОЙ. КОНДЕНСАТОР й. CtllAPAIOPbl „„п.пит
3 Д0НЕЙТРЛЛНЗАТ0Р а ВАКУУМ-НАСОС а ГРАН БАШНЯ ПРОДУКТ
4. БАР. КОНДЕНСАТОР 7. ВЫПАРКА 1 СТ. Ю. ПОДОГРЕВАТЕЛИ
со
Рис.1.4 Принципиальная схема агрегата АС-60.
35
обстоятельство, что сегодня такой одноцелевой подход к технологии
аммиачной селитры становится недостаточно полноценным. Дело в том,
что, как упоминалось выше, использование вакуумных систем на вы-
парке затрудняет решение вопроса очистки от выбросов в окружающую
среду. Очистка конденсированной фазы, например с применением ионо-
обменных смол, требует значительных капитальных и эксплуатационных
затрат, не давая при этом большой степени надежности. Обработка и
очистка газовой фазы требует больших объемов аппаратуры, выполняе-
мой из нержавеющей стали и обеспечение высокого качества такой
очистки затруднительно из-за высоких скоростей паров. В итоге со-
гласно например предложению / 104 / содержание аммиачной селитры в
конденсате сокового пара определяется величиной 600 мг/л, что со-
вершенно неприемлемо для сброса в окружающую среду. Заметим при
этом, что в технологических решениях / 103,104 / узлов нейтрализа-
ция-выпарка для получения плава концентрацией 99,7% потребуется
применение остаточного давления на уровне 30-50 мм рт.ст., вместо
150-170 мм рт.ст. в традиционной технологии, например агрегата
АС-60. Таким образом переплетаются задачи энергосбережения и охра-
ны окружающей среды. Рассматривая производство аммиачной селитры
в составе азотно-тукового комплекса, отмечаем, что по величине вы-
бросов в окружающую среду (общеотраслевые выбросы аммиачной селит-
ры и аммиака составляют многие тысячи тонн в год) оно может быть
поставлено в один ряд с производством аммиака и производством азот-
ной кислоты, тогда как энергетические затраты производства аммиачно
селитры оказываются на порядок ниже. Соответственно можно говорить
в нашем случае о некотором приоритете безвыбросности перед энерго-
сбережением.
Учитывая изложенное за общую основу разработки перспективных
технологических решений нами было принято направление на реали-
зацию упомянутой выше безвыбросности в сочетании с энергосбереже-
36
нием при исключении выпарки под вакуумом. Это может быть обеспе-
чено путем замыкания циклов по газовой фазе с проведением нейтра-
лизации под повышенным (против атмосферного) давлением, тщательной
многостадийной очисткой всех соковых паров и паров из выпарки, ис-
пользующей принцип переиспарения и применения фильтрующих устройств
для достижения солесодержания на уровне единиц миллиграмм на литр
конденсата. После сжатия в компрессоре такого пара он может быть
направлен для обогрева обратно в технологию, на что пойдет около
1/3 всего пара, а 2/3 его могут быть выданы в сеть для внешнего
потребления. При отсутствии нужды в выдаче пара на сторону, он
может быть использован в турбине для привода компрессора.
Перечисленные выше задачи технологии аммиачной селитры, се-
годня четко обозначенные, в агрегатах постройки до 1972 г. (АС-60)
практически не были решены. Гранулометрический состав был весьма
далек от задаваемого действующим ныне ГОСТом (содержание фракции
2-3 мм составляло только 10-20$). Влажность гранул 2-3$ и плохой
грансостав продукта приводили к его слеживанию, необходимости дро-
бления перед внесением в почву, на что затрачивалось дополнитель-
но до 8,7 руб. на тонну аммиачной селитры. Выбрасываемая газовая
фаза никак не очищались от примесей.
Реализация решений вышеописанных принципиальных задач вызва-
ла необходимость решения ряда существенных вопросов. При этом по-
следние возникали в двух аспектах: I. применительно к изменениям
технологии уже действующих и строящихся агрегатов и 2. примени-
тельно к разрабатываемым технологическим схемам. Исходным вариан-
том были агрегаты АС-60 постройки до 1972 г., в которых в процес-
се эксплуатации реализована технология доупарки плава и усовершен-
ствованы узлы гранулирования, что позволило улучшить качество вы-
пускаемой гранулированной аммиачной селитры и довести его до тре-
бований ГОСТа, в том числе до показателей, соответствующих Госу-
37
дарственному знаку качества. Ведутся работы по внедрению на этих
агрегатах узлов комбинированной очистки выхлопов, резко сникающей
выбросы в окружающую среду. При разработке новых технологий для
крупнотоннажных агрегатов производства аммиачной селитры по схе-
мам АС-67 и АС-72 были реализованы как вышеуказанные мероприятия
по улучшению качества продукции, так и мероприятия по интенсифика-
ции процесса башенного гранулирования. В результате продукция этих
агрегатов имеет показатели значительно превышающие требования ГЗК
согласно действующему ГОСТ, а удельные (на единицу нагрузки) объе-
мы аппаратуры резко сокращены. Более поздно разработанные меропри-
ятия по снижению выбросов в окружающую среду за счет применения
комбинированной системы очистки реализуются на агрегатах АС-67 и
АС-72 в процессе эксплуатации, а закладываемые строительством се-
годня агрегаты АС-72М модернизированы уже в процессе разработки
рабочей документации и оснащаются изначально системой комбиниро-
ванной очистки выхлопов.
Если в технологических схемах вышеперечисленных агрегатов
усовершенствованияделались по принципу включения в них новых тех-
нологических решений как таковых, то разработка перспективной тех-
нологии производства аммиачной селитры выполнена на основе орга-
нического сочетания принципиально новых разработок с изменением
основ технологии, что привело к приобретению качественно новой
черты технологии - безвыбросности при одновременном обеспечении
энергосбережения на уровне самообеспеченности по пару и выдачи
его на сторону.
Общий подход к новым разработкам основывался на проведении
их как на первой иерархической ступени - ФХС, так и на второй
ступени - XIC, на доведении их до получения новых по порядку ве-
личин показателей качества продукции и экологической чистоты тез-
нологии.
38
ГЛАВА 2. ПОЛУЧЕНИЕ ПЛАВОВ АММИАЧНОЙ СЕЛИТРЫ
2.1. Теоретические основы технологических процессов обмена
при наличии фазовых превращений в двухфазных пленочных
и пленочно-дисперсных системах переработки аммиака
Для рассматриваемых процессов характерно наличие подвода мас-
сы к парогазовому ядру потока или отвода массы от него. В общем
случае это может иметь место за счет фазовых превращений сопровож-
дающих теплообмен, массообмен и химических реакций как у поверх-
ности пленки на стенках канала, так и у поверхности диспергирован-
ной фазы в ядре.
Рассмотрим для пленочно-дисперсного течения (рис.2.1) с не-
большими объемными содержаниями дисперсной фазы и при умеренных
движущих силах перенос тепла и массы в отдельных элементах: дис-
персной жидкой фазе, парогазовом ядре потока и пленке жидкости на
стенках канала.
Будем считать, что потоки направлены от стенок внутрь канала,
Противоположное направление потоков учитывается изменением знака.
2.I.I. Дисперсная фаза в ядре потока
2.I.I.I. Среднерасходные технологические характеристики
потока дисперсной фазы
В условиях переработки аммиака, когда скорости потока в тру-
бах аппаратуры составляют 20-30 м/с, механически образованная за
счет срыва с пленки дисперсная жидкая фаза (капли) в ядре потока
О
имеет средний размер порядка 10 м. Ввиду относительно малых
объемных содержащий в ядре потока (до 2-5%) отдельные капли жид-
кости практически не взаимодействуют друг с другом. Однако, в ус-
ловиях рассматриваемой технологической аппаратуры возможно появле-
ние в ядре потока жидкой фазы за счет совершенно иного источника,
а именно, за счет фазового превращения - туманообразования. Не вда-
39
Рис. 2.1 Схема двухфазной пленочно-дисперсной
системы.
40
ваясь в рассмотрение вопроса об образовании туманообразной фрак-
ции, отметим лишь, что, согласно имеющимся экспериментальным дан-
ным и расчетам / 22 /, средний размер частиц аэрозоля при этом
имеет величину порядка 10 - 10-“ м. Как видим, две вышеуказан-
ные фракции дисперсной фазы в ядре потока: механическая или брыз-
говая и туманообразная - характеризуются весьма большой разницей
в величине среднего диаметра. Поскольку средние объемы (массы) от-
Q ТО
личаются при этом в 10 - 10 раз, естественно ожидать качествен-
но различного поведения двух указанных фракций дисперсной фазы.
Ввиду того, что весовое содержание туманообразной фракции для рас-
сматриваемых нами случаев мало, считаем, что ее влияние на адди-
тивные свойства рабочего тела потока: плотность, вязкость, тепло-
проводность и др. пренебрежимо мало и может практически не учиты-
ваться. Сказанное однако не относится к тепловым эффектам образо-
вания или исчезновения этой фракции в ядре потока. Поскольку удель-
ные скрытые теплоты конденсации и испарения могут на 3 порядка и
более превосходить теплоемкость газовой фазы, образование и исчез-
новение туманообразной фракции в количествах, составляющих лишь
десятые доли процента, а тем более единицы процентов, может изме-
нить температуру газовой фазы на единицы-десятки градусов. Таким
образом, необходимо учитывать влияние образования и роста ( в ал-
гебраическом смысле) туманообразной фракции на тепловую сторону
процесса.
Рассмотрим теперь условия переноса тепла и массы для диспер-
гированной жидкой фазы ядра потока (см.рис.2.1). Время существова-
ния брызговых капель имеет величины порядка 10“2 _ ю-1 с> а чиС_
ло Рейнольдса 10^ - I0"3.
В этом широком диапазоне условий возможны два предельных слу-
чая процессов переноса в каплях: I. молекулярный перенос в неста-
ционарных внутренних полях концентраций и температур и 2. перенос
41
за счет конвенции, создаваемой механическим взаимодействием между
сплошной газовой средой и движущейся в ней каплей.
Воспользовавшись для первого случая имеющимися решениями не-
стационарной задачи переноса в шаре, можно оценить величину поте-
ри брызговой каплей теплосодержания и изменения безразмерной раз-
ности температур между каплей и окружающей средой. Первая оказыва-
ется величиной не более одного процента, а величина второй не пре-
вышает десяти процентов. Учтем теперь возможное влияние массообме-
на между газовой фазой и каплей на теплообмен в последней. Если
иметь в виду худший случай одинакового направления потоков тепла
//
и массы, то эффективный коэффициент теплоотдачи С(э , учиты-
вающий тепловой эффект , можно представить как
igg-swr* ) <2-O
При этом считается, что состояние газовой фазы соответствует насы-
щению по рассматриваемому компоненту, используется уравнение Кла-
пейрона-Клаузиуса и аналогия между обменом теплом и массой, дви-
жущая сила массообмена считается не очень большой, так что можно
воспользоваться лишь первым членом разложения в ряд 4^-/3'.
Для воды, обладающей весьма высоким тепловым эффектом фазово-
го превращения жидкость-пар, в интересующих нас случаях парциальные
давления ограничены величиной порядка 10^ кг/м^, при этом из выра-
. ft ff
жения (2.1) получим (лэ =7,8 Cfc . Как видим, влияние массоот-
дачи на теплообмен значительно сильнее прямого процесса теплоотда-
чи у поверхности капли. Изменение избыточной температуры поверхнос-
ти относительно температуры среды составит 20%.
Даже, если бы парциальное давление достигло атмосферного а
<4^ =35 , потеря каплей теплосодержания к моменту ее выхо-
да из канала или слияния с жидкостью в пленке составила бы только
25%. Для коэффициентов Од- и /2' переноса в капле, осуществляемого
42
за счет механической конвенции (тепловая конвекция в капле значи-
тельно слабее механической) можно воспользоваться результатами
работы / 105 /, где на основе обобщения данных эксперимента дана
зависимость _С5-
Nilk=C),65P<2K 11+Ч'/Ц") (2.2)
Основные уравнения, описывающие перенос в сферической капле,
при этом могут быть записаны как
с/Т(2.3)
- СХ'с/к ' -
<* -4)
В рассматриваемых условиях изменения температуры капли Тк,
отнесенные к разности между температурой ее поверхности /йг и Тк,
будут составлять 10 х 10 , чему соответствуют такие же величи-
ны изменений теплосодержания капли и концентраций отдельных компо-
нентов в ней.
В итоге заключаем, что капли брызговой фракции в части их
средних тепловых параметров (и состава) могут рассматриваться как
изолированные от газовой фазы, находящиеся в адиабатических усло-
виях.
Аналогичное рассмотрение туманообразной фракции Показывает
противоположную картину: ввиду малых размеров и большой удельной
поверхности капли имеют ничтожное внутреннее сопротивление и прак-
тически мгновенно обмениваются теплом и массой с газовой фазой.
Здесь следует оговорить то обстоятельство, что согласно классичес-
кому рассмотрению Том. сона равновесное давление паров над искрив-
ленной поверхностью жидкости зависит в обратной пропорции от ра-
диуса кривизны, что, вообще говоря, должно быть учтено, например
согласно / 22 /. Однако, для интересующих нас условий длинных
труб и не слишком больших неравновесностей системы участки кана-
ла, на которых происходит образование зародышевых частиц тумана,
43
весьма малы и на основной длине канала имеет место постепенное
укрупнение частиц в небольших интервалах их размеров. В результа-
те, рассматриваемое обстоятельство может быть при необходимости
учтено путем введения постоянной по длине канала температурной
поправки, не меняя того положения, что изменение температуры час-
тиц тумана следует синхронно за изменением температуры газовой
фазы.
Определим значение технологических параметров брызговой фрак-
ции, находящейся в таких условиях / 106 /. Среднемассовые техно-
логические характеристики этой фракции могут меняться за счет об-
мена каплями ядра потока и пленки.
Между сечениями канала и Х+бЬс законы сохранения энер-
гии и массы дают:
CMkJkS + (СдМк+Тп~С дМк-Тк)(^Р-С(Мк?$Мк^(7к+^7к)&- О (2.5)
& о!Мк1= (лМк+ -дМк-)сРр (2.6)
дМк+ c/F
Мк £ (2.7)
• /
Для сохранения массы компонента 4 можно записать:
Xni -лМк- <2- 8>
С учетом (2.6) будет
( ~ (2.9)
ИДИ ЬЛ /г
/у _(-у у ) дМк* О/Г
Of FkI - ( 'UaJ и* g (2.!
2.1.1.2. Движение капель и обмен ими ядра потока и
пленки на стенках канала
Рассмотрим предварительно вопросы образования капель и об-
текания их потоком.
44
Если тлеется масса жидкости, движущейся в объеме газовой
фазы, то / I07-IC9 / дробление ее под действием аэродинамичес-
ких сил, приводит к образованию капель, средний диаметр которых
определяется равенством =12, где в критерий входит
скорость газовой фазы относительно жидкости.
Средний размер капель, образующихся при срыве жидкости с
пленки, текущей по стенке, будет определяться скоростью газово-
го потока в канале, поскольку скорость пленки мала по сравнению
с последней.
Согласно исследованиям / НО /, средний диаметр образующих-
ся капель в широких диапазонах изменения условий процесса и кон-
структивных размеров рабочих элементов хорошо описывается зави-
симостями :
Для жидкостей повышенной вязкости
при 0,005 Р' Сс/п
При
Г b Clf! . про . Л',7 р/ -0,^5
А для условий, близких к рассматриваемым, когда вязкость
жидкости не очень высока, диаметр канала значителен, и имеет мес-
то неравенство i — <0,005
Р бал
(2.13)
л do б '
Коэффициент может зависеть лишь от конструктивных па-
раметров канала.
Весьма близкая функциональная связь дается в работе / III /
Проведенная в работе / НО / экспериментальная проверка
влияния геометрических размеров на дисперсность образующихся ка-
пель при условиях, когда (>^г/рбс/п)< 0,00'5 скорости воздуха 40 *
120 м/с, объемный вес жидкости 750+1250 м^/м^,^(0,067-57) 10
б~(2,7-?%2)/03 показала, что Ас =0,64 см.такжв / 39 /.
Используя приведенные соотношения при скоростях газового
потока, измеряемых десятками метров в секунду и диаметрах канала
в несколько сантиметров, средний диаметр капель можно оценить как
О
величину порядка 10 м. Числа Рейнольдса при этом составляют ве-
личины не менее десятков, что находится далеко за областью дей-
ствия закона Стокса.
По вопросу о коэффициенте лобового сопротивления при инте-
ресующих нас условиях результаты можно в первом приближении поды-
тожить следующим образом. Идя твердого шара в области 2<Х^<500
может быть аппроксимирован зависимостью вида
= (2.14)
где согласно работам / II2-II4 / Л-=0,5 и Ал =12+13, а соглас-
но / 17 / А =0,6 и /4Л=18,5 (величины А =12+13 и /Л=18,5
связываются друг с другом условием одинаковой скорости витания
при Л= 0,5 и /Ъ =0,6). Представляются и более сложного вида
зависимости, например / II5 /:
(2.15)
или / 116 /
(2.16)
для более широких диапазонов чисел Re
Следует отметить однако, что при 20?/е<500 различия в ре-
зультатах, даваемых вышеуказанными зависимостями, невелики и мо-
жет быть применена простейшая из них, а именно (2.14) с Л=0,5.
Для области /^>500 величина коэффициента сопротивления
практически не зависит от и может быть принята постоянной и
равной =0,44/41 /.
Изменения в зависимостях, определяющих %л прямо связаны с
изменением в характере обтекания шара, на что указывают авторы
46
многих работ / II7-II9 /.
Отклонения от закона Стокса характеризуют появление сущест-
венных инерционных эффектов, приводящих к несимметричности карти-
ны обтекания вдоль оси потока. По мере увеличения А’е несимметрия
начинает (после достижения Re =20) выражаться в виде появления
за шаром турбулизированного следа. При =500 от кормовой час-
ти начинают отрываться вихри и уходить вслед за шаром.
При Re =(2-s3)*I0^ происходит турбулизация пограничного слоя
перед точкой отрыва, приводящая с резкому снижению . В нашем
рассмотрении однако эта область интереса не представляет и рас-
сматриваться не будет.
Основные черты картины обтекания шара весьма схожи с тем,что
имеет место при обтекании цилиндра, однако экспериментальное на-
блюдение во втором случае оказывается значительно облегченным.Для
иллюстрации вышеприведенного описания картины обтекания приведем
фотографии (рис.2.2) следа за цилиндром, полученные Хоманом в ра-
боте / 120 /.
При обтекании не твердого шара, а капли жидкости возможны су-
щественные отличия как в величине коэффициента лобового сопротив-
ления, так и в связанной с ним прямо скорости витания.
Для области малых чисел Re (порядка I и менее) теорети -
ческая зависимость Адамара-Рыбчинского / 41 /
/ _ ^2^1 (2 17)
показывает, что когда сплошная фаза имеет малую вязкость ( Ч" )
по сравнению с вязкостью капель ( )> как например в случае
капель жидкости в газе, то практически капли можно рассматривать
как твердые шары, ибо при из (2.17) получается зави-
„ 2// D
симость При увеличении однако ке и размеров ка-
пель наступает область, когда за счет деформаций капли, пульсаций
ев поверхности и циркуляции жидкости коэффициент сопротивления на-
Рис. 2.2 След за телом (шаром) при
небольших числах Рейнольса /120/.
48
чинает возрастать, а скорость витания снижается по сравнению с
тем, что имеет место для твердого тела.
Поскольку для указанных явлений важнейшим фактором оказыва-
ется поверхностное натяжение, определяющее вместе с геометрией
капли устойчивость ее формы и отношение поверхностных сил, стаби-
лизирующих каплю, к силе динамического напора вызывающей ее де-
формацию, то в качестве определяющего критерия следует уже рас-
сматривать
Изучению коэффициента сопротивления капель посвящен ряд ра-
бот / 113,121-125 / и др. Поскольку аналитическое рассмотрение
движения деформируемых и пульсирующих капель с целью определения
коэффициента сопротивления представляет большие трудности изуче-
ние этого вопроса проводилось эмпирическим или полуэмпирическим
путями на основе экспериментальных данных по скорости витания ка-
пель в вязких средах. Значение величины коэффициента лобового
сопротивления при скорости витания ( С- ) определялось из ус-
вия равенства сил сопротивления и веса!
/> Р'~Р" - Р „&Р С/к
з F р» 3 У Р"
(2.18)
Однако, таким образом не охватывается движение капель при
скоростях, отличных от скорости витания, и в литературе отсутст-
вуют соотношения, которые характеризовали бы коэффициент сопро-
тивления капель в общем случае. Исключение составляет работа
/ ИЗ /, в которой приводятся общие формулы для расчета величины
, но они справедливы лишь в области малых диаметров капель
(существенно менее I мм) и довольно сложны для вычислений.
Ниже представляется методика расчета величин коэффициента
сопротивления капель ( ^ ) и полученные с ее помощью конкретные
расчетные зависимости / 126,127 /. В основу положены эксперимен-
тальные материалы разных авторов по скоростям витания капель в
49
вязких средах, а также способ вычисления коэффициента сопротивле-
ния капель при скоростях, отличных от скорости витания, по извест-
ным значениям , разработанный Дженкинсом / 121 / при опреде-
лении коэффициента сопротивления капель воды, движущихся в воздуш-
ном потоке.
Дженкинс принял, что амплитуда деформации капель пропорцио-
нальна числу Вебера, т.е. для двух капель, испытывающих одинако-
вые деформации, можно записать:
I/} = ZQ. c/z (2.19)
или
Далее полагая, что при одинаковых отклонениях формы двух
капель от сферической, значения этих капель будут иметь
одинаковые отклонения от соответствующих значений твердых
сфер, Дженкинс записывает равенство:
ум - (2.21)
Г
Как следует из соотношения (2.21), зная значение 7*2 кап-
ли диаметром при скорости ее движения можно найти
величины и Т/f , т.е. коэффициент сопротивления капли сЬ ,
движущейся со скоростью . Если же известна какая-либо зави-
симость ~f(V) ИЛИ ^2 =/(&)
, то можно вычислить значение
коэффициента сопротивления капли любого размера при любой скорос-
ти движения. Для практического использования соотношений (2.19 -
' 2.21) целесообразно значение выбирать соответствующим ско-
ростям витания ( /*2 ~ ‘tL ) .
В работах / 122-124 / изучалось движение капель различных
жидкостей в жидких средах. Было установлено, что скорость витания
капель с увеличением их диаметра сначала возрастает, а затем, на-
чиная с определенного размера, остается практически постоянной.
50
Аналогичная картина наблюдалась при движении капель воды в воз-
духе / 121 /, Это явление объясняется резким ростом коэффициента
сопротивления капли, начиная с некоторого размера, называемого пи-
ковым, в результате деформации ее поверхности и колебаний. Отли-
чие коэффициента капли от соответствующих твердых
сфер имеется и при движении капель размером меньше пикового. По -
данным работ / 121, 128 / пиковое значение диаметра капли ( Ср )Р
при тех же условиях приблизительно вдвое больше, чем соответству-
ющее моменту, когда появляется указанное отличие в
На основе обработки большого числа экспериментальных данных
Шенген и Кинтер / 123 / получили соотношения для определения пико-
вого диаметра капель и пиковой скорости их движения:
(о(к)р - 3,58 (2.22)
и™ We = 3,58(-f)^j2 (2*22а)
, , -0,238
(1AJP = /,23(6/?")Av (2.23)
и Р"г
где v у»*
В соотношении (2.23) для практически интересных условии движения
жидких капель можно с точностью в единицы процентов скорректиро -
вать показатель степени с - 0,238 на -0,25 (с соответствующей кор-
ректировкой при этом числового коэффициента в правой части).Тогда
после преобразований можно вместо (2.23) представить связь:
We6 =3,03 ^3 (2.24)
Критерии Вебера в соотношениях(2.22а) и (2.24) включают плотность
газовой фазы, а в качестве линейного размера в первом соотношении
в входит искомый пиковый размер капли, во втором соотношении
же при этом фигурирует капиллярная постоянная , это отме-
чается индексом б . Как показано Хинце / 107 / и другими иссле-
дователями / 65, 128 / устойчивость капли в потоке определяется
величиною критерия Вебера, тлеющей при этом место. Увеличение
51
соответствует росту деформаций капли, причем отклонение формы дос-
тигает величины порядка ее радиуса, что соответствует распаду дан-
ной капли на более мелкие при указанном выше значении =12.
Полученные величины критерия Вебера, соответствующие моменту
наступления существенных деформаций капли, составляют от этого
значения 25-*30%.
Скорость витания капель размером меньше ( с/к )^ можно оп-
ределить по формуле, найденной в / 124 /:
- , и-О, OS' 0,58 /0,7
1£>=3,оьр др ? с/« (2.25)
Таким образом соотношения (2.18), (2.22) - (2.26) позволяют
найти коэффициенты сопротивления капель, движущихся со скоростями
витания.
Используя указанные соотношения совместно с зависимостями
(2.19)-(2.21) можно предложить следующий метод определения коэф-
фициентов сопротивления капель различных жидкостей, движущихся в
вязких средах: находятся значения пиковой скорости ( УХ}Р (2.24)
и пикового диаметра ( dK (2.23), характеризующих точку на кри-
вой начиная с которой с увеличением диаметра капли ско-
рость витания остается постоянной и равной ( находятся ско-
рости витания капель (2.25) размером меньше пикового, по (2.18)
находятся коэффициенты сопротивления капель, движущихся со скорос-
тями витания, по (2.20) и (2.21) находятся числа и соответ-
ствующие значения коэффициентов сопротивления капель различного
размера при любых скоростях движения, строятся графические зависи-
мости для капель разного размера.
На рис. 2.3 показаны коэффициенты сопротивления капель воды,
движущихся со скоростью витания. Сплошная линия - значения ,
вычисленные по предложенному методу, отдельные точки - эксперимен-
тальные данные работы / 121 /. Как видно расхождение не превышает
15$, что можно считать удовлетворительным учитывая большой диапа-
52
Рис. 2.3 Коэффициент сопротивления капель воды при
движении в воздухе со скоростью витания:
— расчет
х экспериментальные данные
о/п
/£'<?0 "С, 7ло^-,г-,узгп cvn.J с/- 4- 4гч~»,
f/~т^сг VJ - V/^л. , & ~ f суогуэ
Рис. 2.4 Зависимость коэффициента сопротивления
капель воды от числа Rq :
I - с!к = I мм; 2-2 мм; 3-3 мл; 4-4 мл;
5 - при V = Z/^« ; 6 - для твердых сфер
53
зон изменения условий при движении капель воды в воздухе и жидких
капель в жидкостях.
На рис. 2.4 показаны вычисленные нами / 126,127 / значения
коэффициентов сопротивления капель воды при различных скоростях
движения.
Используя зависимость (2.18) - (2.25) можно получить общие
соотношения, характеризующие коэффициенты сопротивления капель
для интересующих нас условий: г——
При и4? < 3,58 ( R&K <У,89—п7>------)
Ъ <2’26)
Пщ1»Ъз,58 ( ReK 18S tE3&)
£ - Г) Re* R67aP<?' % (о 27)
(2.27)
Или, округляя, с точностью в единицы %:
$к = 0,/35We -i- (2.28)
/рс
Если известна функция £=J(Re) , то соотношениям (2.26),
(2.27) и (2.28) можно придать конкретный расчетный вид. Например,
аппроксимируя указанную функцию при 300 Re < 2000 как
^Re а при Rs > 2000 как COn.lt найдем
При Т^<3,58
f 02 р^0'2
/К~ r>o,os / 0,1 R&k (2.29)
“г С(/<
Эта зависимость в диапазоне 300*400 < ReK< 1000*2000 (правая гра-
ница определяется в каждом данном случае достижением =3,58)
и при с/к< 3 мм может быть в первом приближении заменена постоянным
значением
£ -0,55-
При Ъ/е> 3,58 / У7
^0.58^?^-
' CJk
или согласно (2.28)
Й- = О,
(2.30)
(2.31)
(2.32)
54
Погрешность при вычислении коэффициентов сопротивления ка -
пель вода в воздухе по полученным соотношениям не превышала 10$.
Согласно результатам работы Н.Н.Кулова / 50 / по изучению
пленочно-дисперсного потока, представленным на рис. 2.5, можно
заключить, что дисперсная фаза постепенно от точки ввода заполня-
ет сечение канала, а когда этот процесс по ходу потока стабилизи-
руется обратным попаданием капель в пленку, то распределение ка-
пель в поперечном сечении потока становится равномерным и приоб-
ретает плоский профиль.
Имея ввиду получить обозримые связи, представительно описыва-
ющие движение капель в рассматривавши условиях, а также учитывая
весьма малый объем литературных данных по распределению размеров
капель, далее будем рассматривать / 129 / диспергированную фазу
в ядре потока как совокупность монодшсперсных среднеразмерных ка-
пель. За типичные примем условия, когда по порядку величин физи-
ческие характеристики сред недалеки от системы вода-воздух, имеют
место умеренные температуры и давления, среднерасходные скорости
газа существенно превышают скорость захлебывания и составляют де-
—2 —Т
сятки метров в секунду, а диаметр канала 10 -10 м, числа Рей-
нольдса при обтекании капли газовой фазой составляют сотни, десят-
ки. Соответственно следует учитывать возможности движения капель
и как твердых сфер и как деформируешх, т.е. для %* могут быть
справедливы и зависимости (2.14) с Гъ =0,5 Д^12+13 и (2.32) и
=0,55, а скорость витания может принимать пиковое значение.
Учитывая изложенное, рассмотрим относительное движение капель
вдоль их траектории в газовой фазе (пренебрегая ввиду повышенной
начальной скорости и малости отрезков времени силой веса) на осно-
ве уравнения: 3 , 2 г
Р of % . -f п
С2*33)
которое в безразмерном виде можно представить как
55.
Рис.
2.5 Распределение диспергированной звдкости по сечению
орошаемой трубы 6^=25мм при различных расстояниях
(ОС) от оросителя АЬ = 14000/^ 33,4 м/с по данным
Н.Н.Кулова /50/ х -JE = I,5mj Д -гг = 1,0м;
О -Х= 0,37м.
56
(2.33а)
(2.36)
(2.34а)
(2.35а)
(2.36а)
(2.346)
(2.356)
В соответствии с общеметодическим подходом системного ана-
лиза / 12 / и как будет видно ниже из материалов гл. .3-, на детер-
минированное движение капель (гранул) налагается недетерминирован-
ное их рассеяние. При небольших величинах отрезков, проходимых кап-
лей от момента ее образования и до обратного попадания в пленку
жидкости, имеющих место в обычных условиях, рассеяние невелико и
может не учитываться. В противном случае полученные выше соотно-
шения должны быть дополнены соотношениями главы 3.
Рассмотрим компоненты начальной скорости капли по осям -эс и У
По оси jc осредненная начальная скорость ( Шсо ) имеет один поря-
док величин со скоростью движения пленки жидкости на стенках кана-
ла. В то же время по этой оси разгон капли после ее срыва с пленки
происходит до значительной скорости порядка скоростей движения по-
57
тока сплошной фазы. В результате малое начальное значение компо-
ненты по этой оси несущественно и может быть принято равным нулю,
а соответствующую величину скорости движения капли вдоль оси кана-
ла относительно газовой фазы будем считать равной , т.е.
Ухо = . Картина меняется при рассмотрении осредненной началь-
ной скорости движения капли по оси У ( ^4»). В этом направлении
осредненное движение газовой фазы отсутствует, а расстояния, про-
ходимые каплей по оси У весьма малы. Ввиду такой обстановки ня-
чальная скорость капли по оси У будет практически определять
все последующее ее движение в этом направлении.
Из изложенных соображений можно заключить, что углы наклона
траекторий капель к оси канала должны быть весьма малы и это поз-
воляет практически отождествлять скалярные значения % и ,а так-
же длину пути капли £ и л
Начальная скорость капли определяется взаимодействием газа и
жидкости на межфазной поверхности раздела, ограничивающий поток
у
в канале .
Пусть срыв капли с пленки происходит на некоторой площадке 4
поверхности раздела. Действующей силой является касательное нап-
ряжение, характеризуемое динамической скоростью ( ). Харак-
терное время примем пропорциональным . Тогда, считая,
что динамика деформации пленки и взаимодействие образующейся капли
массой ГПк с прилежащей к ней частно газового потока, создающее
и соответствующее количество движения, определяются импуль-
сом действующей силы, запишем:
~р’(гХ*)^£-„ (2.36)
ИЛИ 7Г /Z г*
Уо ~ [ о(к ) Р'™ (2.37)
х В случае твердых гранул и отсутствия жидкости на стенках канала
величина и направление начальной скорости будут определяться ус-
ловиями взаимодействия при косом ударе гранулы о стенку.
58
Считая в первом приближении с/ц пропорциональным Д предста-
вим 1/уо как „
'Z/уо к/'* (2.38)
Рассмотрим процесс обмена ядра потока и пленки среднеразмер-
ннми каплями диаметром- с(к на площадке канала c/F , с координа-
той F , имеющего поперечное сечение
F/(F) (2.39)
Общий баланс капельной жидкости в ядре потока определяется
(2.6).
Баланс по капельной жидкости ядра потока, прошедшей через
входное сечение ( F^ ), где и сохранившейся в количестве
с/(Мм S &MkMF~=O (2.40)
~М*Г ¥=0 (2.41)
или f
(2.42)
Обозначая и представляя
(2.43)
Мкл &
мокно представить
’Х.к^ ejcp£-^f zF' (Ф ~ Фо F (2,44)
При в частности при установившемся обмене, отсчиты-
вая от фо -О
z аМк
Мк1 $) (2.45)
При обработке результатов измерений брызгоуноса по длине ка-
нала /50/ Н.Н.Кулов пришел к заключению, что наилучшее соответст-
вие дает эмпирическая зависимость экспоненциального вида. Это на-
ходится в полном согласии с полученными соотношениями,
Пря &М^лМ^лМк- = г^(^-1Г)Р' (2.46)
59
соответственно
= (2.47)
Тогда относительная масса жидкости,перенесенной каплями
в поперечном направлении, будет
<74 - (2 Л8)
Мк1 S (1л/^Ъх)с/п
Рассматривая в системе координат, связанной со стенками ка-
нала, путь, проходимый каплей за время ее "жизни", имеем
Ас ~ ziOCzic - (Т1/~+ 1/х)'Е'мс (2.49)
Используя (2.45) и (2.48) найдем
Ас = - fec/ъ = - у di* = (ы+йхШ (2е50)
° i ^т/у
чему соответствует °
с74лс - / (2.51)
из (2.49) и (2.50) получим
<2.®)
Как было указано выше, практически интересны три случая
обтекания капель соответственно с показателями степени в степен-
ном законе для коэффициента сопротивления равными: I) /г. =0,5;
2) tv =0 и 3) гъ =-%. Рассмотрим зависимости, определяющие об-
мен каплями ядра потока и пленки на стенках для первого
Н- =0,5. Подставляя З^сиз (2.50) и (2.356) найдем
_ . tin Ухо *,г
8У^'г^Уо
УхО = -У/ будем иметь
учитывая (2.38) и условие
случая
(2.53)
Ух _
(2.54)
их - '
Подставляя (2.54) и (2.55) в (2.48) получим
(2.55)
и
0,5
(2.56)
60
/У- / / 7-
“'"v*
(2.57)
Для второго случая
г^ос/л
1/у_____?Zzo Ср /(22 4
г^о" 9 гъогы^
(2.58)
Как и в предыдущем случае начальные скорости определяются здесь
по (2.38) и 19со =-£/' г</аЬ
= A^И&г7'/(2-59)
/ ‘тгХг/- tv J
В интересующих нас практических условиях величина показа-
теля степени при экспонате как правило не превышает единицы. Ес-
ли, учитывая это воспользоваться первыми тремя членами разложе-
ния в ряд экспоненциальной функции, то будет
// = £&<"*/КГ*}* (2.60)
а р' а„г j
а определяя с/к по результатам работ / 39, НО / и беря
А= = 0,55, можно записать,
99,7e'^p'Z М (2'61)
При Л = - 2 _ 5 (—)3
_______________ (2 62)
Vxo~ Ъо~ [2(^р_. z
L { г^/ 9г-„ Vmj 1
где 1/хо и 7/^о определяются как и в предыдущих случаях
зк/ре
_________________ (2.63)
cfr______________f?^)3 3<^
11^/ 7
Как правило, для интересующих нас условий в знаменателе
(2.63) единицами можно пренебречь, т.е.
М. = — ---- <2-64)
i//zzp 2аЬ 7_ у
1 vz) g-zr^ftv w*
61
При необходимости отсюда записывается выражение для
Рассмотрение имеющихся экспериментальных работ приводит к
заключению, что при их проведении движение капель должно было ’
происходить по крайней мере в двух, из указанных выше, трех ха-
тарттых областях. Анализ данных / 60, 130 /, а также приведенных
в / 60 / данных Козинса и Хьюитта, показывает, что если в первый
период "жизни" капли ее движение происходило соответственно тре-
тьей области , то далее большую часть времени она должна
была испытывать сопротивление по закону второй области. В отдель-
ных режимах, на конечном этапе движения капель должны были иметь
место условия, соответствующие первой области. Таким образом, в
общем случае, следует рассматривать процесс движения капли, как
происходящий в попеременно сменяющих друг друга характерных об-
ластях для . Учитывая, однако, что большая часть движения
капли происходит во второй области, можно считать коэффициент со-
противления в последней характерными для всего времени "жизни"
капли. Результаты обработки указанных экспериментальных данных
по такому первому приближению представлены на рис. 2.6а. Во всем
исследованном диапазоне значение Kv оказалось с дисперсией
0,0129 равным 0,0574. Для учета наличия третьей области была при
использовании зависимости (2.61), соответствующей второй области,
сделана корректировка путем введения в эту зависимость вместо сре-
днерасходной скорости газа пикового значения ее. В результате эк-
спериментальные данные (рис. 2.66) сгруппировались с дисперсией
0,00574 вокруг значения Kim, равного 0,0358.
2.1.2. Парогазовое ядро потока
2.1.2.1. Среднерасходные технологические характеристики
потока
Парогазовая сплошная фаза ядра потока может обмениваться
теплом и массой как с жидкой пленкой на стенках канала, так и с
62
Рис. 2.6 Коэффициенты Ку л Ку/i, рассчитанные по экспери-
ментальным данным: I-/I30/; 2-/60/; 3-данные
Козинса и Хыотта, приведенные в /60/.
63
жидкостью, диспергированной в объеме ядра. Как было показано вы-
ше, капли, унесенные с жидкой пленки, по отношению к их собствен-
ному теплооодерканио можно считать находящимися в адиабатическом
состоянии. Однако применительно к газовой фазе ядра потока такое
представление "адиабатичности" с ростом весовых расходов диспер-
гированной фазы становится неверным. Поэтому вклад диспергирован-
ной фазы в процессы обмена теплом и массой газовой фазы должен
быть в принципе учтен, хотя для области малых расходов дисперги-
рованной фазы это влияние сходит к нулю. Среднерасходные техноло-
гические характеристики (температуры, концентрации) могут быть
найдены из соотношений баланса тепла и массы. Учитывая наличие
различных по порядку величин фракций диспергированной фазы, ка-
пельной и туманообразной, целесообразно обмен теплом (и массой)
с диспергированной фазой представить двумя членами, составленны-
ми на основе усредненных параметров. Один из них характеризует
теплообмен с каплями, образованными за счет срыва жидкости с плен-
ки, другой характеризует обмен с каплями туманообразных разме-
ров, находящимися по своим средним показателям в равновесии с га-
зовой фазой ядра потока.
Просуммируем тепло, идущее на изменение температуры туыано-
образыой фракции и гнэовой фазы, а тепло, идущее на фазовое пре-
вращение, представим для каждого компонента как лУсС/(р”’ IwJ
тогда / IC6 /
V £-T")cfF+£/o(k(Tik- <2-65>
+ Z У(, of (~рГ ) ~Cf[(CfM + CMm)Tj = О
Второй член суммирует тепло, идущее к каплям различных размеров
( off - поверхность капель некоторого дифференциального диапа
зона их размеров, приходящаяся на единицу объема канала) и может
быть заменен выражением, составленным на основе усредненных пара-
64
метров, применительно к среднему диаметру капель с/к , например
в виде c(K(TfK-T")£p'ciK(i^-v)]'бМгскс
Соответственно для массообглена парогазового потока с жидкой и
диспергированной фазой будет L равенств
X"« - (V- -
П (2.66)
- ^)- d($ Xi)+ff-£c/=c= О
п" 1
Коэффициенты " ” принимаются в обобщенном представлении, т.е.
при необходимости включают в себя поправку Стефана. Так не как и
для переноса тепла второй член может быть записан в виде
( 'ti ~ РсМы- г/)] PMkc/jc.
2.1.2.2. Одномерное представление давления газовой фазы
с учетом обмена теплом и массой при наличии
капельной и туманообразной дисперсной фазы
Массообменнне процессы испарения, конденсации, абсорбции,
десорбции и др., имеющие место в аппаратуре переработки аммиака
и многих других производствах, протекают с подводом массы к по-
току или отводом последней от него.
Процессы обмена с газовой фазой имеют место как у ее внешней
границы контакта с нидкой пленкой на стенках канала, так и в яд-
ре потока при наличии там диспергированной лщдкой фазы. Ках пра-
вило в рассматриваемых случаях основной обмен теплом и массой
имеет место у границы контакта газовой фазы с нидкой пленкой, по-
скольку тленно через нее осуществляется обмен теплом о внешней
средой, с которым прямым образом связан и обмен массой. Б то не
время испарение и конденсация (в том числе и туманообразование)
у поверхности диспергированной нидкой фазы в ядре потока, проте-
кание там химических реакций, а такне прямой обмен каплями ядра
потока и пленки требуют учета в общем процессе обмена. За основу
65
для рассмотрения возьмем спстет.'у потока с переменной массой.
Изучение потоков с переменной массой по длине было начато
применительно к задачам с чисто механическими источниками при те-
чении лшдкости е канале с боковой раздачей или подводом. Г.А.Пет-
ровым / 131 / было записано исходное дифференциальное уравнение в
7
одномерном представлении v ,
(2-67)
9 м ?
И.Б.Мещерским выполнено рассмотрение / 132 / на основе теоремы
импульсов потоков как системы твердых тел.
Вопросы гидродинамики одномерного двухфазного потока, с уче-
том фазовых превращений разрабатываются применительно к специфи-
ческим условиям течений в сопловых аппаратах / 40,42 /. Более
близко к условиям, имеющим место в химической аппаратуре, рас-
сматривается вопрос в работе / 43 / Уоллиса, где приводится ис-
ходное уравнение одномерного потока и ряд его решений для случа-
ев, когда имеет место равенство скоростей движения сплошной и
диспергированной фаз, т.е. практически когда последняя имеет ту-
манообразный вид и без учета корректива профиля скоростей.
Уоллисом был рассмотрен вопрос о диссипации энергии (Эдасо)
при наличии оттока и дано соотношение
Ээнсс = (2.68)
в котором, как видно, добавка к коэффициенту трения прямо про-
порциональна отношению скорости отвода к средней скорости потока.
Б работах В.В.Бильмана с сотрудника-,ш / 133-135 / применительно
к условиям очень больших величин бокового отвода потока, тлеющих
место в некоторых конструкциях аппаратов катализа, было на осно-
ве баланса энергии, разработано исходное дифференциальное уравне-
ние одномерного потока, включающее диссипативные потери. Однако
66
в большом числе практических случаев и в частности в случаях, за-
трагиваемых нашим рассмотрением, величины этих потерь не сущест-
венны ввиду малых значений отношения. Z4</Zof
Одномерное представление механики потока в канале оказывает-
ся в то не время в единой системе с одномерными моделями тепло-
вого и массообменного процессов, применяемыми при традиционном
их рассмотрении и расчетах.
Рассмотрим / 106, 136, 137 / в соответствии с рис. 2.1 основ-
ные силы, действующие на осесимметричный поток сплошной фазы, с
учетом того, что скорости диспергированной фазы могут быть отлич-
ны от скоростей сплошной фазы, а такие введя корректив профиля
скоростей. Указанное взаимодействие в направлении параллельном
поверхности будет определяться силой iZ? касательных напряжений,
которую считаем на единицу длины JC , т.е.
Р"г^г ¥£
(2-69)
На внутренних контурах раздела приложена сила Л сопротивления
диспергированной фазы, приходящаяся на единицу объема канала. На
поток сплошной фазы могут оказывать силовое воздействие различ-
ного рода поля (тяжести, магнитное, электрическое) с результиру-
ющей силой , относимой к единице объема канала, занимаемо-
го сплошной фазой. На деле Ч поперечных сечений, ограничиваю-
щих элемент б/л?, на сплошную фазу действует сила давления
cf(PSV) . Таким образом, не считая силы давления, суммарная си-
ла, действующая на рассматриваемый элемент, в расчете на елини-
IC длины JC , будет
F= +%¥£ (2.70)
Количество двизения в сечении запишем как
И = Jр с/£ = S (2.71)
<ts
67
1Де ЖГ _ локальная скорость, а К - коэффициент формы профиля
и. И Ws/btcfiS
=. ——— —--------¥¥_____ (? 79)
P"KT^VS ([-McfSF
vs
позволяющий, при знании его величины, оперировать среднерасход-
ной скоростью W . При известном профиле скоростей № монет
быть рассчитан, как это например сделано в работе / 138 /.
Иллюстрацию изменения в различных условиях модно сде-
лать на случаях изменения профиля скоростей в каналах неизменно-
го сечения и случаях внезапного изменения сечения канала при по-
стоянном расходе.
Зависимость для профиля скоростей представим в фун-
кции от £>л/ S , где 5л - текущая площадь сечения для каздого
данного расстояния рассматриваемой точки от стенки канала. Общий
вид связи мевду ними пусть будет
Ж ' _ /. £л\г
МшГ S~J (2.73)
По зависимости (2.72) находим, что при Л = 0 (плоский профиль),
I (ламинарный поток) и 2, <К будет соответственно I, 4/3 и 2,
т.е. меняется довольно сильно. При турбулентном потоке профиль
SO
ввиду близости к плоскому дает . Модно ожидать существен-
ных изменений X при движении потоков в каналах с большими бо-
ковыми вдувами, вытягивающими профили скоростей.
В многообразных условиях конструктивных форм химической ап-
паратуры и протекания в ней процессов весила впроятны значитель-
ные изменения К по сравнению о традиционным случаем турбулен-
тного потока в трубах соответствующим , близким к едини-
це. Ввиду изложенного необходим учет в обобщающем дифферен-
циальном уравнении одномерного потока, применяемого для описания
механической стороны процессов в аппаратуре химических производств.
68
В кд^тгом случае рассмотрения новых форм протекания процессов и
пх конструктивного оформления, требуется проведение специального
анализа величины и изменения 2К , если мы хотим пользоваться
при этом одномерной схемой процесса.
Вернемся к представлению обобщенной одномерной модели пото-
ка на основе теоремы импульсов. Для имеющих обычно место в хими-
ческой аппаратуре скоростей потоков порядка десятков метров, вли-
яние механической компоненты в общем балансе энергии пренебрежимо
мало, так даяе пси скорости 100 м/с ^7-2^ ' ~ • т-е- соответ-
ствующее значение температуры торможения составит для воздуха
//'Су ~ 4 . При рассмотрении процессов с фазовыми превращениями
вклад механической энергии в общий баланс падает еще более. В ви-
ду этого далее не будем учитывать прямого энергетического влияния
механической стороны процесса, однако, влияние ее на движущую си-
лу, особенно в условиях пониженных давлений учитывать необходимо.
Для рассматриваемых задач имеется в виду обеспечить возможность
расчета влияния обмена массой и теплом на механику потока.
Запишем теорему импульсов в виде
_ c/(PVS) с!И
' asc - dPP <2-74’
где б/4/z добавка (о соответствующим знаком) компонента Z в
поток из диспергированной фазы в ядре и с пленки на ограничиваю-
щей поверхности.
Подставив в (2.74) И=Р = Р"8 </
РГ
после преобразований представления • ?)>
Т= Т(Р; и перегруппировок членов
где j3ri^~ ‘^^-&;./3pi= gp >2^-i_^n-J^r;X^iJ2pi-/3p
Полученное обобщенное уравнение движения потока (2.75) включает
все основные механические и тепломассообменные параметры, имею-
щие место при протекании процессов в химической аппаратуре. Пос-
ледний член уравнения (2.75) во многих случаях весьма существе-
нен и отражает обобщенно все влияние процесса упорядочного обмена
массой со сплошной фазой. Под о/Мс можно понимать любую до-
бавку (в алгебраическом смысле) массы, как непосредственную, так
и за счет фазовых превращений.
Для фазы, подчиняпцейся законам идеального газа, можно про-
вести следующую конкретизацию отдельных членов (2.75)
/2 . У 12 . п -f- - Р2 У f I Т ко. ~ f
уЗп -- г -A-ijte.—p &Р -С/> (jp-J-p i
здесь Ко. - показатель адиабаты для рабочего газа,
сУГ _ Cpl (П-V . р ЭТ u'L Cpt/Ti ✓)
3M'i- СТМ7' ' т-е- CplT'V
_Z2 Z2 ----------/ cfo"
Q/r Ср
fyr — количество тепла, передаваемое единице массы газа и
идущее на изменение его температуры.
уЗг = - fa-p~
70
Рдя интересующих нас скоростей, много меньших скорости звука
KPW<zFa.p в итоге (2.75) может быть приведено к виду:
КМ'2 М' КМ W С2ф76)
-jp-L7 рГ ~км" cfi <7 7НМ" и
Проведем дальнейшую конкретизацию уравнения. Канал имеет ци-
линдрическую форму диаметром dn , содержание (объемное) нид-
кой фазы мало , коэффициент формы профиля X близок
_ ~ _ z V V
к I, весом газа ионно пренебречь и считать у &
а ~^О , имеются источники тепла мощностью , подводит-
ся со стенки тепло of (77-7)c/F и масса -o7Mi
и тогда модно записать
т. е.
dPr ?7*"(т< ~т")Ле
Ср Т И''Ср 7"
Считая, что при массообмене с пленкой на отенке WZ = 0,
а в ядре ZMc - Z<z", 7~= 7 на поверхности раздела 77 = 7r t
^Р,С^ .. Ы..
М',г L2ah Pc/K(tVPlp)^P7.
- " (\
М
Я-'; к ~м
. -Л С^с- ^t)g7P
М
Как видим из (2.78) степень влияния теплообмена и массосбмена со
стенкой определяется отношением соответствующих количеств тепла
и тлассн к транзитным потокам теплосодержания и массы.
71
В рвде случаев ядро потока представляет собою гомогенную га-
зовую фазу без каких-либо включений. На стенках канала при этом
может находиться жидкая пленка, подводится или отводится масса,
которую можно рассматривать, как один компонент. Имеются в виду
такие процессы, как например, выпарка и конденсация, десорбция и
абсорбция, проводимые в пленочной аппаратуре. Тогда на стенке
только источник массы в виде пленки
Р"8гс/Р $с/л. л
pJ 7Г-° <г-™>
Если заданы закон распределения массового расхода по длине
канала и соответственно
обратная функция JT-y^/^где
то решение (2.79) гложет быть представлено как:
7^1 (2-80)
Jc Wo Го
^еоь жсп - -----(1- £ J
По уравнению (2.80) монно рассчитывать сопротивление потоку
с переменным расходом, когда имеет место испарение с поверхности
жидкой пленки, стекающей по внутренней стенке.
Первая часть уравнения (2.80) представляет собой потерю энер-
гии на разгон присоединяющейся массы до средней по сечению ско-
рости потока, а вторая часть - потерю энергии на трение.
Для вычисления гидравлического сопротивления по этому урав-
нению необходимо знать физические свойства протекающего и добав-
ляемого вещества, закон распределения по длине канала добавляв-
72
мой массы, общее количество добавляемой массы, должна быть уточ-
нена величина корректива скорости , определяемого профилем
скоростей в канале, и зависимость для коэффициента сопротивле -
ния
Две последние величины в условиях потока с переменной массой
были определены экспериментально.
Измерение при помощи трубки Пито локальных скоростей внутри
вертикальной трубы с пленкой жидкости на стенках связано с боль-
шими экспериментальными трудностями, вызываемыми нарушением гид-
родинамики пленки и попаданием капель жидкости в заборное отвер-
стие трубки Пито, существенно ограничивающими диапазон экспери-
ментов. В связи с этим применительно к получению характеристик
ядра потока было решено имитировать испарение с внутренней повер-
хности пленки вдуванием воздуха через пористую стенку керамичес-
кой трубки / 137,139 /.
Схема установки для измерения профилей скоростей приведена
на рис. 2.7.
Вертикально расположенная керамическая (поролитовая) трубка
10, внутренним диаметром 28 мм и длиной 0,6 м заключена в метал-
лический кожух 9, к которому на фланцах присоединялись участки
гидродинамической стабилизации 3 и 5. В полость меаду кожухом и
керамической трубкой подводился воздух, вдувавшийся в основной
поток через пористую стенку последней. Расход вдуваемого воздуха
измерялся ротаметром 2 или диафрагмой I. Воздух на вход в трубку
подавался через ротаметр II. Полное давление замерялось трубкой
Пито 8, изготовленной из иглы медицинского шприца наружным диа-
метром I мм. Перемещение напорной трубки осуществлялось о помощью
коорцинатника 7, изготовленного на базе микрометра, что обеспечи-
вало необходимую точность. Статическое давление отбиралось через
трубочку 4, заделанную заподлицо со стенкой канала.
73
Рис. 2.7 Схема установки для измерения профиля
скоростей в канале со вдувом
74
В качестве дифманометра 6 использовался чашечный микромано-
метр типа UMH-8, цена деления которого была доведена до 0,08 ми
вод.от.
Профили скоростей снимались при течении потока без вдува -
при подаче газа только на вход в трубку, а также только при вду-
ве, без подачи газа на вход в трубку. На рис.2.8 приведены без-
размерные профили скоростей, снятые при постоянном массовом рас-
ходе через сечение (Ре но при различных соотношениях
вдуваемого и транзитного потоков. Отношение текущей массы к на-
чальной менялось от I (отсутствие вдува) до 00 (отсутствие
транзитного потока, т.е. Ма~О ). На рис. 2.8
Такие же результаты были получены при постоянном расходе
транзитного потока, увеличивающемся количестве вдуваемого возду-
ха и,соответственно, растущем суммарном расходе через сечение.
Как видно из рисунка, профили скоростей благодаря вдуву от-
тесняются от стенки и вытягиваются, однако, ненамного, что позво-
ляет ожидать небольшого изменения Эе . Действительно, как вид-
но из рис. 2.9 Зе. растет от 1,017 при потоке без вдува (^A= )
до 1,06 при^=°° . Необходимо отметить, что одни и те же вели-
чины были получены при различных количественных значени-
ях расходов транзитного и вдуваемого газа. Таким образом, в дос-
таточно широком диапазоне изменения транзитной и добавляемой мас-
сы, корректив скорости ЭЁ меняется незначительно и может быть
в первом приближении принят равным единице.
Для более точного расчета гидравлического сопротивления сле-
дует использовать значения Э& , приведенные на рис. 2.9.
2.1.2.3. Потери давления при противотоке с переменным
расходом по длине и восходящем прямотоке
пленочном и пленочно-дисперсном
Изучение потока с переменным расходом и определение коэффи-
75
Рис. 2.8 Профили скоростей в канале со
ЕДУВОМ
1,05
ЦОЧ
103
1.02
1.01
Рис. 2.9 Коэффициент профиля скоростей в канале со
вдувом
76
циента сопротивления £ при испарении из стекающей пленки бы-
ло проведено на установке, схема которой приведена на рис.2.10
/ 137,139 /. Тонкостенная металлическая трубка II внутренним ди-
аметром 28 мм и длиной 2,85 м присоединялась на фланцах к верх-
ней 8 и нитней 12 головкам установки. Дистиллированная вода по-
давалась насосом 16 через ротаметры 5 и подогреватель 6 в верх-
нюю головку установки и стекала по стенкам трубки противотоком
к воздуху в нляяюо головку, откуда через калиброванный мерник 13
и емкость 15 снова поступала на всас насоса. Расход подаваемого
воздуха замерялся ротаметрами 2, температура на входе - термопа-
рой 14, температура на выходе - термометром 9. По трубке пропус-
кался постоянный ток от генератора АНД-1500, подводимый через ши-
ны 10. Это позволило создавать постоянный по длине трубки тепло-
вой поток, за счет которого и происходило испарение жидкости со
стенок трубки в воздушный поток. По разности расходов жидкости
на входе в трубку и выходе из нее определялось количество испа-
рившейся в единицу времени жидкости, т.е. общее количество мас-
сы, добавляемое в воздушный поток. Та же величина определялась
и как разность влагосодержаний воздушного потока при температу-
рах входа и выхода последнего из трубки. Результаты, полученные
обоими способами удовлетворительно согласовывались меаду собой.
Перепад давлений снимался с верхней и нижней головок и замерялся
микроманометром. Предварительно был замерен перепад давлений на
сухой трубке. Результаты хорошо совпали с уравнением Блазиуса.
Полученные экспериментально значения Р при испарении со
стенок в воздушный поток подставлялись в уравнение (2.80), отку-
да определялся закон сопротивления трения. При этом считалось,что
коэффициент сопротивления в каадом сечении может бнть определен
зависимостью
7 Re""'
(2.81)
77
Рис. 2.10 Схема установки для измерения перепадов
давления в двухфазном потоке с пленочным
течением жвдкости при постоянном и перемен-
ном расходах газа по длине канала
78
Тогда по длине канала будет
*7 = Re (2.82)
Принимаем, что закон распределения массы по длине канала
имеет вид степенной зависимости. Для решения уравнения (2.80)
функции, обратную закону распределения .массы, запишем в виде
Для граничных условий гг =
получаем
(2.63)
(2.84)
и
Формула (2.63) показывает, что с увеличением показателя сте-
пени большая часть массы добавляется в поток ближе к выходному
сечению канала, а с уменьшением & — ближе к входному сечению.
С учетом (2.82) и (2.84) уравнение (2.80) принимает вид
Уравнение (2.85) решалось с помощью ЭВМ. При расчете- в него под-
ставлялись экспериментальные значения перепадов давления и массо-
вых расходов, полученные при различных начальных скоростях газа
и различных количествах подаваемой на вход и испаряющейся жидкос-
ти, а также соответствующие значения 3£ , полученные из преды-
дущих экспериментов.
Постоянная И определялась из предварительных опытов на
той же установке измерением перепадов давления в орошаемых труб-
ках без испарения и получилась равной 0,38.
Величина В в экспериментах принимала значения: 0,5; I; 1,5;
2; 2,5 и при каждом & определялась величина показателя степе-
ни . Отдельные замеры обсчитывались и при в =0,1 + 0,5.
Результаты расчетов показ ели, что значение А при постоян-
ных значениях S в первом приближении не зависит от ,как
это видно из рис. 2. II, график которого построен для & =1. Ве-
личина А с небольшими отклонениями оказалась равной 0,25, т.е.
такой же, как и при течении газового потока с постоянным расходом.
Влияние характера распределения массы (изменение Р ) по дли-
не канала незначительно, хотя оно и растет с увеличениемfae .При
изменении величины В от 0,1 до 2,5 для /<бJ'te <4 значение
А изменялось в пределах 10%. Следовательно, при дР<&Рпере-
пад давлений в первом приближении может определяться только через
количества пара и газа на входе в рабочий канал и выходе из него.
Необходимо отметить, что значения В ,равные 0,1 и 2,5 соответ-
ствуют очень большой неравномерности подвода добавляемой массы.
По мере дальнейшего возрастания влияние закона подвода
массы по длине будет увеличиваться, однако, при этом доля потерь
на трение по сравнению с потерями на разгон присоединяемой массы
уменьшается и становится незначительной. Приняв закон распределе-
ния массы близким к линейному ( В =1,25) и считая А =0,38,
приведем уравнение (2.85) к виду: з
^'Й^Сг.еб)
Подставив сюда - 0.38 для системы "воздух-пары воды", по-
лучил:
где - коэффициент сопротивления трения в орошаемых трубах
без испарения.
По зависимости (2.87) могут проводиться расчеты гидравличес-
кого сопротивления доупарочных аппаратов, применяемых для получе-
ния высококонцентрированного плава аммиачной селитры (см.далее).
Рис. 2.II Экспериментальные значения Ц при различных интенсивностях
подвода массы (испарения) в газовую фазу:
обозначение 1О4.Г [ъг/е] h/da/e,)
о 0,923 3,9
в 0,622 3,9
A 5,7
V 2,0
V 1.2 2,2
81
Для условий, когда перепад давлений измерим с пх абсолютными
величинами я сжижаемость потока существенна, моио получить реше-
ния а конечном виде применительно к двум частным случаям зсзисл-
мосте" для зоэфукцяента сопротдзленпя трения ^=2А/^п (соот-
ветствует =Ао/£е л цдя распределения масс по длине канала
типа j.g
) :цш (2.66)
1 случай & ~Я- - О
Решение?!, связквадшм в безразмерной jopue давления в некотором
сечения потока с расходом и другими определяадигдя параметрами про-
Бдесь, ввиду существенного влияния абсолютной величины дав-
ления, критерия Эйлера, отнесенные к условиям входа в канал, будут
/б* >£ц>= ~р^г<Р* а sejEI4IIHa ^> = A B/^CL
II случай: ^-/г. =2.
Результирующее конечное соотношение
к г с г (2-sc)
где для сокращения обозначено
Е = jf+2 ' и Ео =
^ля расчета гидравлического сопротивления в условиях плеяоч-
пс-кольцевого прямотока на первых пора:: использовалось некоторое
постоянное значение коэррпцдента трения на границе раздела саз,
которое правда по данным различных исследований о^эгвается до-
вольно “различнао Так в работе Еуссельта / 68 / использованы дан-
ные Эберле п указанный коэУ?лцлент считается равным С,СТ. 3 ряде
82
более поздних исследований указывается о возможности проведения
аналогии с сопротивлением сухих труб, что предполагает перемен-
ную величину коэффициента сопротивления.
При рассмотрении области повышенных скоростей применяется
система параметров, предложенная Мартинелли / 57 /. За основу
берется представление потерь давления в виде безразмерных отноше-
ний фактического градиента давления, к градиенту давления, кото-
z/P'
рыи имел бы место в условиях течения только одной фазы -
с/Р"
жидкой или -тр~ - газообразной.
Л' <#№
ределявмые параметры Хг~^Р>7с№
дится определяющий параметр
- - cfP'
------------„—
Соответственно получаются оп-
" с/Р/с/£ _
и * Делением их вво-
_ с/Р’/с№
? с/Р7с/£ ’
На основе записи уравнений одновременного движения газового
ядра и всего двухфазного потока Уоллисом / 43 / получена система
двух уравнений, из которой затем был определен искомый перепад
давлений и объемное газосодержание в функции от Фр и Фр . В
работах Б.И.Конобеева, В.А.Малюсова, Н.М. Жаворонкова / 140-142 /
был разработан метод представления искомой величины через пере-
пад давления в сухой трубке и плотность орошения, физические и
геометрические характеристики процесса. Анализируя отдельные сла-
гающие потерь давления авторы указывают на наличие среда этих сла-
гающих потери на формирование профиля скоростей и учитывают ее.
При выводе конечной зависимости было положено, что коэффициент
трения газа одинаков для случаев орошаемой и неорошаемой трубок.
Это обстоятельство сужает диапазон применения указанной зависи-
мости.
Б результате экспериментального исследования / 143 / на сис-
темах вода, водные растворы с глицерином - воздух йивайкин пред-
ложил для прямотока зависимости вида
% = Рр) (2.91)
83
такого вида связи далее использовались и другими авторами /144,145/
При этом однако не учитываются отдельные моменты специфики вза-
имодействия газ-жидкость, в частности из рассмотрения выпадает
поверхностное натяжение жидкости. Близкий к этому подход был при-
нят при обобщении результатов по касательному напряжению у повер-
хности жидкости, полученных в работе / 50 / .
Эксперименты по измерению сопротивления при восходящем пря-
мотоке в условиях пленочного течения жидкой фазы выполнялись на-
ми как часть общего исследования, включавшего режим пленочно-брыз-
гового течения и изучение тепло и массообмена, которое проводи -
лось на установке, изображенной на рис. 2.12. Впадут,ппдявявптийсч
газодувкой 7 типа ГМК-2 проходил через сепараторы 8 и 9 (где от-
делялся от капель воды), расходомеры 10, нагреватель II и через
нижний успокоительный участок поступал в опытную трубу I. Основ-
ная часть воздушного потока через верхний успокоительный участок
и сепаратор 2 сбрасывалась в атмосферу. Небольшая часть воздуха,
увлекающего за собою пленку жидкости, отводилась через зазор "а"
(между верхним срезом рабочей трубы и нижним срезом шходного
участка) в верхнюю головку 3, где отделялась от жидкости, прехо-
дила сепараторы 4 и 5, газовый счетчик 6 и сбрасывалась в атмос-
феру. Падкость ротационным насосом 12 подавалась в напорный бак
постоянного уровня 13, откуда через расходомер 14 и нагреватель
15 направлялась в нижнюю головку установки 16, где захватывалась
восходящим потоком воздуха. Расход жидкости в пленке на выходе из
верхней головки контролировался калиброванным цилиндром 17. Рабо-
чая труба из нержавеющей стали имела внутренний диаметр 28 мм и
длину 2150 мм. При изучении теплообмена участок трубы длиною 2150
мм нагревался непосредственным пропусканием через'него тока боль-
шой силы и малого напряжения,подававшегося от агрегата (мотор -
генератор) типа АДД 5000/2500. Опытная труба была электроизолиро-
84
Рисо 2.12 Схема установки для изучения
двухфазного пленочного и пленочно-
дпсперсного прямотока
85
вана от остальной части установки тефлоновыми втулками и проклад-
ками и теплоизолирована от окружающей среды с помощью асбеста,так
что максимальная величина потерь не превышала И от общего коли-
чества тепла.
Для измерения температуры стенки по высоте трубы через каж-
дые ЗСО мм было размещено 8 медь-констентановых термопар. Их ЭДС
измерялась потенциометром типа 1ШТН-1 первого класса точности с
высокочувствительным нульгальванометром типа MIS6/I. Температуры
газа и жидкости на входе в трубу и выходе из- нее измерялись ртут-
ными термометрами с ценой давления 0,1°. Измерялась также темпера-
тура оухого и мокрого термометров в точках, обозначенных на рис.
2.12
Экспериментами были схвачены изменения расхода жидкости от
4 л/ч до 260 л/ч, скорости газа от 10 м/с до 40 м/с (1-^410-2),
тепловые нагрузки от 900 ккал/№ч до 22000 каал/м^ч.
Первичные результаты экспериментов / 130,146,147/ по гидрав-
лическому сопротивлению при восходящем прямотоке газа и жидкости
с чисто пленочным режимом течения последней приведены на кривых
2-6 рис. 2.13. Они показывают картину, аналогичную ранее получен-
ной / 43,148/.
Независимо от режима течения газового потока и жидкой пленки
можно в общем случае составить баланс сил давления и касательных
напряжений Zr /149/, действующих на последнюю, в результате получи
А Р _ у -('Сг)а
ге 7~ х'З'
отсюда заключаем, что в качестве определяемого критерия при на -
А Р
хождении потерь давления следует взять .0 другой стороны,
учитывая, что точка захлебывания является своего рода кризисным
состоянием, характеризующим всю сумму факторов взаимодействия
между газом и жидкостью для каждой данной системы, целесообразно,
взяв эту точку за масштабирующую, определяющий фактор представить
86
Рис. 2.13 Перепады давлений при восходящем
прямотоке газа и пленки липкости:
обозначение - 1 2 3 4 5 6 &-7^
расход жидкости л/час - 0 4,5 10,9 16,5 21,2 27,8
7 8 9 10 II 12 13 14 15 16
47 67,6 90 III 146 159 181 205 239 259
87
как • Последнее тем более целесообразно, что обычно так или
иначе необходимо предварительно оценивать величину скорости за-
хлебывания. Следует также учитывать при этом большую сложность
математического описания происходящего, давшую даже основание
Уоллису / 150 / высказать мысль о том, что возмо;шость разработ-
ки полной теории здесь маловероятна.
Полученные нами на описанной выше установке данные, а также
данные ряда других работ нанесены на график рис. 2.14, из которо-
го следует, что удовлетворительно коррелирующее соотношение для
области раздельного прямотока монет быть представлено / 146 /как
(2.92)
Наличие брызговой фазы в ядре потока оказывает существенное
влияние на потери давления. Как следует из работ / 54-56, 151,152/
потери давления при введении брызговой фазы в ядро потока начина-
ют сильно возрастать, а зависимость перепада давления от расхода
в области малых скоростей приобретает минимум.
При обобщении экспериментальных данных во многих случаях ис-
пользовалась система, предложенная / 43 /, аналогично тому как
это указывалось при рассмотрении прямотока и газового ядра без
брызг. Применение системы параметров Мартинелли для корреляции
экспериментальных данных показывает расхождения, подчас даже
качественные, смх например работу /154/ и обсуждение результатов
в конце ее. Для обобщения экспериментальных результатов не улуч-
шает дела применение и модификаций переменных Мартинелли, что
приводит даже к противоречиям с физической картиной процесса.
Представляется также сильно формализованным рассмотрение вопро-
са в работе / 154 /.
Полученные нами денные при проведении на модели рис. 2.12
нкспвриментов по гидравлическому сопротивлению в режиме пленочно-
88
iP
w3
Рис. 2.14 Обработка экспериментальных данных
разладных анторов по гидравлическому сопротивлению ври
восходящем прямотоке газа и пленки жидкости: I - /130/;
2 - /140/; 3 - /63/; 4 - /135/; 5- /122/; 6 - /151/
8S
дисперсного прямотока двухфазной системы, представлены на рио.
2.13 кривыми 71-16. Как видно с увеличением подачи жидкой фазы
быстро возрастает сопротивление потоку, а его абсолютные валичи-
ны значительно превышают соответствующие величины для пленочного
потока. Принципиальная физическая причина этого ясна - дополни-
тельно к механизму торможения газового потока за счет трения на
ограничивающей поверхности появляется механизм торможения диспер-
сной фазой, находящейся в ядре потока. Для рассматриваемых усло-
вий как первоначально подаваемая жидкость, так и срываемые с по-
верхности пленки капли имеют скорости существенно (по порядку ве-
личин) меньшие, чем газовый поток, попадая в последний диспергиро-
ванная, фаза будет разгоняться, что требует дополнительных сило-
вых и энергетических затрат в соответствии с (2.70) и (2.75). При
увеличении количества подаваемой жидкости растет ее содержание в
ядре потока и увеличивается его обмен каплями с пленкой, что при-
водит к росту потерь давления. Соответственно полный перепад дав-
лений (Д Р ) может быть представлен как сумма:
А Р = А Рп + А Рк (2.93)
перепада давлений для пленочного потока ( аРп ), и перепела
давлений обусловленного наличием капаль в ядре потока (А Рк). Для
нахождения зависимости, определяющей последний, необходимо знание
деталей протекания процесса обмена каплями ядра потока и пленки
жидкости на стенках канала.
Воспользуемся уравнением (2.75) или его вариантом (2.76) для
условий постоянных поперечного сечения канала и коэффициента про-
филя скоростей, отсутствия существенного (по сравнению с обменом
каплями) массообмена между сплошной и диспергированной фазами,
при небольшом содержании последней, дающими:
~ (2.94)
90
-z7 P S
27л = 7 (см.2.69 при У—I)
Для определения ЗРк через характеристики обмена диспергиро-
ванной фазой запишем уравнение количества движения ее.
2.95)
/xtOx, Лс
Для установившегося обмена и полагая, как это ранее было
сделано , V-xo “ ~ 7. е. (^с)£»с ~
будем иметь (2.96)
и подставляя отсюда Л в (2.94) найдем
л Р=-J= 7^^+лМк(г<м&)^=ь%-1-&Рк (2.97)
р Of ОС ' Мл
если в первом приближении положить <^й/",то
лР= f -^£ (2.98)
Здесь обмен каплями лМк может быть определен либо прямо по соот-
ношению (2.46), когда известно газосодержание (или объемное со-
держание капель) в потоке, либо через М . Так, подотавляя в
(2.46) из (2.54) и К = 0,0574, получим
лМ„ P'(','4’Wcf'lrOVDf 60,fftSc& । 7-/
йМк~
77- 7- Чр«-[г4'
или раскрывая ' л
.м 38,76
лМк может быть также определен на основе соотношения (2.48)
для \ЛС , из которого следует:
лМк = (2.I0I)
Сравнение экспериментальных значений гидравлического сопро-
тивления для условий пленочно-дисперсного потока / 130 / с расче-
тами по вышеприведенным соотношениям представлено на рис. 2.15.
91
Рис. 2.15 Сопоставление расчетных (&Р)р и
экспериментальных (л Р)оп дапннх по перепаду давлений
при пленочно-дисперсном течении. Расходы звдкости -
'М - указаны на рисунке.
92
Как ввдно из рисунка расхождения между расчетом и экспериментом
находятся в пределах + 12".
2.1.2.4. Обмен теплом и массой с пленкой на стенках канала
Разработанная нише схема механики пленочно-дисперсного пото-
ка и полученные в результате зависимости могут быть использованы
для рассмотрения теплообмена и кассообмена, имеющих при этом место.
Воспользуемся вытекающим из аналогии обменов импульсным теп-
лом и массой соотношением
г^Р"сР Н И * (2.Ю2)
Подставляя для безбрызгового прямотока в левую часть выра-
жение £ согласно (2.92) можем из (2.102) получить зависимос-
ти, определяющие коэффициенты теплоотдачи
<Ж = 52550 3$5'СРРг. 2/3 (2.103)
•д
и масооогдачи / г/3
^"=5,2550^^ -%—Ж (2.104)
Было проведено / 155 / сопоставление расчетных величин из (2.103)
с экспериментальными результатами, полученными на установке рис.
2.12.
Теплообмен между пленкой и парогазовым потоком изучался при
скоростях воздуха 20 и 30,7 м/с и расходе жидкости от 4,5 до 27,8
л/ч. Удельная тепловая нагрузка создавалась пропусканием тока не-
посредственно через стенку трубы и изменялась от 900 до 22000
ккал/м^ч.
Психрометры на входе и выходе потока фиксировали состояние
насыщения парогазовой смеси, ввиду чего было принято, что < и
Т также как 7/ и связаны равновесной кривой и определе-
ние параметров потока по длине осуществлялось путем расчета по
участкам / 156 /. При обработке учитывалась разность температур
в пленке на стенках канала введением соответствующей поправки.
S3
На рис. 2.16 в качестве примера приведены типичные кривые
распределения температур по длине канала.
Эксперименты показелп. что в зоне установившегося теплооб-
мена коэффициенты теплоотдачи практически постоянны по высоте
грубы. Коэффициенты теплоотдачи оказались также независящими от
удельной тепловой негрузки. На рис. 2.17 приведено сопоставление
результатов экспериментов с расчетами по зависимости (2.103).Рас-
хождение между опытными и расчетными величинами находится в пре-
делах + 1($.
Соответственно с учетом дисперсной фазы были проведены рас-
четы для пленочно-дисперсного течения и их результаты сопоставле-
ны с эксперимента!® / 157 /. Характерные кривые распределения
температур по высоте, полученные расчетами по участкам представ-
лены на рис. 2.18.
Учитывая удовлетворительное согласие эксперимента и резуль-
татов, полученных на с он он в применения тройной аналогии (2.102)
можно рекомендовать для расчетов массообмена применение зависи-
мости (2.104).
2.1.3. Пленка жидкости на стенках рабочего канала
2.I.3.I. Движение жидкости в пленке, эффективная диффузия
и теплопроводность в ней
К настоящему времени исследования механики жидкой пленки при
стекании по вертикальной стенке проведены во всах трах основных
режимах ее течения: ламинарном, псевдо-ламинарном или волновом
и турбулентном. Работа Нуссельга / 68 /, выполненная применитель-
но к ламинарному течению пленки, заложила основу теории в виде
простых аналитических соотношений, определяющих параметры про-
цесса, при свободном стекании пленки по вертикальной стенке:
U - (2?У - У*) и (2.105)
94
Рис. 2.16 Изменение температуры поверхности
пленки (кривые - I) и парогазового потока (кривые - 2) при
пленочном прямотоке: Ъ/' =30,7 м/с; М = 10,9 м/час;
- 13740 ккал/м^час (сплошные кривые) и £ = 21400 ккал/м^ч;
(пунктирные кривые)
Рис. 2.17 Сопоставление раочетнихиэкспериментальных
значений коэффициентов теплоотдачи при пленочном пря-
мотоке W =30,7 м/с; М = 4,5 - 30 л/чао
Рис. 2.18 Распределение
температур по длине канала
при пленочно-дисперсном
прямотоке й/" = 30,7 м/о;
М'= 205 л/час;
= 21400 ккал/м^час;
I - Т/7 ; 2 - Т" ; 3 - Тк
96
полученных на оонове решения дифференциального уравнения баланса
сил вязкости и веса в пленке.
(2.106)
В работе рассмотрена также обстановка, при которой вдоль свобод-
ной поверхности пленки протекает со скоростью ъ/ поток газовой
йазы и зависимости для основных параметров имеют ввд:
и. (2.108)
Г= <2-1°9)
Приняв коэффициент трения равным =0,01 (из работы Эбер-
ле) . Нуссвльт довел решение зедачи до численных результатов.
При проведении рассмотрения автор пренебрег влиянием измене-
ния параметров потока жидкости на входном участке пленки, что
вполне оправдано, если учесть малость последнего и конечный ха-
рактер отклонений. Это видно из рис. 2.19, полученного согласно
расчетам / 158,159 /.
Эксперименты / 160 / показали наличие волнового, псевдо-ла-
минарного режима и послужили толчком к дальнейшему развитию тео-
рии, которое было начато работой П.Л.Капицы / 69 /. Рассмотрение
проводилось на основе уравнений Навье-Стокса и неразрывности в
виде:
Э? P'S-X V +9 (2.II0)
_n (2.Ill)
в предположении о наличии волнового неизменного профиля свобод-
ной поверхности пленки, толщина которой значительно меньше дли-
ны вслш, а распределение скоростей в каждом сечении может счи-
таться квадратичным, как эго имеет место в чисто ламинарном по-
токе. Для малой кривизны поверхности член с градиентом давления
в уравнении Навье-Стокса выражался через ее кривизну и поверх -
97
Рис. 2.19 Формирование профиля скоростей и изменение
толщины пленки жидкости согласно расчетам
/158, 159/:
профиль скоростей
----- толщина пленки
А - Re'= 153; • - Re = 296; х - Re = 400
Рис. 2.20 Зависимость коэффициента эффективной диффузии
в стекающей волновой пленке от растояния до её
поверхности по данным /166/:
I - Re = 200; 2 - Re' = 400; 3 - 800; 4 - 1600
98
постное натяжение -6"<Г. Рассмотрев энергетический баланс
и условия устойчивости волнового режима, автор получил все его
основные показатели. Пленка с синусоидальной волновой поверх -
посгью оказалась при числах Рейнольдса выше 20*25 более устойчи-
вой, чем чисто ламинарная. Средние значения толщины пленки и ее
скорости однако оказались весьма близкими к соответствующим зна-
чениям для ламинарной пленки, отличия составили лишь 7%. Расчеты
также показали, что амплитуда должна составлять 46% от средней
толщины пленки, т. е. расстояние от впадины до гребня волны будет
' (2.112)
Однако, последующие эксперименты Файнда / 161 /, Брауэра / 162 /,
В.М.Олевского / 78,79,163 / с пленками, имевптигли свободно обра-
зованную волнистость поверхности выявили существенные дополни -
тельные черты процесса. Было обнаружено наличие статистики в ос-
новных параметрах формы волнистой поверхности пленки, амплитуды
и частоты волн.
На расстоянии порядка 0,5 м от оросителя происходит стаби-
лизация частотной характеристики волновой поверхности. В.М.Олев-
ским найдено, что наиболее вероятное значение длины волн также
после достижения упомянутого расстояния меняется мало.
В работах В.Я.Шкадова / 74,75 /, В.Я.Шкадова, Л.П.Холпано-
ва, В.А.Малюсова, Н.М.Иаворонкова / 164 /, Л.П.Холпанова / 49 /
теоретически рассмотрена в нелинейной постановке механика лами-
нарно-волнового течения пленки, в результате получено, что ее
интегральные характеристики не зависят от детального распреде-
ления скоростей и практически очень близки (не считая очень ко-
роткой стенки - 2С0 мм) к найденным расчетом по соотношениям
(2.105) с уточнением / 69 /. Подробный обзор теоретических рас-
смотрений ламинарно-волнового течения пленки дан в работе / 77 /.
Б работе Н.Н.Кулова / 50 / получено, что в области ламинар-
99
но-волнового решила свободного течения пленки (^е^160°) по вер-
тикальной стенке ее толщина монет быть определена по зависимости
(2.105) о точностью ± 5%. Подобным образом осредяенные по време-
ни профиль скоростей в пленке, продольная скорость движения ее
поверхности и среднерасходная скорость получились весьма близки-
ми к соответствующим значениям, даваемым решениями Нуосельта.
Если для усредненных параметров продольного движения жидкой
пленки имеет место, отмеченное в перечисленных и многих других
работах совпадение с расчетами для жидкой ламинарной пленки, то
в них одновременно отмечено значительное (по порядку величин) от-
личие характеристик поперечного переноса, таких как эффективные
коэффициенты диффузии и температуропроводности, что является след-
ствием волнового характера течения, имеющего нормальные к стенке
слагающие скоростей. Рассмотрения массообмена и теплообмена при
этом в подавляющем числе работ, выполнены на основе нахождения
коэффициентов массоотдачи в жидкой фазе. Такой подход, не приво-
дя к получению достаточно общих и простых связей, одновременно
не позволяет рассматривать процессы тепло- и массопереноса при
наличии транзитного потока тепла через пленку, что имеет место
во всах случаях, рассматриваемых здесь технологи й.
Как было показано еще в работе / 70 / волновое течение при-
водит так жв ж продольному переносу, однако, учитывая, что далее
рассматриваются лишь длинные каналы £> 3 м, фактор продольного
переноса далее учитывать не будем.
Измерения профилей концентрации / 165 / для слабо наклонной
и / I6E / для вертикальной стенки показели, что в стекающей по
ним пленке коэффициенты диффузии в направлении, нормальном к по-
верхности, изменяются (см. рис.2.20) от значений, равных на стен-
ке коэффициентам молекулярного переноса, увеличиваясь до максиму-
ма на ~ 1/3 расстояния от свободной поверхности и снижаясь затем
100
по мере приближения к последней опять до молекулярных величин при
не очень больших Re пленки, либо при больших Rs до значений,
превосходящих молекулярные. Последнее обстоятельство мсяет стать
особенно важным при явлениях хемосорбции, когда для некоторых не-
устойчивых систем и больших с1б/с/£ сильно интенсифицируется пере-
нос у самой свободной поверхности за счет поверхностной конвекции
и циркуляции в пленке / 19, 167-170 /. Специфика влияния поверх-
ностного натяжения имеет место не только при псевдолаиинарном, но
и при чисто турбулентном течении / 171 /.
Поскольку данные о локальных величинах коэффициентов перено-
са в пленке весьма малочисленны и в то же время необходимы для
анализа и расчетов обмена теплом и массой в пленке, проведем
/ 172 / обобщенное рассмотрение результатов рис. 2.20.
Будем условно рассматривать пленку, как состоящую из двух
смежных пограничных слоев со степенными законами затухания попе-
речных пульсаций. На стенке примем ZZs = Z> , а у свободной по-
верхности пленки = Z’e' , соответственно
(У) =Q,'->-Af СУ)
^э= ^в+Ав(у) а.е ^Ав(У) j
Принимая за масштаб скоростей динамическую скорость LI ~ !рг>
а за масштабы расстояний от стенки У^Р/М* и от поверхности
пленки Уб~6/р U*, запишем согласно оказанному пульсационную
скорость для слоя со свободной поверхностью.
# ~ (2-П4)
и длину пути смешения
(2.114)
Уб х Ув /
тогда для конвективного обмена
А б (У) = £с и - Кв пб)
где Кв - коэффициент пропорциональности.
Умножив и разделив (2.II6) на У"1"' найдем
Здесь
101
л т п. m+n + f
^Кб(Д-У) * We» (2.II7)
, z p'u*^y» У»
Y= у/у» ; Д - We=~8—Уб
Аналогичным образом найдем выражение для конвективного переноса
в слое у стенки
Д-
f-'VI (2.118)
Обрабатывая ляннта» / 166 / на основании (2.II6) и (2.II7) в коор-
и (Д-YYWi дляоб-
, где ( Утих - значение У , соответствующее
н Y для области
динатах
ласти Ута^У И 8
максимуму ) и в координатах
O'Zy получим (см. рис. 2.20 и 2.21).
Аб-0.12бУ'Ыё°'“(Д - Y)*“
Аv *D,351 ю'3»‘У*В\
Z>g -Z>'_ л г7 Re'- fie'o
, О' ~и'Л/
где Re^ = 200 соответствует Z>F ~ Z
2.1.3.2. Математическое описание процессов обмена в пленке
и превращений на ее свободной поверхности
Толщина пленки по сравнению с диаметром канала считается пре-
небрежимо малой (применительно к промышленным размерам труб и ус-
ловиям, характерным для рассматриваемой аппаратуры). Обмен теплом
пленки с
толщиною
сывается
(2.II9)
(2.120)
(2.I2I)
греющей (ох.тавдающей) средой через стенку из т. слоев
8т материал которых имеет теплопроводность У-т, опи-
уравнениам
<^e(Tg-To)
(2.122)
Координата У направлена от стенки в пленку и далее в по-
ток. В значительной части случаев 28. 8/Д а соответст-
венно У. При перекрестном токе в правой части
(2.122) будет (С$ДТв cfMg)/dF. Когда греющая (охлаждающая)
A xgc/Mt,
среда конденсируется (кипит), то в правой части будем иметь —
Рис. 2.21 Обработка данных рио. 2120: результаты пересчета точек кривых
• '-Х’е'= 200; о - 400; П - 800; б -1600
а - область, прилежащая к стенке
б - область, прилежащая к свободной поверхности
102
103
Переноса массы через стенку нет, стенка нерастворима, т.е.
по каждому компоненту ,
- (2-123)
Для обмена теплом пленки о парогазовым потоком запишем
С("(Т, - - \"с)л Я = -^7 (2.124)
l оif ••
где Д - тепловые эффекты фазовых превращений и П. реакций на
поверхности раздела.
Когда преобладающим является перенос тепла через пленку для
фазового превращения на поверхности раздела, (2.124) может быть
представлено в виде Ит(Ъ~7е)- С'дМк(Тп ~7к) , а при малом
вкладе капельной фракции в перенос тепла правая часть (2.124)
представляется как Кт (7i ~7i).
Обмен массой ядра потока и пленки для 4* нереагирующих ком-
понентов будет описываться 4Л равенствами
(2.125)
Для компонентов, вступающих в Л- независимых реакций (протекаю-
щих в диффузионной области), а также претерпевающих фазовые пре-
вращения, будет И- равенств:
лхах- - w &г11 <г. 126)
и Гь стехиометрических связей / 18 /
2. Xi Ас =0 (2.127)
где Лс - стехиометрические коэффициенты; At - химические симво-
лы веществ, молекулярные веса которых Же . Необходимость удов, эт-
ворения стехиометрии диффузионных потоков обуславливает соотноге-
J3j, (X,i.-TCi)-tc£>3i »У /с _ (4.128)
\%Л+1
104
В соотношениях, описывающих теплообмен и массообмен, считают-
ся заданными равновесные связи между температурой и содержанием кая
дого компонента н жидкой и паровой фазах на поверхности раздела
(Т, Ра , ^г)=О (2.129)
Перенос тепла в пленке представим в виде:
= (2’130)
где - эффективный коэффициент температуропроводности в жидкой
пленке, который учитывает вышеописанную интенсификацию переноса
за счет волнового характера движения пленки t
С^з^Уа(У) (2.I3I)
В интегральном по У виде ионно записать
^~с/рл+ с'&МкСгп-Тк)^ уэ=
Г ' (2.132)
= о(е(Т6-7’в)-о(''(р-Г'')-^А("\"л-'}с1)лУг
Массообмен в пленке описывается суммой уравнений для отдельных
компонентов z ,
LL ex'<2-I33)
£4=^^ . (2.134)
В интегральном по У виде модно записать Z равенств.
(2.135)
2.1.3.3. Слабое и сильное взаимодействие пленки с парогазовым
потоком, захлебывание, предельный расход жидкости
в пленке при прямотоке (брызгоунос)
Когда при стекании пленки у ее свободной поверхности двинет-
ся газовая фаза (прямотоком или противотоком), то одним из резуль-
тирующих эффектов является возникновение дополнительных касатель-
ных напряжений на этой поверхности. Данное обстоятельство, как
уле выше указывалось, было учтено еще в работе Нуссельта / 68 /.
IC5
Позже П.А.Семенов / 173 / указал на необходимость учитывать так-
же влияние возникающего перепада давлений (дополнительно к силе
веса, соответственно заменяя HaJ'-^r). Как правило, однако,
это влияние оказывается весьма слабым, ввиду малости второго сла-
гаемого по сравнению с первым. Проведенные нами / 139 / расчеты
показали, что при скоростях газа меныиих (0,7 <• 0,8) от скорости
захлебывания влияние газового потока на толщину пленки и среднюю
скорость ее течения весьма мало. К такому ко качественному заклю-
чению пришли авторы работы / 174 /, проведя эксперименты с водой
и водными растворами глицерина при противотоке воздуха. В работе
Б. Н. Кулова / 50 / получено, что при ламинарно-волновом течении
пленки (Re 1600) коэффициент гидравлического сопротивления для
протекания газового потока со скоростями нике скоростей захлебы-
вания и брызгоуноса определяется зависимостью
= <74- /63Re %-В, (2.136)
Z3 ..
где % - коэффициент гидравлического сопротивления для гладкой
стенки
пленки, определяет!' например по зависимости Блазиуса,
£> - постоянная, равная 0 при противотоке и - 0,11 при пря-
мотоке.
Не трудно оценить, что в предельном случае, при Re =1600 от-
клонение % от оказывается равным только 24% при противотоке
и лишь 13% при прямотоке. Иными словами, в среднем % мохпо по-
лагать практически равным
Картина существенно меняется, когда наступают весьма быстро
нарастающие деформации поверхности жидкой пленки. Начинается тор-
можение ее отекания, срыв отдельных брызг и согласно данным ра-
боты В.М.Олевского / 78 / после дальнейшего увеличения скорости
примерно на 20% происходит захлебывание.
Анализируя взаимодейстние газового потока и волновой поверх-
ности пленки, П.Л. Капица / 70 / пришел к заключению, что резкое
106
повышение перепада давлений соответствует такой деформации греб-
ня волны, когда для срыва потока создаются условия на ее нисходя-
щей стороне. Весьма сильно схематизированный теоретический анализ
привел автора к зависимости для скорости захлебывания:
= 3,5 х'',/г !5р (2.137)
Байном и Хсугеном на основании анализа имевшихся эксперименталь-
ных данных и исходя из рассмотрения захлебывания как момента ра-
венства силы веса и силы трения газа о жидкость, была дана эмпи-
рическая зависимость обобщенного вида для расчета скорости захле-
бывания насадочных аппаратов / 23 /•.
Последующее рассмотрение, выполненное В.А.Малюсовым и Н.М.На-
воронковым с соавторами / 176 / показало, что = 0,4 (а при
орошении плоских насадок = 0).
Ю.Л.Сорокин с соавторами / 177, 178 / на основе анализа ус-
тойчивости противоточной двухфазной системы и используя теорию
кризисных явлений, разработанную С.С.Кутателадзе и М.А.Стырикови-
чем / 39 /, получил для нахождения скорости захлебывания обобщен-
ную графическую связь в виде
2,/’ у"'/2 '-25,, 3-/ ’1
<2.139)
Представленные зависимости для характеризуют значитель-
ную условность подхода при том, что они дают существенные расхож-
дения с экспериментальными данными, о чем указывается в / 179-180 /
Что касается газовой фазы, то в работе / 70 / картина обтекания
потоком отдельных воля пленки сопоставляется с обтеканием бугор-
ков шероховатости, однако дальше упоминания о существенном разли-
чии за счет деформируемости воли сопоставление не идет. Подобный
подход имеет место и в работе / 181 /. В. А. Плюсов, Н.ХЖаворон-
ков с соавторами в работе / 177 / определили сопротивление оро
шаемого канала через сопротивления сухого канала с корректировкой
107
в виде члена
5000Г
d„s'K
нако ввиду отсутствия
показывающего влияние плотности орошаыия, од-
в полученном соотношении физических свойств
жидкости, оно может быть применено лишь для изучавшейся системы
вода-воздух.
В работе Ю.И. Дилерского и Г.С.Борисова / 182 / вводится без-
к tv.
размерный параметр шероховатости пш . Рассчитывая скорость
газового потока относительно средней скорости пленки и вводы для
сухой трубки коэффициент трения по формуле , авторы
получают конечное уравнение, описывающее его экспериментальные дан-
ные в виде
(2.140)
/> . о,11+о,дКш'3
1 - (£e)M
которое однако при К = 0 не дает обычной зависимости Блазиуса
для сухой трубы.
В работе И.Е.Кулова / 50 / проведен анализ влияния характе-
ристик волновой поверхности пленки на величину коэффициента гид-
равлического сопротивления и распределение скоростей в ядре пото-
ка газовой фазы. В результате выявлена специфика этого влияния и
получен ряд расчетных соотношений. При этом однако не сопоставля-
ются толщина пограничного слоя в газовом потоке и амплитуда волн
пленки. Поскольку только данные две геометрические величины харак-
теризуют по одной и той зе оси (их нормали) обе фазы одновременно,
такое сопоставление представляется качественно ванным, позволяю-
щим выделить / 184 / две характерные области взаимодействия фаз.
Область слабого взаимодействия мезду газом и пленкой, когда при
небольших скоростях газового потока толщина его пограничного слоя
достаточно велика и значительно превышает амплитуду волн. При згой
поверхность канала, образуемого волновой пленкой, мозно считать
гидравлически гладкой для газового потока и в свою очередь пос;ед-
кий практически слабо влияет на пленку.
Будем исходить из положения о том, что с увеличением скорос-
ти газового потока толщина пограничного слоя долина уменьшаться
IC8
и станет соизмеримой с амплитудой волновой поверхности щцкой
пленки. При этом начинается область сильных взаимодействий между
движущимся снизу потоком газа и пленкой, движение последней за-
тормаживается (при прямотоке ускоряется), а толщина быстро увели-
чивается (при движении газа вниз - уменьшается), вслед за чем на-
ступает захлебывание (при нисходящем прямотоке наоборот резко ус-
коряется движение жидкости).
Определяя толщину ламинарного пограничного слоя в первом
приближении по известной степенной зависимости, соответствующей
распределению скоростей по закону 1/7
=62,7Re 7/8 (2.I4D
dn
и воспользовавшись выражением (2.II2), определяющим амплитуду
волны, запишем
бесе = (2'142)
найдя по экспериментам / 161 / критическое отношение =0.75
для момента, когда начинается резкий рост сопротивления газовому
потоку, получим простое соотношение
бесе =710 (Ga./бе') 8/17 (2.143)
На опытной модели, рис. 2.10 были проведены измерения сопротив-
ления при Re =160 и Re =1150.
Кроме того были обработаны экспериментальные данные / 161 /
для Re =72. Полученные результаты представлены на рис.2.22
(скорость газового потока бралась относительно волновой поверх-
ности пленки, путем суммирования с фазовой скоростью), из кото-
рого видна картина аналогичная тому, что имеет место для потока
в шероховатых трубах. С ростом Re увеличивается амплитуда волн и
соответственно увеличению "шероховатости" происходит увеличение
ординаты автомодельного участка на графике. Отклонение от линии,
соответствующей закону Блазиуса, происходит во всех случаях,когда
IC9
Рис. 2.22 Коэффициент трения для газового потока в трубе,
орошаемой волновой пленкой зщдкости.
Результаты экспериментов данные /161/
на установке рис.2.10 ,
• -Re'= 250;С/= 28 мм; 0-£? = 72, d = 50 мм;
▼ -Re= T.isi,d= 28 мм
no
отношение амплитуда к толщине пограничного слоя становится ран-
ним ~ 0,4. Сплошными линиями нанесены данные Никурадзе для ше-
роховатостей указанной на рисунке величины. При орошении жидкос-
тями с вязкостью существенно болыией (десятки сантистокс), чем
у вода соответствия с твердой шероховатостью не получается, что
можно отнести, например, за счет неточного расчета амплитуда по
формуле (2.II2). Согласно / 185,186 / следует полагать влияние
вязкости в действительности меньшим, чем по формуле (2.112).Если
вместо фазовой скорости в расчет внести среднюю скорость, надеж-
ность расчета которой для широкого диапазона условий значительно
выше, а сам расчет проще, коэффициент гидравлического сопротивле-
ния орошаемых труб как по пятам данным, так и по данным файвда
/ 161 / для жидкостей различной вязкости в области слабых взаимо-
действий может быть определен зависимостью
Л илт
Что на 20? выше, чем по Блазиусу для гладких труб (контроль-
ная проверка рабочего элемента нашей экспериментальной трубы без
орошения дала полное совпадение с формулой Блазиуса) и довольно
близко к полученному в работе В.М.Олевского / 79 /.
Если воспользоваться зависимостью (2.144), то формула (2.I4I)
запишется в ваде „
-SasRe''*'* (2.145)
Соответственно найденное отношение =0,75 скорректируете^
на 0,7. Оставляя как основу соотношение (2.II2), введем к нему
корректив, найдя соотношение меаду действительной амплитудой пе-
ред началом сильных взаимодействий (4&«/<? ) в амплитудой, рассчи-
танной по формуле (2.II2) (4&/?). Основными критериями, опреде-
ляющими усредненные по времени характеристики течения жидкой плен-
ки, как следует из исходной модификации уравнения Навье-Стокса,
/ > ' Q с/пJ / J <5“ ’
можно принять Re=4/7P; &й~ и otn/fy-
Ill
Для интересующих нас промышленных каналов, имеющих > 20 мм, вли-
янием dn на параметры волновой пленки можно пренебречь. Тогда
Ga.(^/o/„). Поскольку
последние два комплекса представим в виде
рассматриваются лишь длинные каналы, то согласно упомянутым выше
результатам работы З.М.Олевского / 79 / считаем характеристики
профиля волновой поверхности не зависящими от длины канала. Как
указывается в работе / 79 / и скорость захлебывания можно считать
не зависящей от длины канала, когда последняя превосходит 0,8 м.
Граничные условия на поверхности, определяющие действие газового
потока, учтем через критерий Re". Очевидно влияние последнего
будет определяться степенью его близости к критическому значению,
соответствующему точке захлебывания. Как показывает анализ экспе-
риментальных данных момент начала сильных взаимодействий между
газовым потоком и жидкой пленкой соответствует, как правило, ско-
ростям, составляющим одну и ту же долю 0,9 от скорости захле-
бывания. В итоге запишем
4# =J£Re;Gd(№/cln)3] (2.146)
4 dee J о
Обсчет экспериментальных данных показал, что функция в пра-
вой части (2.146) может быть представлена как степенная зависи-
мость от отношения двух аргументов в квадратных скобках. Соответ-
ственно рис. 2.23
-- RY£Re: Go. (2.147)
Отсюда,считая =0,7 и используя (2.II2), найдем соотноше-
ние для отыскания Re , соответствующего началу сильных взаимо-
действий газ-пленка
Rece - )°‘6 (2.148)
Если считать, как упоминалось выше, что точка начала сильных вза-
имодействии лежит при скоростях (и соответственно £ё ) примерно
на 10% менылих, чем скорость захлебывания, то выражая последнюю
112
Рис.
2.23 Обработка значений амплитуд волн, рассчитанных по началу сильных взаимодействий
(обозначения см. на рис. 2.24)
из
через Re г можно записать
Xfe"= ^0(^r)a,,S(of„/[^')°'6 (2.149)
На рис. 2.24 представлено сопоставление экспериментальных
данных ряда работ и расчета по формуле (2.149).
При увеличении скорости газа сверх скорости захлебывания
происходит прямоточное движение обеих фаз в условиях сильных вза-
имодействий. При этом наблюдается большое разнообразие картин те-
чения пленки, подробно описанных в работах П.А.Семенова / 173 /,
Н.Н.Кулова / 50 / и др. В ряде работ / 43,149 / было обнаружено
при раздельном прямотоке газа и пленки вверх существование неболь-
шой области, начинающейся сразу после скорости захлебывания, в
которой с увеличением скорости газового потока гидравлическое со-
противление уменьшается. В наших экспериментах подобная картина
также имела место (см.рис. 2.13). Ввиду малости области, а такие
ее практической неприменимости для режимов рассматриваемой тех-
нологии и аппаратуры далее на ней останавливаться не будем.
При увеличении скорости прямоточного движения газовой фазы
начинается срыв жидкости с пленки и появляются брызги в ядре по-
тока. Величина брызгоуноса растет с ростом расходов газовой и
жидкой фаз в канале.
Как показано в работе / 41 / взаимодействие между частицами
диспергированной фазы начинается при объемной концентрации их вы-
ше 2%. В работе / 33 / указывается, что при объемной концентра-
ции частиц менее 5% поправочный множитель, учитывающий стестен-
пость движения, составляет величину менее 5%, а в работе / 4Р /
утверждается, что взаимодействие частиц начинает оказывать суще-
ственное влияние лишь при объемных концентрациях их в газовой
фазе, превышающих 5%.
В интересующих нас случаях объемная концентрация элементов
диспергированной фазы не превышает 2-5% и поэтому пренебрежем
114
Рис. 2.24 Сопоставление Re$, рассчитанных по зави-
симости (2.149), о экспериментальными дан-
ными I - flSZj-, 2 - Д78/; 3 - Д61/;
4 - /180/; 5 - /175/; 6 - Д83/; 7 - резуль-
таты экспериментов на установке рис. 2.30
115
эффектами взаимодействия меящу ними.
По критической скорости газа, соответствующей моменту начала
брызгоуноса, в работе / 143 / отмечается влияние на нее расхода
гадкой фазы. Дм нисходящего прямотона критическая скорость силь-
но возрастает. В работе / 43 / отмечено, что критическая скорость
обратно пропорциональна корню квадратному из давления газа, прямо
пропорциональна поверхностному натяжению жидкости, а влияние вяз-
кости было небольшим.
В работах / 65,187 / изучался унос применительно к коротким
плоскопараллельным каналам маосообменных аппаратов. В этих усло-
виях, а также при появлении стыков между секциями, рель и харак-
тер начальной обстановки у входа в канал оказываются существенно
отличными от длиняотрубных однопроходных устройств, соответствен-
но получается различие в экспериментальных результатах.
Расчетные соотношения для определения момента начала брнзго-
уноса носят эмпирический характер и слебо отражают физическую сто-
рону процесса.
В работе / 143 / опытная кривая зависимости критической ско-
рости газа от расхода жидкости условно делится на три участка и
доя каждого из них дается отдельная аналитическая связь, при этом
физические свойства газа не учитываются.
В работе / 43 / предложено область существования брнзгоуноса
и соответственно его начало характеризовать соотношением
котором отсутствует учет расхода жидкости фазы и
ее вязкости, а также геометрия канала.
Экспериментальные исследования распределения фаз в канале,
начатые для условий горизонтального его расположения, показали,
что существенная несимметрия распределения фаз в поперечном се-
чении при атмосферном давлении имеет место лишь до скоростей
15-20 (Ус. На этом уровне движущие силы становятся настолько
116
большими, чем сила тяжести, что полностью подавляют ее деформи-
рующее действие и распределение фаз приобретает осесимметричный
характер. Соответственно далее основные характеристики движения
и распределения фаз становятся одинаковыми для обоих случаев рас-
положения канала, как это следует из работ / 54-56 , 65, 143, 151,
153, 188, 189 /.
Измерения расходов жидкой фазы осуществлялись как путем вы-
вода брызговой ее части через пробоотборник, так и путем вывода
пленочной части жидкой фазы через кольцевой зазор в верхней час-
ти рабочей трубы. Однако, имел место ряд неточностей при отборе
проб пробоотборником за счет малого диаметра его и невыдержива-
ния изокинетических условий, а также нечеткости выводя через
щель, ввиду недостаточной отработки условий отвода газовой фазы
при этом.
В серии работ / 60-62 / для получения таких характеристик
двухфазного кольцевого потока как распределение жидкой фазы, ее
скорости и обмена каплями использован и усовершенствован метод
подачи трассера (раствора соли-хлористого натрия) с последующим
анализом проб на электропроводность в комбинации с методом отво-
да жидкой пленки через пористый кольцевой участок трубы. Однако
данная методика имеет ряд неточностей и в частности ввиду труд-
ности подачи первоначального импульса трассера на одном сечении,
в то же время она требует сложных обсчетов. В результате, как
константируют сами авторы, данные оказываются недостаточно точны-
ми для большинства указанных параметров и методика надежна лишь
при измерении скорости жидкой фазы в пленке и общей средней ско-
рости ее.
Корреляция экспериментальных результатов проводилась в зна-
чительной части указанных работ на основе нахождения связи между
безразмерными параметром Мартинелли (см.выше) и параметром
Р (м/м )Мк
уноса Кед- £)п~' полученным при ряде допущений путем рас-
крытия значения (дР/л£).
Величина меняется от 13 до 22 в зависимости от ус-
ловий подачи фаз в канал. Связь между Хр и Ру оказывается раз-
личной для разных областей (а подчас и неоднозначной).
Была применена корреляция, полученная на основе анализа раз-
мерностей и представляемая в виде
$=АЛет'Р1п‘ (2.150)
для воздушно-водяной оме си при нисходящем прямотоке / 143 / по-
лучено Ay =o,675 -io~3zz7/ =i /г/=з.
В правой части (2.150) критерий Рейнольдса берется по рас-
ходу и свойствам жидкости, а безразмерный комплекс fj = -^2 пред-
ставляет собой отношение скорости газа и некоторой характерной
скорости, при которой работа сил трения на единицу поверхности
сравнивается с работой сил поверхностного натяжения.
В работе / 188 / предложена зависимость Р=А< значе-
ниями А =0,039; /7^ =0,45 и /Zz=0,38. Поскольку в Р& для жид —
кости входит ее удельный расход на единицу периметра, а диаметр
канала в нем отсутствует, то учитываются так же физические свой-
ства газа. Параметры этой зависимости по данным разных работ от-
личаются весьма сильно. Большое (в несколько раз) расхождение
между результатами отдельных экспериментов по изучению распреде-
ления жидкой фазы между пленкой на стенке и брызговой частью в
ядре потока следует в первую очередь отнести за счет трудности
четкого замера обеих указанных частей жидкости в потоке. Вывод
брызговой части из ядра потока применявшийся в работах / 55, 143,
151, 152 / требует изокинетических условий у пробоотборника и
достаточных размеров последнего, чтобы правильно отобрать анали-
зируемую порцию, однако с другой стороны при этом необходимо,что-
бы пробоотборник не оказал существенного влияния на гидродинамику
IIS
ядра потока, кроме того, дан получения суммарного расхода пад-
кости в ядре потока, необходимо снять профиль ее распределения.
Указанные обстоятельства существенно усложняют такой метод и де-
лают трудным получение точных данных. Представляется белее целе-
сообразным для нахозденпя суммарного распределения жидкости мез-
ду ядром и пленкой метод отвода жидкой пленки со стенки трубы и
последующего измерения ее количества. Однако и этот метод несмот-
ря на кажущуюся простоту потребовал проведения специального пред-
варительного исследования для выявления условий обеспечения пра-
вильного вывода жидкости оо стенки трубы, о чем отсутствовали
какие-либо данные в литературе.
На установке рис. 2.12 нами были проведены визуальные наблю-
дения процесса / 148,190-192 /, которые показали, что в общем
случае с верхнего среза трубы часть жидкости выводится в верхнюю
головку модели, а часть срывается в виде капель в ядро потока.
Наблюдения показали, что подбор размера щели мевду верхним сре-
зом трубы и выходным ее участком, а также сброса некоторой части
газовой фазы через указанную щель и верхнюю гсловку могут обеспе-
чить полный вывод жидкости, протекающей в пленке при практичес-
ком отсутствии захвата брызговой фазы. В итоге для проведения эк-
спериментов на системе вода-воздух была выбрана величина зазора,
равная 7 мм и количество сбрасываемого газа, составлявшее около
3% от количества газа в основном потоке.
Полученные в результате экспериментов данные приведены на
рис. 2.25.
Рассмотрим вопрос о расходе жидкости в пленке при прямотоке
с газовым ядром и начале брызгоуноса на основе соотношения (2.109),
которое запишем в виде
//3 rig £ 17g- О (2.151)
р.чс.
2.25 Распределение жидкости между газов™ потоком и пленкой
на стенках канала с/л= 28мм I - 2Z = 20 м/с;
2 -Z</= 23 м/с; 3-2^= 30,7 м/с; 4 - 2У= 36,3 м/с.
120
+ - прямоток газа сверху вниз,
--- прямоток газа снизу вверх,
положительное направление U , Г v & сверху вниз
Соответственно (2.92) и (2.81) при /I =0,38 и П- =0,251 будет
для области сильных взаимодействий
Zz = 5- Ю'Х 'cfnf—f'1' (2.152)
а для области слабых взаимодействий
W/d2p^^e"~0,2^ (2.153)
Обобщающий график уравнения (2.I5I) для физически реальной
области S' представлен на рис. 2.26. На нем пунктиром показаны
ветви кривых, на которых уменьшению и увеличению скорости, т.е.
газовой фазы, движущейся снизу, должен соответствовать не-
ограниченный рост толщины пленки ( S' ), что физически нереально.
Как ввдно из рис. 2.26 в области 18/7< Лг <0 пленоч-
ное течение (прямоток вверх) реализовано быть не может. Выше ука-
зывалось, что при противотоке с увеличением , т.е. и соот-
ветственно Пг по мере сближения толщины пограничного слоя в га-
зов ом потоке и амплитуды волновой поверхности пленки, начинаются
сильные взаимодействия между газовым потоком и пленкой, после че-
го вскоре прекращается стабильное противоточное стекание пленки
и наступает захлебывание. Для интересующих нас условий это про-
исходит в области значений Пг существенно меньших, чем I. С дру-
гой стороны, как уже упоминалось, при увеличении Пг (начиная
примерно с Пг =1) наступает физически нереализуемая область не-
ограниченного роста & при увеличении £> . Таким образом про-
тивоток, имеющий место при слабых взаимодействиях газа и пленки,
когда определяется зависимостью (2.153), а величина Лг
составляет десятые доли, после наступления захлебывания сменяется
Рис. 2.26 Обобщенное представление расчетных параметров вязкого течения гладкой
пленки по вертикальной Стенке при различной организации движения потоков
газа и жидкости в канале.
121
122
неустойчивым режимом течения жидкости и газа, которое по мере
увеличения ( Пг ) сменяется на прямоток с Пг < -1,817, про-
исходящий в области сильных взаимодействий, когда Zv , опреде-
ляется зависимостью (2.152). Соответственно связь между средней
толщиной пленки ( S ), расходом жидкости через нее ( Г ) и
средней скоростью газового потока может быть представлена в об-
ласти противотока зависимостями (2.I5I) со знаком " - " и (2.153),
а при восходящем прямотоке зависимостями (2.151) со знаком " - "
и (2.153). При нисходящем прямотоке используется соотношение
(2.I5I) со знаком " + " и в области слабых взаимодействий (2.153),
а в области сильных взаимодействий (2.152). По последнему вари-
анту были произведены расчеты, результаты которых сопоставлены
на рис. 2.27 с данными, полученными в работе / 50 / по толщине
пленки при нисходящем прямотоке.
Дальнейшее наращивание динамического воздействия газового
потока на жидкую пленку в области сильных взаимодействий приво-
дит к повышению деформаций последней, сопровождающемуся срывом
с нее брызг, о чем говорилось выше.
Теоретическое рассмотрение волнового течения пленки, выпол-
ненное в работе П.А.Семенова / 193 /, проанализировавшего случай
прямотока при повышенных скоростях газа, существенно пренштяютях
скорость захлебывания, показало, что в рассматриваемом случае тол-
щина пленки не может быть более некоторой предельной величины, оп-
ределяемой максимальным значением SlS , равный , При этом
волновое число S2 определяется как
52 = (2-154)
В итоге для предельной толщины пленки получается:
123
SO = 0,29 J О с/п
(2.155)
На основе этого соотношения будем считать
&
dn
We
-0,5
(2.156)
Подставляя в (2.I5I) зависимость (2.152) и выражая предельную
толщину пленки согласно (2.156) с коэффициентом пропорпиональ -
ности равным 0,16, найденным по предварительной обработке экспе-
риментальных данных, получим
)'lo,32 (2.157)
Соотношение (2.157) дает связь между предельным расходом жидкос-
ти в пленке и скоростью газового потока. Сопоставление расчета
по зависимости (2.157) с экспериментальными данными по расходу
жидкости в пленке представлено на рис. 2.28.
Если Г представляет собой все количество жидкости, пода-
ваемой в канал в виде пленки, то соотношение (2.157) описывает
параметры точки, соответствующей началу брызгоуноса. Эксперимен-
тальные данные по началу брызгоуноса и кривые, соответствующие
зависимости (2.157), сопоставлены на рис. 2.29 для условий вос-
ходящего и нисходящего прямотока.
В работе Л.П.Холпанова / 49 / на основе анализа эксперимен-
тальных результатов, полученных им и рядом авторов, а также имев-
шихся обобщающих зависимостей принято,что наступление начала брыз-
124
Л'Ы
Рис. 2.27 Сопоставление зависимости (2.151) с эксперименталь-
ными данными Н.Н.Вулова /50/ по средней толщине ла-
минарной пленки кздкостп при нисходящем прямотоке
= 10,14 мПа-c; Re' = 864
; Al л) о л
1Л/ЧАС]
Рис. 2.28 Сопоставление результатов расчета по зависимости
(2.157) с зкелернментальнкыи данными по расходу
ыддхостп з пленке
I - данные экспериментов на установке ряс. 2.12
2 - данные /54/
125
Рис. 2.2S Сопостаяензе результатов расчета ио зависимос-
ти (2»157) с экспериментальными значениями ско-
рости, соответствующей началу срыва квдкостп с
пленки (начало брызгоуноса): +• и х - данные /143/,
О - данные экспериментов на установке рпс.2.12
126
гоуноса при восходящем прямотоке может быть определено некоторой
постоянной величиной плотности орошения (в диапазоне 0,4*0,7
см2/с). Зта величина Л.П.Холпановым принята равной 0,52 см2/с.
Решения, даваемые зависимостью (2.157) для случая восходящего пря-
мотока как видно из рис. 2.28 практически имеют вид, весьма близ-
кий к вертикальным прямым, соответствующим различным величинам Г
для различных условий, что объясняет такой характер зависимости,
отмеченный по экспериментальным данным в работе /49 / Л.П.Хол-
панова, однако они одновременно показывают, что нельзя определять
момент начала брызгоуноса для различных условий одной величиной Г
2,2. Подвод тепла к жидкости, барботируемой газом в
процессе массообмена
Изучение теплообмена между стенкой и барботажным слоем на
уровне построения физических моделей процесса и отыскания анали-
тических зависимостей, определяющих величины коэффициентов тепло-
отдачи при этом, началось во второй половине 50-х, начале 60-х
годов. Была установлена высокая интенсивность процесса переноса
тепла меаду стенкой и барботажным слоем, что сделало закономерным
стремление к широкому практическому использованию егр в химичес-
кой технологии, вплоть до разработки и применения трубчато- про-
вальных тарелок и тарелок оо змеевиками, располагаемыми в пенком
слое над барботажными устройствами.
В исследованиях установлено сильное влияние расхода газа на
интенсивность теплоотдачи. Особенно значительным это влияние ока-
зывалось в области умеренных расходов. Расположение теплообменной
поверхности и вид ее не оказывали существенного влияния для дос-
таточно ординарных случаев: внешняя задача для сферы, цилиндра и
кольца / 83 /; плоская отенка / 84 /; цилиндрическая горизонталь-
ная и вертикальная поверхности (как внутренняя, так и внешняя за-
дачи / 85-90 /).
127
Расположение поверхности теплообмена на разных расстояниях
от барботажных устройств не влияло существенно на интенсивность
обмена. Следует однако отметить, что указанные расстояния брались
достаточно большими, не менее 100 * 200 мм / 83,88,90,91 /. В то
же время для ряда случаев, например барботаж на тарелках со змее-
виками в пенном слое, представляют интерес расстояния меньшей ве-
личины (менее 100 * 200 мм).
Оговоримся, что мы не будем здесь и далее рассматривать про-
вальные трубчатые тарелки ввиду специфических условий работы их
элементов, с нижней части которых стекает жидкость, а верхняя
часть находится в зоне гидравлической тени.
Расположение и конструкция барботеров оказывали значительное
влияние / 83,84 / при малых расходах газа, поскольку они меняли
равномерность температурного поля в жидкости. Это влияние стано-
вилось практически не существенным при увеличении расходов газа.
При изменении тепловых нагрузок до величин порядка 0,5.10^
ккал/м^ч коэффициент теплоотдачи практически не менялся / 88 /.
Найдено, что существенного влияния свойств газовой фазы на
интенсивность обмена теплом стенки и барботажного слоя обнаружить
не удается. Свойства поверхности раздела так же почти не влияют
на указанный процесс. Такие физические свойства жидкости как теп-
лопроводность, теплоемкость, вязкость значительно влияют на теп-
лоотдачу, с ростом первых двух она увеличивается, с ростом пос-
ледней она уменьшается примерно по закону 1/3.
По результатам проводившихся экспериментов разрабатывались
физические модели процесса и соответствующие обобщающие зависи-
мости. Следует, однако, отметить слишком большую степень упроще-
ния процесса при этом, что приводило к зависимостям, справедли-
вым лишь в узких диапазонах изменения основных параметров. Так,
Новосад / 87 / представляя обмен теплом по механизму обычного
128
случая однофазной щцкости вынужден был для компенсации фактичес-
кого несоответствия величину постоянного коэффициента в критери-
альной зависимости для увеличить на два порядка. При попытке
учесть естественную конвенцию не совсем удачным следует считать
выбор диаметра вертикальной колонны как определяющего размера.Так
же, выбирая в качестве определяющего размера диаметр рабочего эле-
мента, авторы / 88,92 / не обосновывают этого.
В работах В.Н.Соколова и А.О.Саламахина / 85,86 / рассмотре-
ние процесса теплоотдачи от стенки ведется на базе представлений
о турбулентности в однофазной жидкости с учетом двухфазности сис-
темы путем введения отношения скорости газа к некоторой критичес-
кой скорости (принимаемой согласно эксперимента авторов равной
0,4 м/с), сверх которой величина скорости газовой фазы перестает
влиять на теплоотдачу. Соответственно итоговое обобщенное соотно-
шение построено по типу произведения критериев Галилея и Правдтля,
а также упомянутого отношения скоростей в некоторых степенях.
Для скоростей меньших критической дается
Ыи =0,3(&'3Рг**(ы,/1</-№)™ (2.158)
А для скоростей больших, чем критическая
Ыи -Q3 Ga^Pz (2.159)
Критерий Рейнольдса считается неопределяющим и из обобщен-
ного соотношения исключается.
Позже в работе / 93 / И.В. Д оманского и В.Н.Соколова сущест-
венно улучшается данная система рассмотрения на базе представле-
ний турбулентности в однофазной жидкости применительно к обмену
теплом мезду стенкой и барботажным слоем. Автор! исходят при этом
из представления о пропорциональности диссипативных потерь энер-
гии у стенки и общих объемных ее потерь. Учитывая, что на покры-
тие последних идет вся расходуемая газом энергия и воспользовав-
шись закономерностям затухания турбулентных пульсаций в погра-
129
личном слое, автора приходят к конечной зависимости
* кл^3 7(2.160)
С единственны л неизвестным коэффициентом Кг (& -безразмерная раз-
ность температур), который путем сопоставления с экспериментом
/ 86 / при барбстаке воздуха через воду определен равным 2,6.
Кастом / 90,91 / предложена схема процесса, в которой за ос-
нову взята идея о том, что при обтекании сферического пузырька у
жидкости появляется нормальная к стенке составляющая скорости, при-
нимаемая как величина одного порядка малости с продольной составля-
ющей. Далее указанная нормальная компонента скорости подставляется
в критерий Стантона, который принят за определяемый и находится
его зависимость (степенного типа) от произведения критериев Рей-
нольдса Фруда и Прандтля.
В работе / 84 / за основу принята модель, согласно которой
контакт мезду стенкой и жидкостью происходит в условиях течения
последней по законам ламинарного пограничного слоя на коротком
участке стенки д £ , после чего жидкость уходит вглубь двухфазно-
го слоя. Скорость течения жидкости и длина указанного участка по
соображениям анализа размерностей представляются как функции дина-
мической вязкости и произведения газосодержания на ускорение си-
лы тяжести. Выражая газосодеркание как отношение скорости газа к
скорости подъема пузыря авторы приходят к итоговой зависимости для
коэффициента теплоотдачи:
(2.I6D
Принятая в рассмотренной работе / 84 / картина непосредствен-
ного смыкания коротких участков, повторяющих друг друга, согласу-
ется с цикличностью процесса прохождения пузырей вдоль стенки, од-
нако не достаточна для полного описания происходящего в виду раз-
личия условий на участках собственно пузнрей у стенки и на участ-
ках перемычек меаду пузырями. Кроме того в указанной схеме игноои-
130
руется возможность естественной конвенции жидкости на отдельных
участках стенки, что особенно существенно при снижении тепловой
нагрузки и приведенной скорости газа.
В связи с рядом существенных наясностей, имевшихся по рассмат-
риваемому вопросу и важностью для технологии (процесс доупарки ам-
миачной селитры ограничен узким диапазоном температур в 15 » 20°
по условиям недопущения кристаллизации плава и его разложения),
нами было проведено изучение барботажного слоя у стенки, примени-
тельно к обмену теплом между ними / 194-197 /. На рис. 2.30 пред-
ставлена схема основной экспериментальной установки. Опыты прово-
дились в прямоугольном сосуде I размером 270 х 260 мм или в цилин-
дрическом сосуде I диаметром 100 мм. Высота барботажного слоя
составляла 200 - 400 мм. При проведении части экспериментов в
прямоугольный сосуд устанавливался вытеснитель, уменьшавший сво-
бодное сечение до размеров 270 х 180 мм. Теплообменные элементы,
основные образцы которых и расположение термопар, изображены на
рис. 2.31, изготовленные из нержавеющей фольги толщиной 0,2 мм,
подпаивались к толстым медным шинам, по которым от генератора 6
мог подаваться ток силой до 1500 а. Тепловая нагрузка измерялась
по мощности электрического тока. Перепад температур мевду стенкой
и жидкостью определялся при помощи дифференциальной медь-констан-
тановой термопары 9, горячий спай которой подклеивался к внутрен-
ней поверхности тонкой стенки рабочего элемента и фиксировал тем-
пературу стенки. Холодный спай помещался в медный шарик диаметром
5 мм и на тонкой фарфоровой трубочке 10 опускался в газожидкост-
ный слой.
Для измерения локальных значений газосодержания и частоты
прохождения газовых пузырей в газожидкостный слой вводилась тон-
кая остеклованная молибденовая игла 14 диаметром около 1,3 мм,
острие которой было сошлифовано до оголения металла; толщина ост-
131
Рис. 2.30 Схема экспериментальной установки для изу-
чения теплоотдачи от стенки к барботажному слою и
характеристик последнего: 1,1^ - рабочие сосуды;
2,2^ — барботажные устройства; 3 - диафрагма;
4 - термометр; 5,5^ - рабочие элементы (см. следую-
щий рисунок); 6 - генератор тока; 7 - вольтметр;
8 - шунт с амперметром; 9,10 - выводы от горячке
и холодных спаев термопар; II - потенциометр;
12 - гальванометр; 13 - переключатель
132
Рис. 2.31 Рабочие элементы, на которых изучалась тепло-
отдача к барботажноцу слою
133
рия около 0,3 мм. Стенка колонны (если она металлическая) или спе-
циальный электрод соединялись о одним полюсом батареи (1,5-Зв) 15,
а игла через высокочувствительный шлейф осциллографа МПО-2 (16) -
с другим полюсом. Надкость в колонне немного подкислялась. При по-
гружении иглы в жидкость цепь замыкалась. Если иа острие иглы на-
бегает воздушный пузырь, сопротивление цепи резко возрастает, а
сила тока падает, что фиксируется на пленке осциллографа. Конец
иглы можно устанавливать на различном расстоянии от стенки. В поз-
же проведенной работе / 198 / была выполнена проверка, подтвердив-
шая корректность такого метода снятия локальных характеристик бар-
ботажного елся. В этой работе был создан комплекс измерительно—
регистрирующей аппаратуры и получен ряд характеристик барботажного
елся, в том числе по скоростям движения и распределению размеров
пузырей в нем.
Перед началом исследований на модели был проведен ряд прове-
рок. Полб температур в ванне с жидкостью при включенном подогреве
рабочего элемента и отсутствии барботажа было весьма сильно выра-
иено, однако после включения даже лишь одного источника (центра)
барботажа происходило такое перемешивание жидкости, что поле прак-
тически полностью выравнивалось во всем объеме, за и включением
узкой пристеночной области. Т.о. при барботаже газа температуру
во воех точках объема сосуда можно считать одинаковой.
При барботаже ненасыщенного влагой воздуха возможны значи-
тельные затраты тепла на испарение влаги, которые оказываются со-
измеримыми с рабочими тепловым нагрузками. Проведение эксперимен-
тов на воздухе 60$ и 100$ насыщенности не выявило однако какой-
либо ря_чнитп-т в коэффициентах теплоотдачи для этих двух случаев
(см.рис.2.32). Можно заключить, что имеет место известный факт
протекания основного масоообменного процесса на начальном участке
вблизи барботажного устройства, а следовательно в зоне двикения
Рио. 2.32 Локальные коэффициенты теплоотдачи от стенки на различных растояниях до
источника барботажа
135
вдоль рабочей поверхности испытуемого элемента газовая фаза уже
насыщена на-100$ и процесс насыщения,оказываясь на общем балансе
тепла, тем не менее не влияет практически на коэффициент теплоот-
дачи.
Была проведена проверка возможности "оголения" поверхности
рабочего элемента от жидкости на отдельных участках, под верж яв-
ных усиленному воздействию газовой фазы. Однако даже при скоростях
газа 10*15 «Ус и прямом расположении барботажного сопла в направ-
лении стенки всего на расстоянии 3 мм от нее, перемещение указан-
ного сопла снизу вверх вдоль контрольной точки теплоотдающей по-
верхности, на которой была с обратной отороны закреплена термопара,
приводило (рис.2.32) к изменению величины коэффициентов теплоотда-
чи от минимальных соответственно чистой тепловой конвекции (когда
барботер был выше контрольной точки) порядка 1000 ккал/м^ч-град
и до максимальных - порядка 5000 ккал/№.ч-град (когда барботер
был ниже контрольной точки примерно на 30*40 мм). Делее, начиная о
50 мм вплоть до снижения барботера на 200 мм ниже контрольной точ-
ки коэффициент теплоотдачи не менялся. Расчет коэффициента тепло-
отдачи при лобовок газовом потоке на стенку показал, что максималь-
ное значение с< могло иметь величину ые более 600 ккал/м^.ч.град.
На основании изложенного было сделано заключение, что в исследовав-
шихся условиях "оголение" поверхности стенки от жидкости отсутство-
вало.
На горизонтальном цилиндрическом элементе было проверено вли-
яние тепловой нагрузки на теплоотдачу, о чем подробнее будет ска-
зано несколько ниже, здесь лишь заметим, что в интересующих нао ус-
ловиях оно практически сказывается только при небольших нагрузках.
При изучении элементарного процесса, с которого было начато
проведение исследований, одиночный барботер ввиде трубочки опуо -
калоя сверху в рабочую ванну, заполненную жидкостью, в которой
136
был установлен элемент - плоская вертикальная стенка. Производи-
лось перемещение указанного барботера по вертикали, горизонтали
и в нормальном направлении, при этом снимались поля температур по
стенке с помощью подклеенных к ее внутренней поверхности 16 тер-
мопар.
Поскольку удельная тепловая нагрузка на каждом участке по-
верхности одинакова и может быть найдена через силу тока и паде-
ние напряжения, то знание поля температур и соответственно разнос-
тей температур стенка-жадкость позволяло построить эпюры распреде-
ления величин коэффициента теплоотдачи по рабочей поверхности. Ха-
рактерные эпюры представлены на рис. 2.33. Как видно из рисунка
кривые указанного распределения весьма сходны с кривыми распреде-
ления вероятности, максимум которых приходится на вертикальную ось,
проходящую через центр отверстия барботера. Помимо построения эпюр
при перемещении барботера вдоль горизонтали, параллельной рабочей
поверхности были получены эпюры распределения с/ при перемещении
отверстия барботера по горизонтали перпендикулярной к рабочей по-
верхности. Эффект удаления барботера от стенки по нормали иденти-
чен эффекту удаления от оси барботера вдсль поверхности стенки,
что говорит о симметричности картины в пространстве.
При построении эпюр с< для одиночного барботера, как вид-
но из рис. 2.33, по мере увеличения расстояния от барботера по
вертикали ширина зпюры увеличивалась, а максимальная ордината ос-
тавалась практически почти неизменной. Оценка зависимости ширины
зоны влияния барботажного центра от расстояния по высоте показыва-
ет, что она соответствует закономерности корня квадратного. Для
уточнения этого вопроса были проведены опыты по фотографированию
барботажа от одиночного отверстия, помещавшегося в центре сосуда.
В результате обработки серии фотографических снимков была подтвер-
ждена зависимость ширины зоны влияния всплывающих из одиночного
137
Рис. 2.33 Распределение локальных коэййициентов теплоот-
дачи в зависимости от растояния ( X ) по горизонтали вдоль
стенки до оси одиночного барботера диаметром 1,5 мм. По нормали
к стенке до оси барботера - 3 мм, расход воздуха - 1,6 л/мин.
Отметка горизонтали, на уровне которой измерялись температуры
стенки (и соответственно коэййициенты теплоотдачи), от отверс-
тия барботера: 1-30 мм; 2 - 77; 3 - 124; 4 - 171; 5 - 233
138
центра пузырей по корню квадратному от расстояния до отверстия
барботера. Поскольку зона влияния пузнрей является в сущности зо-
ной движения окружающей жидкости под их воздеЙ ствием мы в среднем
имеем дело с факелом увлекаемой жидкости. Как вид кривых распре-
деления о( , так и изучение картины всплывания ряда пузнрей от
одиночного центра, проведенное визуально и с помощью фотографи -
рования показывают явно стохастический, вероятностный (соствет -
ственно однородному Марковскому процессу блуждания) характер их
распределения в сечении, перпендикулярном к вертикальной оси, вы-
ходящей из отверстия барботера. К этому вопросу как к части общей
задачи о движении тел (у пузырвй-прис о единенная масса) от одиноч-
ного источника под действием силы тяжести мы вернемся позже. Сле-
дует отметить, что для несколько иных условий (более высокие рас-
ходы газа через отверстие барботера и значительно большие глубины
слоев жидкости) вопрос о движении газовой и жидкой фаз рассматри-
вался ранее применительно к задаче искусственного подъема глубин-
ных вод в водоемах путем подачи газа через укладываемый на дне
перфорированный трубопровод с целы» предотвращения замерзания во-
доема на определенном его участке и создания незамерзающих майн
в зимнее время. И. М. Коновалов / 199 / рассматривал этот вопрос
аналитически на базе уравнений свободной турбулентности по Тол-
ми ену и по Рейхарцту, однако на исходную схему процесса были на-
ложены слишком жесткие условия. Движение отдельных газовых обра-
зований рассматривалось как движение строго вертикальной цепочки
пузырей вдоль одной оси, что никак не следует из известной карти-
ны процесса. Изменение ширины факела движущейся жидкости с рас-
стоянием априорао принималось линейным и как исходное закладывалось
в граничные условия задачи, а не определялось в результате ее
решения. Экспериментальная работа /200/ была направлена на ре -
шение несколько иных вопросов - определения расходов жидкости.
I3S
таяния ледяного покрова, качественное изучение процесса. Следует
отметить, что для приведенных в работе / 200 / профилей скоростей
представляется более близкой зависимость ширины зоны увлекаемой
жидкости от высоты по корню квадратному, а не по линейному закону.
Авторы отмечают, что если считать расширение факела линейным, то
вершина попадает не на сопло, а на 27 ом ниже его, принятие же за-
кона корня квадратного приводит вершину факела в область, приле-
жащую к выходу из оопла. Кроме того в этой работе / 2С0 / было най-
дено, что для области, где полученные опытные данные автор! счита-
ют достаточно надежными, измеренная величина скорости на оси фа-
кела оказывается постоянной в различных точках по высоте. Теория
же / 199 / требовала зависимости этой скорости от высоты. В то же
время, как это будет видно ниже, при зависимости ширины факела от
высоты по корню квадратному скорость на оси его должна оставаться
неизменной.
Было проверено взаимное влияние работы смежных барботеров.
Помещение двух барботеров вдоль рабочей поверхности привело к рас-
пределению коэффициентов о< .изображенному на рис.2.34. При из-
менении расстояния между барботерами ввд эпюр не менялся, хотя
ордината места стыка при раздвижении барботеров количественно
уменьшалась, а при сближении возрастала. В итоге можно сделать вы-
вод о независимости работы смежных отверстий барботера в таких ус-
ловиях и отсутствии существенной интерференции эффектов.
Поело проведения шшеуказанных проверок и экспериментов с оди-
ночными барботерами было начато изучение процесса при создании у
стенки барботажного елся.
Киносъемка течения тонкой струйки красителя, подаваемого в
пристенный слой жидкости через отверстие диаметром 0 17 мм со
скоростью 0,002-0,004 м/с, показела регулярные исчезновения следа
краски на короткие промежутки времени. Было установлено, что на-
140
Рис. 2.34 Распределение локальных коэффициентов тепло-
отдачи от нагреваемой вертикальной стенки к воде при
двух барботерах, кадцый из которых имеет те не характе-
ристики, что в предыдущем рисунке (обозначения такзе
одинаковые)
а) растояние мезду вертикальными осями барботеров - 40 мм
б) расстояние - G0 мм
141
правление движения струйки меняется примерно 20-30 раз в секунду.
Расчеты частоты прохождения пузырей по скорости их свободного
всплывания также давали величины порядка 20-40 с-^.
Как показали исследования / 88 /, изменение температура бар-
ботажного слоя происходит даже при приведенных скоростях газа по-
рядка (2-4)»I0"2 од/с только в зоне, отстоящей от греющей стенки
на доли миллиметра. Таким образом, основное термическое сопротив-
ление передаче тепла оказывает слой жидкости, расположенный у
стенки, толщина которого несоизмеримо меньше, чем средний размер
пузырей.
Можно предположить следующую физическую модель передачи теп-
ла к жидкости при барботаже. В зоне I поверхности, прилегающей к
поперечной по ходу движения перемычке между пузырями (рис.2.35),
теплообмен происходит, как на начальном участке пластины, обте-
каемой турбулентным потоком / 201 /.
Nut = 0,66b Re ,/гРг'^ (2.162)
Здесь вместо характерной скорости в Re подставим произведение
частоты возобновления циклов теплообмена СО на размер элемен-
тарной ячейки барботажного слоя . Характерным линейным раз-
мером считаем размер зоны I
<Г = (
В зоне П слой жидкости, заключенный между стенкой и газом,
за короткое время прохождения пузыря прогревается по механизму
нестационарной теплопроводности. Примем в первом приближении не-
стационарный теплообмен для случая полубесконечного пространства
с краевыми условиями: при 'Р' =0 температура Тп поверхностного
слоя жидкости у стенки равна Т ; при Тп-Тст- Т +лТ
Далее воспользуемся соотношением
& = & Т (2-163)
Предполагаем таюке, что теплообмен во второй зоне начинается
142
Ряс. 2.35 Схематическое представление
зон теплообмена: I - зона механической конвекции,
2 - зона нестационарного теплообмена, 3 - зона
тепловой конвекции
Рис. 2.36 Осциллограмма частоты прохождения газовых
пузырей через точку барботажного слоя. Водный раствор
сахарозы концентрацией 48/, приведенная скорость
газа 1</лр =0,25 м/с
14;
с температурного профиля у стенки, соответствующего концу первой
зоны. Это может быть отражено в соотношении (2.163) введением не-
которого отрезка времени , необходимого дан выравнивания
локальных коэффициентов теплоотдачи в конце первой зоны и в
начале второй
cP = 0,332гт'*-. л Re*Pt'3; <*» = /(2.164)
~ О/МЯЛ-'ш1 Pz
Количество переданного тепла за счет нестационарного теплообмена
составляет
Л е^а__________________
=/ (2-165)
Qa
о о / JE, с
_ у
где £*’а7?2Г” БРемя» отсчитываемое от начала нестаци-
онарного теплообмена. После интегрирования, используя соотноше-
ние ЛТ найдем / л'е'Х' ’_________
o(s=22^l-jt*- ГгГ) (2.166)
По мере снижения газосодержания барботажного слоя периоди-
чески на теплопередающей поверхности будет увеличиваться зона Ш,
не подверженная прямому воздействию проходящих пузырей. Содержа-
ние жидкости в этой зоне повышенное и скорости ее движения малы.
Полагаем, что на этом участке теплоотдача определяется тепловой
конвекцией
NUm ~ (&t Рг) (2.167)
Обозначив через Нт , Пп и /г.,» доли поверхности, на которых
теплообмен происходит по соответствующему каждому индексу меха-
низму ,представим:
С( = &тПт + (ХйПй fdins (2.168)
Здесь: Hii! -f~n; Па ~ nz; Нт + Нт т Нт; - 7
Подставляя в утавнение (2.168) значения /V , Па и &г , учиты-
- */3
вая соотношение V и заменяя частоту циклов теплооб-
мена Ы на действительную частоту прохождения пузырей и
144
газосодеркание Ч по соотношению Co'=C<j/W .получим для вы-
сокой стенки (размеры которой значительно больше размеров пузырей)
„/ „ g , {йР Г 2 — , .V,-. ,, <Ь\г ,
& р^р/е 2(1-Ч) ]+(1-<7 )<*„, (2.169)
или, Б безразмерном виде
Ни =0,33Re/‘Ptfy[2-v'- 2(1- (1- v"3)sNu^ (2.170)
В случае, когда погруженная в барботажный слой стенка имеет
небольшую высоту (порядка среднего размера пузырей) она не вызы-
вает значительных изменений в барботажном слое. При этом появле-
ние области, в которой сказывается тепловая конвекция, определя-
ется поведением не барботажного слоя нцелом, а отдельных цепочек
поднимающихся пузырей, составляющих этот слой. Проведенные нами
эксперименты с одиночными барботерами показали, что зона действия
цепочки пузырей имеет величину, в три-пять раз превышающую их ди-
аметр. Этому соответствуют при равномерном распределении пузырей
в объеме величины газ о с одержания порядка 0,02-0,004. Для белее
высоких значений (Z’ конвекцию в случав невысоких стенок мож-
но не учитывать. Тогда, полагая Пш=0 вместо уравнений (2.169)
и (2.170) будем иметь
ol .гту (2.171)
ИЛИ
Ни =0,33(2- v"^)Re ™Pz,/3 (2.172)
Как видно из изложенного основными параметрами барботажного
слоя, определяющим процесс теплообмена со стенкой являются час-
тота и газосодержание.
Результаты измерений среднего газосодержания имелись в ра-
ботах / 39,202,203 / и др., данные же по частоте прохождения пу-
зырей в барботажном слое практически отсутствовали, имелся лишь
небольшой объем таких данных в исследовании / 202 /. Ввиду этого
145
были проведены эксперименты на описанной выше установке с приме-
нением осциллографических измерений.
На рис. 2.36 показана характерная осциллограмма частоты про-
хождения газовых пузырей через барботажный слой.
Обработку осциллограмм проводили путем подсчета количества
разрывов и их суммарной длительности , Число разрывов
принимали равным числу прошедших пузырей N . Частоту прохожде-
ния пузырей рассчитывали как CO-M/Vr . Газосодержание опреде-
лялось отношением суммы времени разрывов к полному времени запи-
си х
Опыты проводили на воде, этиловом спирте и растворах сахаро-
зы о концентрацией С = 36-66$. Коэффициент кинематической вязкос-
ти жидкол™ изменялся от 0,65.10"® до 2,1.10”^ м®/с; коэффициент
поверхностного натяжения - от 7,0.10"® до 2,2.10"® кг/м; скорость
газа, отнесенная ко всему сечению аппарата - от 0,01 до 1,5 м/с.
На рис. 2.37 показано распределение частоты прохождения пу-
зырей и газооодержанпя по сечению колонны доя сосуда диаметром
100 мм. Измерения проводили на высоте 140 мм от распределитель-
ной решетки.
При относительно невысоких приведенных скоростях воздуха на-
блюдается монотонное увеличение СО и О’ с ростом расстояния
от стенки. При более высоких значениях tt/w в центральной зоне
барботажного слоя появляется тенденция к педению частоты, кото-
рая, очевидно, характеризует разрыв перемычек мазду пузырями и
их слияние, приводящие к увеличению размера пузырей, не перекры-
ваемому увеличением скорости потока / 204 /. В результате отно-
шение Uforfa-co начинает пядятт,-
Для обработки полученных данных по локальным значениям СО
была использована система безразмерных переменных
146
Ряс. 2.37 Распределение частоты и газосодержшия по сечению
колонны, а - этиловый спирт; б - растворы сахарозы концент-
рацией 36,6-41$
I _ Ылр = 0,01 м/с; 2 ~ 0,05; 3 - 0,15; 4 - 0,25; 5 - 0,4;
6 - 0,7; 7-1,5 м/с
(Pe;Go.; Но; @ (2.173)
которая с учетом Ре - ?— - ~~ = Но , а также приведен-
ных выше соотношений может быть представлена как:
ИЛИ
/, / 6~ \//п а (2.174)
(ГУ) ^/£-2* (f); VJ
Из (2.174) следует, что при постоянном значении первого комплекса
в квадратных скобках должна существовать однозначная связь I/ и
П. Приведенные на рис. 2.38 экспериментальные данные подтверждают
это заключение. На рис. 2.38 попользованы значения У и а? ,из-
меренные на расстояниях от стенки не менее размера ячейки Л (в
среднем около 10 мм). Кривые на рис. 2.38 показывают наличие мак-
симума, который может быть объяснен образованием более крупных
пузырей за счет разрушения перемычек в барботажном слое. Наличие
максимума на кривых менее заметно для очень вязких жидкостей. Как
видно из рис. 2.38 характер зависимостей П от V для всех жид-
костей сохраняется, но значения n..QU_ при повышении вязкости па-
дают.
Определение зависимости П ~/( У3) проводили для следую-
щих условий:
п = пмако прЕ 0 < Vkp < &Н прп <Л'Р
П = 0 при У= О j
Предполагая, что изменение
простой степенной зависимостью,
^<0 при
второй производной описывается
-в.
получим
/7 =
Птах О'! + 1 (Др
(2.175)
Хорошев соответствие мелщу опытными данными и зависимостью
(2.275) наблюдается при =0,67 ^conits. On =3 . Тогда
148
Рис. 2.38 Зависимость комплекса П от газосодеркания:
а - вода, б - этиловый спирт, в,г,д - водные растворы
сахарозы концентрацией 36,6 - 41%, 47,8 - 49,2% и
62,8% соответственно
149
Кривые Cl, д на рис.2.38 рассчитаны по уравнению (2.176) (сплош-
ные линии).
Обработка результатов экспериментов показал?,что связь меж-
ду Е[лакс и —5 (р/ монет быть передана уравнением
Ппах = 0,22 +0.07fy <2ЛГ!}
Совместным решением (2.176) и (2.177) получим окончательную зави-
симость „
П = f,87r(1-V*)£QS2 +0,07%
На рис. 2.39 приведено сопоставление результатов расчетов по
формуле (2.178) и экспериментальных величин П. Сопоставление было
выполнено не только для локальных значений Пи , но так не
для средних их величин. Усреднение П и V осуществлялось по се-
чению.
Средние величины газосодержания, полученные в наших экспери-
ментах были сопоставлены о результатами расчетов по различным за-
висимостям / 39,202,203,205 /, наилучшее совпадение (в прадвлех
+ 25%) показала зависимость из работы / 205 /.
У , рассчитанные по этой зависимости и П, рассчитанные по
зависимости (2.178) были подставлены в (2.169) и (2.I7I), что
дало, как следует из рис. 2.40 совпадение расчета и эксперименталь-
ных данных со средним отклонением +10$ (максимальное +20$). Учиты-
вая широкий диапазон изменений параметров, это обстоятельство мож-
но расценивать как подтверждение правомерности принятой модели
процесса.
С целью обеспечения возможности проведения быстрых практи-
ческих оценочных расчетов нами была проведена корреляция экспери-
ментальных данных в системе переменных, предлагаемых в работах
/ 90,91 /. Разбивая весь диапазон на два участка, можно таким пу-
тем получить достаточно простыв оценочные зависимости
для 0,03 < < 5
150
Рис. 2.39 Сопоставление экспериментальных значений П с
расчетом по зависимости (2.178):
1-вода (сосуд 27С/.18Сил);
2-вода; 3-этлловый спирт; Зачерненные точки -
4-раствор сахарозы = 39%; — усредненные по
5-раствор сахарозы (L = 48%; сечению значения
6-раствор сахарозы %, = 62%;
7-раствор сахарозы %. =66%.
151
ДЛЯ
o'
г^ПРС'р
(2.179)
5 <
d
Ъ(/пр С
<3000
' У
= О.К(Ыр^Г)
(2.180)
Основная масса экспериментальных данных аппроксимируется за-
висимостями (2.179) и (2.180) с разбросом + 30%. Следует однако
отметить, что отклонения увеличиваются до 200% для жидкостей с
большими величинами вязкости и при малых скоростях газа.
Сопоставление литературных и полученных нами опытных данных
по коэффициентам теплоотдачи при барботаже с расчетными на базе
средних значений газосодержания и частоты представлено на рис.
2.40 для вертикальных тепло обменных поверхностей при изменении
основных параметров в пределах: 1/=( 0,65-814). КГ6 м^/с; =
0,1-0,5 ккал/мч-град; С^ - 0,2-1,0 ккал/кг-град; =4-7280 ;
Ъ</лр =0,0002-3 гд/с; диаметр колонны от 0,1 до 1,07 м. Разброс то-
чек оказывается в пределах + 25%.
Зависимости других авторов тем более расходятся с эксперимен-
том, чем ниже тепловая нагрузка и приемлемое соответствие между
ними имеет место лишь при самых высоких нагрузках и малой вязкос-
ти жидкостей (близкой к вязкости воды), что отражает факт неуче-
та естественно:! конвекции жидкости.
При исследовании теплоотдачи от круглых горизонтальных наг-
ревательных элементов в барботажном слое были получены в случае
воды кривые распределения локальных значений по периметру
цилиндров, которце представлены на рис. 2.41. Полученные графики
имают внешнее сходство с графиками для локальных значений & при
обтекании цилиндрической поверхности однофазной жидкостью в об-
ласти небольших fte . Однако, более подробное сопоставление по-
152
Рис. 2.40 Сопоставление экспериментальных значений коэффициента
теплоотдачи от стенки к барботажному слою с рассчитанными по
зависимостям (2.169) и (2.170) с использованием (2.178) для 4J
и /205/ для I/ : I - наши данные; 2 - /88/; 3 - /86/; 4 - /89/;
5 - /90/ светлые значки - вода; с вертикальной чертой - водные
растворы сахарозы и глицерина; с горизонтальной чертой - этиловый
и изопропиловый спирты; сплошные линии - расчет по (2.169); штрих-
пунктирные - по (2.I7I); пунктирные - по /85/; а - вода; б - эти-
ловый спирт; в - V' = 4-I0-6 м^/с; г - I0-5 м2/с; д - I0-4 м^/с
153
Рис. 2.41 Локальные коэффициенты теплоотдачи по периметру
одиночного горизонтального цилиндра диаметром: 90 . мм (а);
25 ш (б) и расположенного в третьем ряду цилиндра диямят-
ром 25 мм (в), помещенных в барботажный слой, в котором
приведенные скорости:
I - го^пр = 0,011 м/с; 2 - 0,025; 3 - 0,043 ; 4 - 0,085;
5 - 0,183; 6 - 0,25; 7 - 0,35; 8 - 0,59; 9 - 0.84;
10 - 0,031; II - 0,088; 12 - 0,183; 13 - 0,205; 14 - 0,326;
15 - 0,532; 16 - 0,735; 17 - 0,032; 18 - 0,053; 19 - 0,085;
20 - = 0,25 м/с
154
называет, что при теплоотдаче к барботажному слою профиль в кор-
мовой части цилиндра оказывается существенно сглаженным, а паде-
ние с( - значительно слабее. При уменьшении диаметра цилиндра
зти различия увеличиваются и профиль в случае барботажного елся
все более приближается к симметричному относительно сечения ци-
линдра. Подобная тенденция согласуется с принятой выше картиной
обтекания барботажным слоем элемента малых размеров. Расчеты коэф-
фициентов теплоотдачи по формуле (2.I7I) дали хорошее совпадение
с опытными величинами средних по окружности значений СС . Следу-
ет, однако, отметить, что при теплоотдаче к барботажному слою
профиль в кормовой части цилиндра оказывается существенно сгла-
женным, а падение (У - значительно слабее. При уменьшении диамет-
ра цилиндра эти различия увеличиваются и профиль в случае барбо-
тажного слоя все более приближается к симметричному относительно
сечения цилиндра. Подобная тенденция согласуется с принятой выше
картиной обтекания барботажным слоем элемента малых размеров. Рас-
четы коэффициентов теплоотдачи по формуле (2.I7I) дали хорошее
совпадение с опытными величинами средних по окружности значений сС
Следует, однако, отметить, что при больших диаметрах цилиндра уси-
ливается негомогенность барботажного слоя по периметру его сече-
ния. Так, на верхней образующей цилиндра, где поднимающиеся пузы-
ри дельте отходят от поверхности, возможно накапливание слоя жид-
кости, сникающего теплоотдачу.
Были проведены эксперименты по изучению теплоотдачи от плос-
кой стенки (элемент I, рис.2.31) при установке ее под разными уг-
лами к вертикали. На рис. 2.42 приведены результаты, полученные
на системе вода-воздух. На графиках нанесены также денные по
из опытов с горизонтальной трубой диаметром 90 мм. Как видно из
рис. 2.42 изменение коэффициента теплоотдачи в зависимости от
угла набегания поднимающихся пузырей барботажного слоя на элемент
Рис. 2.42 Влияние на теплоотдачу утла набегания (^о) потока па плоскую
стенку и элементы образующей цилиндра
155
156
поверхности происходит одинаково как для плоской стенки, так и
для элементов образующей цилиндра. Увеличение о! происходит
при изменении утла наклона от 0° до 45°, при- дальнейшем увеличе-
нии утла до 90° величина коэффициента теплоотдачи практически ос-
тается неизменной.
С помощью нагревательной мельхиоровой трубки размером 4 х 0,5
мм проведены опыты по теплоотдаче к барботажному слою при удель-
ных тепловых нагрузках до 3-10® ккал/м^-ч. Подученные результаты
представлены на рис. 2.43 наряду с данными для однофазной жидкости,
взятыми из / 20/ /. Как видно из рис. 2.43 интенсивность теплоот-
дачи к барботажному слою до момента достижения поверхностью стен-
ки температур!, близкой к точке кипения жидкости, постоянна. Уве-
личение приводит к появлению кипения с недсгревом, о чем
свидетельствуют два фактора. Во-первых, указанному моменту (6^ =
60°) соответствует появление характерного для микрокипения шума.
Во-вторых, с дальнейшим увеличением тепловой нагрузки линия зави-
симости £ от A t характеризуется тем же наклоном, что и для
микрокипения. Из рис. 2.43 следует также, что процесс микрокипе-
ния на поверхности теплообмена, омываемой барботажным- слоем, не
менее устойчив, чем при омывании ее однофазной жидкостью, так как
удалось достичь нагрузки 3-10® ккал/и^-ч. В то же время, тленно
при тепловых нагрузках такого порядка уже наступает пережог стен-
ки при однофазной жидкости.
2.3. Доупарка растворов аммиачной селитры
Термин "доупарка" далее применяется для такой завершающей
технологической стадии выпарки, на которой удаляются относительно
небольшие количества легколетучего (вода), измеряемые единицами
(до IO-s-12%) процентов и главной задачей является достижение пре-
дельно малых остаточных содержаний их, измеряемых долями процента.
Такая задача остро возникла при производстве минеральных удобре-
157
Рис. 2.43 Влияние интенсивности подвода тепла (вплоть
до мшсрокхшения) на теплоотдачу от стенки к барботажному
слою : I - “Мгр = 0,25 м/с, недогрев до точки кипения At = 62°;
2 - U/np = 0,764 м/с, ДТ' = 85°; 3 - 0,0235 м/с,
Д Т' = 75°; однофазная жидкость (вода), взято из /201/:
4 - &t'= II0; 5 - 28°; 6 - 56°; 7 - At' = 83°; 8 - точки
пережога стенки при скоростях = 0,3; 1,2 и 3,7 м/с соответ-
ственно; 9 - 3,7 м/с; 10 - 1,2 м/с; II - Ыт- = 0,3 м/с
158
ний применительно к упариванию водных растворов аммиачной селит-
р: и решалась как разработка и реализация завершающей стадии вы-
парки, дополнительной к существующим в действующих цехах, чем в
значительной степени объясняется выбор термина.
В связи с необходимостью резкого улучшения качества выпус-
кавшейся промышленностью аммиачной селитры в середине 60-х годов,
требовалось, в соответствии с изложенным в главе I, снизить со-
держание влаги в продукте в 4-ьб раз и довести его до 0,5/5. При
этом учитывалась возможная необходимость в цельнейшем еще больше-
го снижения влажности
К указанному периоду выпарная аппаратура в производстве ам-
миачной селитры представляла собою горизонтальные и вертикальные
выпарки "АС" с рабочими элементами в виде труб / 5,206 /, по ко-
торым упариваемый раствор и образовавшийся из.него вторичный пар
двигаются прямотоком в виде парожвдкостной смеси. Последняя, как
правило, на большей части длины труб имеет пленочно-дисперсную
структуру.
Такая организация процесса позволяет достичь высоких коэффи-
циентов теплоотдачи от обогреваемой поверхности к кипящему раство-
ру. Однако при интенсивном кипении и прямоточном движении фаз про-
исходит значительное выравнивание концентраций вдоль потока за
счет переноса по его оси больших масс раствора в вице брызг с по-
вышенным содержанием легколетучего компонента. Это обстоятельство
проявляется тем сильнее, чем выше требуется концентрация конечно-
го плава и чем больше разность концентраций раствора на входе в
рабочие трубы и на выходе из них.
Возник вопрос о возможности и целесообразности решения зада-
чи указанного резкого снижения остаточной влажности на имевшемся
аппаратурно-технологическом оформлении узлов выпарки эксплуатиро-
вавшихся агрегатов. Вопрос распадается на две части: термодинами-
159
ческуто, связанную с необходимостью обеспечить движущие силы про-
цессов теплообмена и массообмена и кинетическую, связанную с необ-
ходимостью учесть повышение концентрации летучего (воды) в раство-
ре на выходе из рабочих труб, за счет ее переноса брызговой йазой
в ядре пленочно-дисперсного потока. Рассмотрение равновесных за-
висимостей для давления насыщенных водных растворов аммиачной се-
литры при различных температурах показало, что процесс можно реа-
лизовать при остаточной давлении на стороне испарения около 50 им
рт.ст. и при температуре греющего пара 190-195°С.
Проведенные на основе исследований пленочно-дисперсного пото-
ка прядстявляттнят в разделе 2.1, расчеты показали; что для обеспе-
чения в аппаратах с внутритрубным прямоточным кипением конечных со-
держаний воды в растворе не более 0,5$ необходимо увеличить длину
рабочих труб не менее, чем в 2-3 раза. В итоге на оборудовании
старого типа потребовалось бы для получения такого конечного со-
держания воды радикально изменить характеристики всей вакуумной
системы с заменой оборудования и резким увеличением затрат энергии
для создания требуеого вакуума. С другой стороны необходимо было
бы увеличение в несколько раз и усложнение выпарной аппаратуры та-
кого типа, т.е. обойтись лишь уже установленной аппаратурой не
удавалось. Для требуемой высокой степени отделения растворов се-
литры от воды необходимо было обеспечить более организованное про-
текание массообмена при упаривании. Достаточно четко такой процесс
оказывается возможный провести в падающей пленке, что и было при-
нято за основу при разработке доупарочного аппарата (рис.2.44) и
выпарного аппарата / 207,208,209 / типа "труба в трубе"(рис. 2.45).
Сущность процесса в аппарате, изображенном на рис. 2.44, сос-
тоит в следующем: доупариваемнй раствор подается на верхний срез
вертикально расположенных рабочих труб 4. В межтрубное простран-
ство аппарата поступает теплоноситель - греющий пар давлением 1,1-
1,4 Ша QI-I4 атм).
160
Рис. 2.44 Доупарочный аппарат с падающей пленкой и продувкой
воздухом: I - сепаратор; 2 - кольцевые распределительные пере-
городки; 3 - зубчатый колпачек; 4 - рабочая труба; 5 - хвосто-
вик; 6 - кольцевая распределительная камера; 7 - отверстия для
ввода воздуха; 8 - штуцер для вывода упаренного раствора (плава)
161
I
Рис. 2.45 Выпарной аппарат "труба в трубе
пленочного типа
162
Массообмен - отвод паров обеспечивается подачей предваритель-
но нагретого до 180°С воздуха снизу внутрь рабочих труб, по стен-
кам которых стекает навстречу егду упариваемая пленка.
Так как при обычных температурах атмосферного воздуха парци-
альное давление паров воды в нем составляет всего 2,7-5,4 кПа, то
оказывается возможной работа под общим давлением на стороне испа-
рения, равным атмосферному, поскольку создается значительная дви-
жущая сила для массообмена и достижения малых остаточных содержа-
ний воды в получаемом плаве. Этот аппарат предназначался для ос-
нащения действовавших производств как дополнительный к уже уста-
новленным аппаратам узлов выпарки.
Упомянутый выше аппарат типа "труба в трубе" был рассчитан
не как дополнительный, а для замены существующих аппаратов второй
ступени выпарки. В нем сочетается выпаривание в восходящей пленке
внутри внутренние труб (от 82 до 98% NHt/NOi ">• где требуется
повышенная интенсивность теплообмена, лимитирующего упаривание
основных количеств вода, с выпаркой в пленке стекающей по наруж-
ной поверхности наружных труб, где необходимо удаление малых коли-
честв воды (от 3 до 0,5%), а удельный вес массообмена значительно
возрастает.
Промышленный образец такого аппарата "труба в трубе" произво-
дительностью 30-35 т/ч длительно эксплуатировался. Ведение процес-
са в аппарате требует поддержания стабильно низкого остаточного
давления нед упариваемым раствором - порядка 5-10 кПа, что вызыва-
ло необходимость установки дополнительного вакуумного оборудова-
ния. Поскольку эксплуатация агрегата оказалась при этом более слож-
ной, чем в случае работы низконапорных вентиляторов, подающих воз-
дух в доупарочный аппарат (рис. 2.44), то последнему было отдано
предпочтение для широкого внедрения в производство аммиачной се-
литры.
163
Математическая модель и .расчет процессов переноса тепла
и массы при доупарке
Доупарка является процессом обмена теплом и массой как мезду
рабочей средой и теплоносителем, гак и между газовой и жидкой ба-
зами рабочей среда / 172 /. Математическая модель пленочной доу-
парки получается из представленной в разделе 2.1 общей системы
уравнений. (В рассматриваемых условиях давление паров нитрата аммо-
ния на 1-2 порядка пипе, чем вода, существенно нике и теплота ба-
зового перехода. Соответственно, рассматривая влияние массообмена
на теплообмен и механику, не будем учитывать нитрата аммония).
Обмен количеством движения из (2.78)
Р’&гс/Р. tcfx-. jo"। T&oMF.
M"z 2of„ ' pj' M"
Из (2.130) перенос тепла в пленке
U °>г'\
Для обмена массой в пленке из (2.133), будет:
И д Ъ!иг0 g , !
Эффективные коэффициенты температуропроводности и диффузии опре-
деляются согласно приведенным выше зависимостям (2.ИЗ, 2.II9-
2.I2I) Ll-LL(y) по зависимости (2.105).
Граничные условия (2.123) для HzO
=0 (2.184)
с? У lo
Обмен теплом с теплоносителем (греющим паром) из (2.122)
<2’185’
Обмен теплом меаду пленкой и парогазовым потоком согласно
(2.124)
o("(Tf - 7”) ( % Ъо а (2.186)
(2.I8I)
(2.182)
(2.183)
Обмен массой между пленкой и парогазовым потоком согласно
154
(2.125) для НгО
~ (2- К?)
У повепгсностя раздела согласно (2,129) имеем связь мегзду равно-
весными значениями движущих сил процесса.
У ( 7т,' \ръо7 \j*2o)~0 (2.188)
которая применительно к концентрированным водным растворам амми-
ачной селитры может быть конкретизирована следующим образом:
/^0,22S(^ - т*°£-
^-1НгО 6н2О ' 7т
Согласно (2.65) для ; Мк=О балансное соотношение обмена
теплом ядра парогазового потока запишем как:
of" (7т - Т')с77 - offCM” 7") =0 (2.190)
соответственно для массообмена из (2.66) при С/(^О > Мм~0
(Х"^о-ZwteF- c/(f\\o) -О (2.I9I)
С учетом начальных условий
7~'(0;У)=Твх; Х’ъ°(0; У)^м^о>М"(0)^Мо -,7(0)=То" (2.192)
По приведенной математической модели были проведены расчеты
/ 210 / применительно к режиму выпаривания в стандартном дсупа-
рсчнотл пленочном аппарате. Результаты представлены на рис. 2.46
для температур раствора в пленке и температуры парогазовой сме-
си в ядре по гота, а на рис. 2.47 для концентрации воды.
Как видно из рис. 2.46, в нижней частя ( 2-4 м-отсчет свер-
ху) труб температуры пленки меняются довольно мало, что характе-
ризует ослабление тепловой составляющей процесса, вполне естест-
венное, поскольку здесь упаривается лишь небольшое количество вла-
ги. В то не время, согласно рис. 2.47 содержание влаги на поверх-
ности раздела пар - жидкость снижается до весьма малых значений,
что влечет за собой сильное уменьшение дзлдущей силы мае со обмена.
165
Рис. 2.46 Изменение температур стекающей пленки раствора
(плава) аммиачной селитры и поднимающейся противотоком
паровоздушной смеси в доупарочном аппарате, производитель-
ностью 30 г/час: расход воздуха 10^ нм3/час, трубы ф 71/57 мм,
Н = 4000 мм
Рас. 2.47 Изменение содержания воды в пленке и паровоз-
душной смеси для тех же, что и в предыдущем рисунке усло-
вий
167
Большая часть диффузионного сопротивление при этом, как видно из
рис.2.47, находится в жвдкой фазе. Отсюда следует, что при необ-
ходимости получения плава концентрацией 99,7-99,8% NH4NO3 завер-
шающую стадию доупаривания (после концентрации 99,0-99,3%) целе-
сообразно осуществлять в устройстве барботажного типа, в котором
резко увеличены поверхность массообмена жидкость-пар и интенсив-
ность переноса в кадкой фазе. Затраты тепла при этом могут покры-
ваться обогревом через змеевики, размещаемые в барботажном слое
и за счет внутреннего теплосодержания перегретой жидкости.
В связи с упомянутой выше малостью величины содержание (пар-
циального давления) нитрата аммония в газовой фазе последнее мо-
жет быть определено без учета влияния массообмена на параметры
теплообмена исхода из найденных распределений температур через
соотношение (2.66) в виде:
Х.хччт3)с/Р -с/(^ (2.193)
с учетом (2.129) в вице:
f ( /f / /л'л^л'о, i } О (2.194)
На рис. 2.48 представлены полученные по этим соотношениям
графики изменения концентрации аммиачной селитры в газовой фазе
у поверхности пленки и в ядре парогазового потока для условий,
когда в трубки входит горячий воздух, не содержащий NH4NO3 .Пун-
ктиром показаны уровни равновесных концентраций амселитры, для
температур +170°С и +18С°С, соответствующих условиям на выходе воз-
духа из рабочих труб и на входе в них.
Из рис. 2.47 и 2.48 видно, что на выходе из рабочих труб па-
рогазовый поток существенно недонасыщен как по воде, так и по ам-
миачной селитре. Если же такую парогазовую смесь подать затем на
мокрое контактное устройство, в котором температура ее будет сни-
жена до +80 + +90°0, то практически вся NFI4NO3 парогазового по-
168
Рис. 2.48 Изменение содержания аммиачной селитры в газовой
фазе для того же, что и в двух предыдущих рисунка:: режима:
пунктир - равновесные концентрации после орошаемых тав i
тарелок ( Т"= 180°С) и на выходе из рабочих труб ( Т“= 170 С;
I6S
тока перейдет в конденсированное состояние.
В случае, когда горячий воздух предварительно преходит через
концентрационные тарелки (см,далее) большая поверхность контакта
газ-жидкость обуславливает практически полное насыщение газа пара-
ми NH4NO3 и их содержание на входе в рабочие трубы будет сос-
тавлять значительную величину - для представленного на графике
режима - 6,4 г/л?. При снижении температуря парогазового потока к
выходу из труб до 170° равновесное содержание NH4NO3 снизится
до 3,9 г/л? и т.о. 2,5 г/н? должны перейти в конденсированное сос-
течние. Соответственно после прохождения мокрого контактного уст-
ройства в аэрозоль выпадут и остальные 3,9 г/л?
Промышленные разработки пленочных и комбинированных
пленочно-барботажных доупарочных аппаратов, их внедрение
При разработке исходных данных для проектирования конкретных
прошшленных конструкций пленочных доупарок, а затем рекомендаций
по их наладке и пуску значительное внимание было уделено вопросам
распределения потоков газовой и жидкой фаз.
Распределением газовой фазы должно обеспечиваться поступление
одинаковых ее количеств в каждую рабочую трубку. Поскодыу коли-
чества трубок составляют сотни штук, а диаметры аппаратов 1,5 -3,0
м, то потери давления при перестройке газового потока в радиаль-
ном направлении у нижней трубной доски могут быть значительными
по сравнению с сопротивлением трубок, что приведет к соответству-
ющей неравномерности распределения газового потока. Действительно,
как видно из рис. 2.49 / 211 /, в неорошаемом жидкостью аппарате
без специальных мероприятий не обеспечивается равномерное распре-
деление газа по трубкам. Однако, как следует из рис. 2.49 даже в
таких предельных условиях установка на нижних концах рабочих труб
специальных хвостовиков, о которых подробнее будет сказано ниже,
позволяет сделать это распределение практически равномерным, за
170
счет того, что вместо плоскости, в которой должен распределяться
поток при перпендикулярном срезе нижних концов труб, получается
значительный слой при косом их срезе. Подача орошения, с одной
стороны, за счет увеличения сопротивления трубок, должна улучшать
распределение газа, однако, с другой стороны стекающая в днище ап-
парата жидкость затрудняет подвод газа к центральным трубкам в
трубной доске. Как следует из рис. 2.49, установка хвостовиков с
косым срезом позволяет в таких рабочих условиях обеспечить хоро-
шую равномерность распределения газа.
Проверка на опытном стенде показала, что при скоростях возду-
ха в трубках порядка 3-4 м/с в нижних срезах их, выполненных в
плоскости, перпендикулярной к продольной оси, начиналось захлебы-
вание, а при дальнейшем увеличении скорости возникал капельный
унос жидкости из трубок - тем больший, чем выше были скорости. Для
избежания этого следует правильно организовать вывод пленки жид-
кости на входе газа в трубу, что может быть достигнуто специаль-
ным оформлением ее нижнего среза. Были опробованы / 4, 212 / раз-
личные варианты конструкции сливного конца трубки (цилиндрические
и конические с прямым и косым срезами и др.). Предпочтение следу-
ет отдать хвостовикам, представляющим собой цилиндр с косым сре-
зом, а из них - конструкции, изображенной на рис. 2.50. Хвостовик
изготовлен из стандартной трубки диаметром 57 х 3,5 мм, срезанной
под углом 15°. В верхней части сделан узкий паз, в который встав-
лены лепестки, разведенные по кромкам. Стекающая по внутренней по-
верхности пленка жидкости набегает на лепестки и разводится ими
на две стороны. В нижней части хвостовика жидкость сводится в од-
ну струю см. рис.2.51. Таким образом подобная конструкция исключа-
ет возможность перекрывания среза пленкой жидкости и создает бла-
гоприятные условия для входа газа в трубку, выше зоны стекания
жидкости с нее.
171
Рис. 2.49 Распределение воздуха в рабочие трубы, находя
щпеся на разных расстояниях ( ₽ ) от оси аппарата: а -
трубки без хвостовиков; б - с хвостовиками; без орошения
водой, при расходах воздуха I - □ - 6100 нм3/час;
2 - л - 12200; 3 - о - 19300. л - с орошением 22
вода и при расходе воздуха 12200 ям3/ч
Рис. 2.50 Зависимость скорости захлебывания от отношения массовых расходов жидкости и
газа при различных углах наклона среза: I - 90°(вида); 2,3,4 - соответственно 45°, 30°,
15° (виц б), 5-15°(вцц в) пунктир - расчет по зависимости (2.149)
172
Рис. 2.51 Картина стекания жидкости с нижних концов труб, соответствующих типам среза
1-5 предыдущего рисунка
173
174
На рис. 2.Б0 приведены кривые зависимости скорости захлебы-
вания нижнего среза () от соотношения массовых расходов жид-
кости и газа (М/М ) для хвостовиков с различным углом скоса.
Видно, что предложенный для промышленного аппарата хвостовик да-
ет возможность повысить нагрузку по газу в 2 раза по сравнению с
прямым срезом. Пунктирная кривая, нанесенная согласно расчету по
соотношению (2.249), проходит весьма близко от кривой 5, что ха-
рактеризует почти полное снятие отрицательных входных эффектов
взаимодействия фаз при применении разработанного решения.
Распределение жидкой фазы должно обеспечивать, также как и
для газовой фазы, поступление одинаковых количеств ее в каждую
рабочую трубку, но, кроме того, необходимо создать равномерное
орошение всего внутреннего периметра трубки. Для решения первой
задачи раствор подается из кольцевого коллектора в аппарат через
четыре штуцера в его обечайке, на верхней трубной доске устанав-
ливаются две кольцевые перегородки 2 (ом,рис.2.44): наружная -
распределительная зубчатая сверху, и внутренняя - успокоительная,
зубчатая снизу, одновременно на уменьшение шага между рабочими
трубками налагается ограничение для обеспечения малых гидравли-
ческих уклонов потока жидкости в межтрубном пространстве на труб-
ной доске. Последний, а также поток жидкости между обечайкой и
распределительной перегородкой являются потоками с переменным рас-
ходом п расчеты параметров соответствующих конструктивных элемен-
тов выполняются на основе уравнения (2.67). Для решения второй
задачи - равномерного орошения периметра рабочих труб были испро-
бованы два варианте навинчивающихся на их верхние концы колпачков
с косыми прорезями (шириной 1,5 мм, высотой 30 мм) и с зубьями на
верхней кромке (высотой 10 мм, угол при вершине зубца 60°).
Колпачки с косыми прорезями менее чувствительны ко всякого
рода колебаниям нагрузки, однако они сложнее в изготовлении и бо-
175
лее подвержены засорению. В итоге в качестве промышленного вари-
анта использованы колпачки с треугольными зубьями на верхней кром-
ке.
Регулированием высоты колпачков достигается равномерное оро-
шение всех трубок независимо от их расположения на трубной доске.
Максимальное отклонение расхода жидкости по трубкам от номиналь-
ного при различных режимах составляет + 20$ / 211 /, как это вид-
но из рис.2.52.
Картина работы верхней распределительной систекн при различ-
ных нагрузках иллюстрируется рис.2.53.
По результатам вышеиописаншх расчетных и экспериментальных
работ был разработан опытно-промышленный образец для получения
30 т/ч плава с содержанием влаги 0,5$ из растворов исходной кон-
центрацией 96$ NHyN03 и более, при подаче в рабочие трубки сни-
зу 10 тыс. ш^/ч горячего воздуха.
Конструкция состоит из 211 рабочих труб t> 54/51 длиной по
4 м и общей поверхностью 127 м^, при диаметре кожуха 0 1,6 ми
обогревается из межтрубного пространства паром давлением 1,1-1,5
МПа.
Узел доупарки, включающий указанный аппарат, был смонтирован
в верхней части грануляционной башни агрегата АС-60 производства
аммиачной селитры Невинномысского химкомбината. Принципиальная
схема подключения доупарки к действующему агрегату приведена на
рис.2.54.
Парожидкостная смесь после выпарок второй ступени I направля-
ется в сепараторы 2, а из них в гидрозатворы 3.
В гидрозатворы подается одновременно газообразный аммиак для
снятия кислотности с раствора, подаваемого на доупарку, и обеспе-
чения его щелочной реакции. Это необходимо для предотвращения по-
вышенного разложения аммиачной селитры и обеспечения безопасных
176
Рис. 2.52 Расход здцкости ( §1 ) через единичные трубы,
расположенные на различных расстояниях от центра трубной
доски ( R )_разных радиальных рядов: х - I- ряд; • - 2-
ряд; Л - 3S ряд; о - 4^ ряд; при общем расходе годнос-
ти а - 20 м3/час; б - 15; в - 7,5; г - 3 м3/час
Рис. 2.53 Картина распределения жидкости на трубной доске при разных расходах: а - 20 м3/час;
б - 15; в - 7,5; г - 3,5 м3/час
178
Рис. 2.54 Лрпнцдплальная схема подключения доупарки к
действующего агрегату АС-60: 1-выпарка 2-Й
ступени, 2-сепараторы, 3-гэдрозатворы, 4- доу-
парка, б-пщрозатвор-донейтрализатор, 6-по-
догреватель воздуха, 7-вентдлятор.
179
условий эксплуатации.
Далее через распределительный коллектор раствор подается в
доупарочный аппарат 4. Закисление плава после доупарки снимается
в баке 5, куда подведен газообразный аммиак. Из бака 5 плав пода-
ется на грануляцию. Воздух, в который происходит испарение воды
из раствора, нагнетается вентилятором 7 в подогреватель 6, после
чего нагретый до 175-180°С распределяется в нижней части доупа-
рочного аппарата 4 и противотоком к стекающему раствору проходит
внутри обогреваемых паром рабочих труб, откуда через верхний шту-
цер выводится в выхлопную трубу.
Перед пуском была проведена продувка аппарата и отладка рас-
пределения потоков в нем на системе вода-воздух.
В процессе пуско-наладочных работ и испытаний требовалось
поддержание более высокого температурного уровня работы, чем ра-
нее в промышленных выпарках аммиачной селитры. Ввиду этого режим
устанавливались по мере нарастания их температурного уровня при
постоянном контроле таких характеристик, как температура плава,
аго закисленность, содержание закиси азота в парогазовой смеси и
органики в плаве.
Результаты испытаний представлены на рис.2.55. Результаты
испытаний показали хорошее соответствие узла доупарки постантген-
ным требованиям, концентрации полученного плава близко совпали с
расчетом по приведенной выше математической модели, как это видно
из рис.2.55. Аппарат был принят в постоянную эксплуатацию. По ре-
зультатам испытаний были выданы рекомендации для повсеместного
внедрения аппарата в отрасли. Следует отметить, что поскольку аг-
рагаты производства аммиачной селитра на отдельных заводах имели
отличия от типового варианта, а также ввиду трудностей размещения
в условиях действующих цехов некоторых заводов, был разработан ряд
типо-размеров доупарочннх аппаратов, характеристики которых при-
ведены в табл. 2.1.
0SI
Рио. 2.55 Сопоставление расчетных (Up л полученных на Невгшномнсском П0"Лзот"
экспериментальных ('(^значений концентрации воды в плаве после доупарки.
181
Таблица 2.1
Основные характеристики доупарочных аппаратов
( в качестве рабочих применены трубы диаметром
57 х 3,5 мм, дайной £• )
Производи- тельность, т/ч Греющая поверх- ность, ..,2 м Геометрические размеры , ММ
dan е. Высота крышки верхней Высота крышки нижней
15 55 1000 3000 1150 1370
30 96 1400 3000 1240 1500
30 127 1600 4000 2100 1440
30 190 1600 6000 2000 1300
60 700 2800 6000 2300 3050
Достигнутое улучшение важного показателя качества продукции-
ее влажности было зафиксировано внесением изменения в ГОСТ, до-
водившим допустимую влажность до величин не более 0,5%. Соответ-
ственно была увеличена цена гранулированной аммиачной селитры.
Постановлениями ЦК и Совета Министров СССР 100 и Jfe 329 бы-
ла поставлена задача перехода к бестарным перевозкам и хранению
минеральных удобрений, вызвала необходимость дальнейшего снижения
содержания свободной влаги в плаве. В соответствии с изложенным
в гл. I для решения этой задачи необходимо было в качестве основы
обеспечить дальнейшее снижение содержания влаги в аммиачной селит-
ре до уровня 0,2%.
Как выше указывалось дан решения такой задачи целесообразно
применение барботажного массообменного устройства, что было пред-
ложено / 82 / осуществить путем установки провальных тарелок и
размещения на них змеевиков, обогреваемых изнутри паром. Хотя тре-
буемое количество тепла и не велико, однако здесь совершенно не-
182
допустима его нехватка, даже временная, при изменении режимных
показателей. Из соображений безопасности температуры плава огра-
ничены сверху. В то же время высококонцентрированные плавы имеют
высокие тейпесатуры кристаллизации. Снижение температуры на не-
бо льну ю величину может привести к закристалдизовыванию плава в
аппарате, что при проведении опытно-промышленных работ иногда име-
ло место и проявлялось в виде образовании в плаве сгустков "сала”.
В результате диапазон рабочих температур плава оказывается очень
узким (15-20 градусов).
На основе представленных выше исследований по подводу тепла
от стенки к барботажного слою были проведены расчеты и разработка
тарельчатого устройства с греющими змеевиками, что позволило обес-
печить стабильность и надежность регламентных режимов эксплуата-
ции комбинированной доупарки.
На рис. 2.56 изображен узел комбинированной доупарки / 82 /,
обеспечивающей упаривание растворов аммиачной селитры до содержа-
ния свободной влаги 0,2$. Аппарат I состоит из трех частей: верх-
ней (I) - очистной, средней (П) - трубчатой (аналогичной трубчат-
ке аппарата (рис. 2.44) и нижней (Ш) - тарельчатой концентраци-
онной.
Устройство, предназначенное для очистки паровоздушной смеси,
выбрасываемой в атмосферу, включает фильтрующий элемент 2 и две
ситчатые тарелки 3 с отверстиями диаметром 3 мм и свободным сече-
нием около 4$. Для орошения тарелок 3 подается конденсат сокового
пара, а слабый раствор селитры с нижней тарелки перетекает в труб-
чатую часть, либо выводится из аппарата. На нижнюю очистную тарел-
ку может подаваться из бака 9 исходный раствор селитры. Очистная
часть может размещаться вне аппарата как самостоятельный узел очи-
стки, о чем будет сказано ниже.
Концентрационная часть состоит из пяти барботажных тарелок
Рис. 2.56 Узел комбинированной доупарки: I-верхняя очистная часть аппарата,
П-трубчатка, Ш-иижняя концентрационная часть аппарата; 1-аппарат
комбинированной доупарки, 2-фильтрующий элемент, 3-оитчатие очист-
ше тарелки, 4-провальные концентрационные тарелки, 5-грегацпе зиее-
вшсп, 6-гвдрозатвор-доиейтрализатор, 7-подогреватель воздуха, 8-
воптилятор, 9-бак для исходного раствора.
со
184
4 провального типа с отверстиями диаметром 6 мм. Площадь свобод-
ного сечения такой тарелки 22%, мектарельчатое расстояние 500 мм.
На трех верхних тарелках двумя рядами уложены паровые змеевики 5
суммарная поверхность которых - 36 №, выполненные из труб /6 25мм.
С учетом необходимости обеспечения безопасных условий эксплу-
атации узла доупарки, требующих ограничения температуры плава и
поддержания незабиваемости воздушного тракта специально прораба-
тывались вопросы КПП и А, защиты и регулировки / 213, 214 / про-
цесса.
Следует отдельно остановиться на вопросе очистки выхлопа из
аппарата. При температурах +170°С » +180°С давление паров аммиач-
ной селитр! над расплавом имеет величину в сотни Па, а при сниже-
нии температур до 100° это давление падает на 2 порядка / 4 /. В
результате пары селитр! в парогазовом потоке, уходящие из трубча-
ток доупарочных аппаратов при охлаждении превращаются в аэрозоль.
Из измерения распределения размеров частиц образующегося аэрозоля
(100) следует, что они (рис.2.57) имеют размеры < 10 мкм и около
50% частиц имело размер 5 мкм. Проведенные в последнее время
измерения по методике, принципиально отличающейся от примененной
ранее / 100 / и использующей лазерный анализатор распределения
частиц по размерам фирмы "Мальверн" подтвердили верхний предел
размера частиц аэрозоля (10 мкм), однако доля мелких частиц ока-
залась значительно большей.
Поскольку содержание аммиачной оелитр! в этом потоке доста-
точно высоко - порядка 10 г на н.\Р газовой фазы, то необходима
очистка выхлопов от нее.
Задача очистки от указанных загрязнений распадается на две
части. Газообразные загрязнения и макрочастицы ( диаметр которых
более 5*10 мкм ) могут быть эффективно отделены путем мокрой скруб-
берной очистки. При очистке от мелких фракций (5*10 мкм) эф -
185
Рис. 2.57 фото частиц аэрозоля аммиачной селитры
(увеличение х 1500)
Рис. 2.58 Типовой фильтрующий элемент: I - корпус;
2 - нарулннй каркас; 3 - сетка; 4 - фильтрующий войлок;
5 - внутренний каркас; 6 - сетки грубой очистки; 7 -
каплеотбойник; 8 - перелив
186
фективность мокрых скрубберов, как известно, резко спивается в
необходимо применение очистных устройств специальных типов. Воз-
можно применение насадок Вентури, которые обеспечивают очиотву
примерно на 95%, однако этот метод связан со значительными энер-
гетическими затратами ввиду того, что требуется преодоление пе-
репадов давлений порянка 10 кПа и выше. Ввиду больших расходов
подлежащих очистке парогазовых потоков в нашем случае и необходи-
мости соответственно обеспечить минимальные потери давления, наи-
более перспективным представлялось применение самоочищающейся
фильтрующей очистки / 215,216 /. Был разработан / 217 / типовой
фильтрующий элемент (рис. 2.58), рабочей частью которого является
специальный войлок, состоящий из волокон, материалы которых могут
быть весьма различными в зависимости от предъявляемых к ним тре-
бований по химической и термической стойкости, а также по пожаро-
опасности и др. Толщины волокон имеют порядок десятков микрон. Ме-
ханизм отделения частиц аэрозоля сводится к тому, что они инерци-
онно и за счет броуновского движения попадают после предваритель-
ного увлажнения и укрупнения на волокна, где происходит их слия-
ние, накопление и последующий отвод путем стекания под влиянием
силы тяжести и механического воздействия со стороны потока филь-
труемой газовой фазы.
Эффективность улавливании дисперсной фазы таким фильтром мо-
жет превышать 99%. Гидравлическое сопротивление волокнистых филь-
тров обычно составляет до 4-5 кПа, при этом большие величины соп-
ротивления необходимы либо при интенсификации процесса очистки,
либо когда требуется ее осуществить более полно, а также когда час-
тицы аэрозолей имеют меньшие размеры.
Решение задачи очистки парогазового потока, уходящего из дс-
упарки, проведено на базе применения комбинированной системы, со-
четающей последовательно мокрую скрубберную очистку от крупных
187
(размерами более 5-10 мкм) частиц нитрата аммония, от аммиака и
азотной кислоты и фильтрующую очистку от аэрозольных частиц (раз-
мерами менее 5+10 мкм), а такие от возможного вторичного брызго-
вого уноса. Именно такого типа очистка показана на рис.2.56.
Был создан опытно-промышленный узел очистки выхлопа из доу-
парки, состоящий из одного фильтрующего элемента, установленного
над двумя ситчатыми тарелками, как это показано на рис.2.56, с со-
ответствующей системой их орошешн и проведены длительные его ис-
пытания. Результаты по конечной концентрации аммиачной селитр!
после такой очистки с использованием стекловойлока представлены
на рис.2.59. При этом на входе парогазовая омеоь содержала амми-
ачную селитру в количестве 6+10 г/1А Проходя предварительно че-
рез орошаемые тарелки парогазовый поток охлаждается до температу-
ры 70+90°С, содержащиеся в нем частицы аэрозоля укрупняются за
счет конденсации паров воды. После прохождения тарелок содержание
аммиачной селитры в потоке снижается до 2+3 г/ь?. Стабилизирован-
ный средний выброс после очистки оказался равным 90 мг/н? воздуха.
Гидравлическое сопротивление очистного устройства имело величины
порядка I кПа. Как видно из рис.2.59 первый короткий период рабо-
ты характеризуется пониженной очистной способностью, что может быть
связано с ''приработкой" поверхности войлока и стабилизации ее ад-
гезионных свойств. Подобная картина отмечалась и на образцах вой-
локов из других материалов, таких как полипропилен, оксадон, фени-
лен, фторплаот и стекло. В результате испытаний в промышленных ус-
ловиях был выбран как оптимальный по сумме характеристик один из
вариантов стекловойлока и организовано его промышленное изготовле-
ние на Бердянском заводе ''Стекловолокно”.
По результатам опытно-прошшленных испытаний были разработаны
для внедрения на заводах отдельно устанавливаемые промыватели та-
кого типа. Последнее дает возможность закислять (15-25 г/л) азот-
Рис. 2.59 Содержание аммиачной селитры в парогазовом потоке из доупарки,
после комбинированной скрубберно-фильтрующей очистки его на
Невинномысском ПО "Азот"
188
189
ной кислотой раствор на тарелках без опасения попадания его за
счет провела в доупариваемый плав, что недопустимо по условиям
безопасности эксплуатации. В результате обеспечивается возмож -
несть очистки от аммиака даже со значительным перокислением оро-
шающих растворов за счет весьма высоких сепарационных показателей
фильтрующего войлока (остаточное содержание дисперсной фазы в га-
зе 0,11-0,2 г/ь?) предотвращается существенный унос закисленного
раотвора.
Внедрение доупарки (рис.2.56) позволяет модернизировать су-
ществующее в действующих цехах производства аммиачной селитры вы-
парное отделение путем либо ликвидации предшествующей доупарива-
нию вакуумной ступени выпарки, либо перевода ее в режим работы
под атмосферным давлением / 218 /. В случае сохранения ступени
выпаривания под вакуумом, число концентрационных тарелок в доу-
парке может быть уменьшено до двух (блегодаря повышенной концен-
трации исходного раствора) и отпадает необходимость в установке
на них змеевиков. При этом окончательное упаривание плава в мас-
сообменной части осуществляется за счет его теплосодержания, что
приводит к некоторому (примерно на 4°С) охлаждению раствора. При
использовании в такой схеме доупарочного аппарата о пятью тарел-
ками работа всего отделения может быть интенсифицирована на 30-50%.
В производстве аммиачной селитры по схемам АС-67, АС-72, АС-72М
доупаривание раствора осуществляется в одном аппарате с пятитарель-
чатой массообменной частью, куда исходные щелока концентрацией 90-
92% поступают из аппарата ИТН, без предварительной выпарки.
В табл. 2.2 приведены показатели различных вариантов работы
выпарных аппаратов, обеспечивающих получение плава с содержанием
влаги не более 0,2%.
Из табл. 2.2 водно, что в результате установки доупарки (рис.
2.56) в действующем цехе, которую по условиям имеющейся техноло-
190
Показатели работы доупарок
Таблица 2.2
Технологические параметры Аппарат с пятитарелъча- Аппарат той массообменнои частью с та- Аппарат в схеме АС-67 ИЛИ АС-72
I П Ш той мас- сооб- менной частью
Релтл .работы вакуум- Ликвиди- - Под ат- При Пои раз- Отсут-
ной ступени выпарки, предшествующей доу- парочному аппарату Нагрузка на аппарат по упасенному раст- руется мосгоер- ным давле- нием разре- жении режении отвует
вору, т/ч 30,0 30,0 40-45 30,0 60,0
Расход воздуха,
тнс.»г/ч 10 8 10 10 24
Концентрации посту- пающих щелоков, %
87-90 92-94 98 98 90-92
гии и компоновки оборудования целесообразно выполнить по одному
из трех указанных вариантов может быть усовершенствована прежняя
схема выпарки.
Как будет видно далее еще более совершенным вариантом техно-
логии доупарки (рис. 2.56) является подача вместо воздуха аммиака
/ 219 /, который (см. гл. 4) вместе с парами воды направляется в ре
акционный аппарат ИТН для нейтрализации азотной кислоты и получе-
ния аммиачной селитры. В этом случае отпадает необходимость в спе-
циальном нагнетателе 8 и подогреве 7, требуемых для воздуха, кроме
того снимается полностью выхлоп из доупарки.
Привязка к действующей технологии первого опытно-промышленно-
го образца была выполнена (рас. 2.56) по первого варианту таблицы
2,2 применительно к условиям Невинномысского химкомбината. Аппарат
был пущен, налажен и сдан в эксплуатацию в соответствии со сроками.
191
установленными постановлением JS 715 ЦК КПСС и СМ СССР.
Родима работы аппарата с пятитарельчатой массообменной частью
при упаривании чистого плава и плава со связывающей влагу добав-
кой представлены в таблице 2.3. Давление греющего пара поддержи-
валось на уровне 1,4-1,45 МПа. Температура воздуха после подогре-
вателя была 182-187°С, а его влажность 8-20 г/кг.
Из приведенных данных видно, что при концентрации исходных
растворов 87-90% (без добавок доломита), нагрузке около 30 т/ч и
расходе воздуха порядка 10 тыс. мР/ч аппарат обеспечивает возмож-
ность получения плава аммиачной селитр! с содержанием влаги не бо-
лев 0,2%, в том числе и в условиях летнего периода, когда содер-
жание влаги в поступающем воздухе повышено. Когда в растворе име-
ется добавка СаО, связывающая воду, общее содержание влаги на вы-
ходе при прочих равных условиях составляет 0,25-0,4%.
Из той ие таблицы видно влияние расхода воздуха на конечную
концентрацию плава. Так, при нагрузке 27,5 т/ч и упаривании 86%-
ного раствора NH4NO3 (без добавок СаО) уменьшение расхода
воздуха от 9,5 до 4,8 тнс.ь?/ч приводит к повышению содержания
влаги в плаве также почти вдвое - с 0,17 до 0,32%.
Эксплуатация доупарочных аппаратов с массообменной частью в
течение ряда лет показала, что они отличаются большой надежностью
и обеспечивают стабильное получение высококонцентрированных пла-
вов. Применение аппаратов аналогичной конструкции рроизводитель-
носты: 60 т/ч) в крупных агрегатах АС-67 и АС-72 позволило упа-
ривание растворов (от 88-92 до 99,8% NH4NO3 ) вести в одну ста-
дию.
Позие на Череповецком АТЗ была реализована схема привязки ап-
парата по П варианту (табл. 2.2).
По разультатам проведенных работ были выданы рекомендации для
оснащения доупарок всех цехов отрасли тарельчатыми устройствами.
192
Таблица 2.3
Показатели работы комбинированного выпарного аппарата
Нагрузка по готово- му продук- ту, т/ч Подаваемый воздух Расход Давление Исходный раствор Содержа- Содер- ние вла- жание.
Темпера- тура, °C Концент- рация, %
ги в плаве,% саи,/^
тыс. 1?/ч перед аппара- том, Й1а
Раствор без добавок
23,8 10,2 4,92 из 87,7 0,19 —
29,4 10,7 5,04 114 87,5 0,12 -
35,0 9.1 5,15 126 90,6 0,20 -
28,2 8,5 4,84 126 88,4 0,16 -
27,3 9,5 5,3 118 85,8 0,17 -
27,5 6,5 3,82 120 86,2 0,22 -
27,5 4,8 3,00 118 86,2 0,32 -
Раствор с добавкой СаО
23,5 10,2 4,7 - 88,7 0,23 0,28
30,3 10,9 5,28 III 90,6 0,38 0,32
24,8 6,6 3,3 120 90,3 0,26 0,16
24,8 5,0 2,74 119 90,3 0,32 0,13
К настоящему времени практически все агрегаты отрасли оснащены
комбинированными аппаратами.
Вышеприведенные работы совместно с представляемыми в главе 3
вошли как основа в комплекс научно-исследовательских работ по улуч-
шению качества аммиачной селитр! путем сникения ее влажности,улуч-
шения гранулометрического состава и режима охлаждения, обеспечива-
ющих получение исслеживающегося продукта, внедренных в I967-I97I
гг. на Черкасском, Новомосковском, Днепродзержинском, Навоийском,
Руставском, Невинномысском, Горловском химкомбинатах, Череповец-
ком, Гродненском, Куйбышевском, Ферганском азотно-туковых заводах
и др. предприятиях отрасли.
IS3
В итоге резко улучшен важнейший показатель качества выпуска-
емой отраслью аиииачной селитры - влажность готового продукта..
Среднеотраслевая величина этого показателя сегодня обеспечивает-
ся на уровне менее 0,2% (см. гл. 4) при требовании на ГЗК ГОСТ-2-85
не более 0,3% вода и рекламных цифрах зарубежных фирм на уровне
О,2-0,3%. Прочность гранул при этом возрасла вдвое и более.
Материалы, освещающие внедрение результатов вышеизложенных
работ в промышленности и полученные эффекты представлены в прило-
жениях.
2.4. Примеры применения результатов проведенных исследований
к другим технологиям
2.4.1. Выделение из азото-водородной смеси аммиака
при его синтезе
Конденсация из парогазовой смеси, не осложненная химическими
реакциями, широко распространена в химической технологии: в синте-
зе аммиака, метанола, карбамида, органическом синтезе и др. Круп-
ные масштабы указанных производств вызывают необходимость создания
весьма крупных (подчас до 100 т весом) конденсаторов, изготовлен-
ных из специальных сталей и соответствующей системы отвода от них
тепла, что обуславливает большие затраты на изготовление и эксплу-
атацию. В то не время степень совершенства методик расчета этого
процесса была недостаточной, что не позволяло осуществить учет
всех основных факторов, определяющих протекание процесса.
Одна из первых работ по расчету конденсации из парогазовой
смеси, была выполнена Кольбурном и Хоугеном / 156 /. Основной воп-
рос при конструировании - о величине необходимой поверхности ре-
шалея на основе соотношения Or = - Для отыскания в каждом
данном сечении величины Аг/ 7 использовалось уравнение
(2.195)
которое решалось путем последовательных расчетов по участкам. Qy-
IS4
щественно, что парциальные давления паров в ядре потока ( Р ) и
на границе парогазового ядра с жидкостью на стенке ( Pi ) счита-
лись как давления насыщенных паров при соответствующих температу-
рах ( Т } и ( 77 ). Если для Pi это вполне обосновано, то для
Р - физически неверно и не позволяет установить неличие перегре-
ва или переохлаждения ядра парогазового потока и создание там ус-
ловий для туманообразованпя / 22 /.
Аналитическое рассмотрение вопроса проводилось Д.А. Франк-Ка-
менецким / 18,222 /. При этом, однако на систему налагались слиш-
ком жесткие ограничения и массообмен рассматривался отдельно от
теплообмена, что не позволяет для интересующих нас условий исполь-
зовать результаты этой работы.
Ряд интересных соотношений, касающихся переохлаждения паро-
газовой смеои и образования в ней тумана, содержится в монографии
А.Г.Амелина / 22 /. В этой работе записаны исходные соотношения,
описывающие конденсацию из парогазовой смеси, которыми учитывается
совместно теплообмен со стенкой канала (теплообмен с потоком ох-
лаждающей жидкости в рассмотрение не включен) и массообмен. Прове-
денное рассмотрение не включает учет взаимодействия газовой фазы
с пленкой конденсата на стенках, образования и присутствия в ядре
потока брызговой фазы. На такой основе исследован вопрос о созда-
нии условий для образования зародышей новой фазы и их роста. Про-
веденное автором рассмотрение задачи об охлаждении парогазовой
смеси в канале длиной 2200 мм путем расчетов для 42 участков, на
которые разбита эта длина, показало, что после понижения темпера-
туры пот ока на первых 650 мм на следующих 100 мм должно произойти
образование зародышей новой фазн и после этого через 100 мм сте-
пень пересыщения паров в ядре потока станет равной I, т.е. будет
достигнуто равновесие. Иными словами отсюда следует, что длина
переходных участков пренебрежимо мала по сравнению с длиной канала.
IS5
В итоге, шившиеся работы по рассматриваемому вопросу не
позволяли провести достаточно полные расчеты процесса конденсации
апилака из азото-водородной снеси, так не как и конденсации из
парогазовой снеси в других важных для азотной промышленности слу-
чаях. Существовавшие упрощенные расчеты и представления о проте-
кании процесса не вскрывали например наличия брызговой и тут,тано-
образной жидкой фазы в ядре потока, распределения образовавшегося
конденсата между этими составляющими и жидкостью в виде пленки на
стенках канала, что необходимо для правильного решения важного воп-
роса о наделении образовавшегося конденсата.
В связи с изложенным предлагается на основе результатов, пред-
ставленных выше исследований, следующее решение вопроса о расчете
данного процесса / 223 /.
Обмен количеством движения опишем уравнением (2.78), в кото-
ром L п+ -О
1л- - пары конденсирующегося вещества;
CiM«i _ пары, конденсирующиеся в ядре потока за счет тумано-
образования; Тг = Т тогда:
/’У’г/Л Г ? . ъ+г + ofoi-T’Me
М"г L2dn + ^cfK(w+v)w*p'J М“СрТ
,/р" с№н, Т<-Т"\ 'K.fWjJdFf. Р о/Мт^_ л (2.196)
М" М
Обмен теплей а) В парогазовом ядре =0. Конденсирующиеся в
ядре пары выделяют на единицу своей массы тепло Л , т.е. для
туманообразной функции РР- Л J - ApfwjOfMm
и соответственно получим из (2.65)
(2197)
-cf[(СрМ"~ с'M„)T"J*O
IS6
При малом весовом содержании капель вторим членом можно пренебречь
и записать:
- с<"(Т- 7~i)dF + cf[(C?M"+ СЮТJ=O (2.197а)
а при отсутствии туманообразования
- а "(Т- Tt)cfF-с/(СРм"Т") =О (2.1976)
б) В жидкой пленке на стенках канала. В интересующих нас
случаях конденсации из парогазовой смеси имеют место небольшие
количества конденсата по отношению к общему расходу парогазовой
смеси. Последний не только велик, но и давление газовой <5азн и;.те-
9
ет порядок 10 аш. В результате при этом пленка будет весьма тон-
ка и ее термическим сопротивлением можно пренебречь.
В рассматриваемых условиях имеется один переносигшй компонент-
пар, а разность теплосодержаний Л Л ; можно считать равной скры-
той теплоте конденсации zJ-2awj (кроме того, ввиду небольших содержа-
ний пара здесь и далее не будем учитывать функциональную связь,
даваемую поправкой Стефана), тогда условно на границе раздела
(2.124) запишите как
Of (Т~ Тт) XfJVHj)Л ='Ft(7f ~Ts) (2.198)
Охлаждение конденсатора водой, омывающей снаружи канал (труба в
трубе) и имеющей свою температуру вдоль оси X, может быть описано
согласно (2.122) как
/'SLl - «еСК-Те) . M&ce dJl
HtW— neofx (2.199)
Если снаружи происходит кипение однокомпонентного хладоагента, то
величина Тв будет достоянной и известной, а уравнение (2.199)
выпадает.
в) В каплях ядра потока. Среднемассовая температура брызго-
вых капель определяется по соотношению (2.7).
Обмен массой а) В парогазовой ядре для одного компонента -
пара при =0 уравнение (2.66) приобретает вид:
197
При отсутствии туманеобразования из (2.200) выпадает третий член,
а при малом весовом содержании капель - второй.
Согласно (2.129)
7i; Р) или PrAr(T-r) (2.201),
а при туманообразовании в эдре потока также
1Ст^Мт'';Р) Р-Л(Т') (2.202)
При не очень большой кривизне этой функциональной зависимости, для
ограниченных диапазонов, представим ее в линейном виде
Pf ~ A $ 7* (2.201а)
Р =• As + £>ST" (2.202а)
соответственно
Р- А = £>s(t"-T>) (2.203)
б) В пленке жидкости ввиду ее однокомпонентности упорядочен-
ной массообмен отсутствует и уравнения, его описывающие, отпадают;
в) Капли в ядре потока. Ввиду однокомпонентности жидкой фазы
состав брызговых капель тот же, что и жидкой пленки. В нашем слу-
чае тлеют место небольшие содержания аммиака, брызг овая фаза бу-
дет составлять не более единиц % весового содержания,' поэтому пре-
небрежение теплом, которое от нее необходимо отвести для охлажде-
ния от температуры капель в момент начала брызгоуноса до темпера-
туры их на выходе составит в общем балансе единицы-десятые доли
процента и игл можно пренебречь.
Таким образом, теплообмен в массообмен в процессе конденса-
ции пара из парогазовой смеси описывается полностью системой выше-
приведенных уравнений. Для общего случая расчета по указанной сис-
теме он может быть выполнен с помощью ЭЦВМ.
На практике возможны по ходу парогазовой смеси вдоль канала
различные формы протекания процесса. Наиболее полная картина будет
198
иметь следующий вид. На первом участке канала происходит теплооб-
мен без фазового превращения. На втором участке по ходу потока
идет конденсация только на стенках канала, зта стадия наступает
тогда, когда те.шература стенки становится равной температуре насы-
щения пара (аммиака). На третьем участке при повышенной интенсив-
ности теплообмена по сравнению с массообиеном происходит фазовый
переход не только на стенках канала, но и в ядре потока. Иными
словами,при конденсации из парогазовой смеси в общем случае будут
последовательно происходить охлаждение, конденсация на стенке и
туыанообразованле.
Для всех трех указанных участков возиояно аналитическое ре-
шение вопроса о ходе изменения параметров процесса тепло- и массо-
обмена вдоль канала, на основе уравнений (2.197) - (2.203) при
некоторых дополнительных допущениях. Выразим весовую долю пара
в смеси через парциальные давления (Р ) (при общем давлении Р ).
Среднюю по длине канала температуру потока, необходимую для оп-
ределения физических свойств системы, обозначим через Тее , ин-
декс Н - неконденсирующаяся газовая фаза. Обозначим комплексы:
- & — Р - Кт - Р Кт р. • - Z2 •
М"СР ~ Me Се = Сг ' сМ Ds‘
(Р~Рах)(.В~ Реш)_ г, Мен* .К* г*
Ме&ТееР = Ре Тер Of" ~
Системы уравнений, описывающих процесс, могут быть представлены
как:
Конденсация без туманообразования
^B,(T"-Tf) j
Т"- Ъ + (Р -р:) = Г7. _ w у
199
(2.205)
Конденсация с туманообразованием
^в,(г-т,)+в6^
*Вг(Т, -Те)
— - BtlР- Р - - Вб dM”}
c/f 3{Р ъ в, в*
Р -Р, - &s(T-Tf)
Г"- ъ i-B^P-Pr^BslTi-Ti)
Если воспользоваться средними по длине канала значениями
комплексов ,что во многих практических случаях вполне до -
пустимо, то системы (2.204) и (2.205) могут быть решены аналити-
чески.
В результате решения приведенных выше систем уравнений полу-
чаются следующие конечные зависимости для основных параметров
процесса конденсации пара из парогазовой смеси.
Конденсация без образования тумана
Температура охлаждающей воды
/ё т*" С/ £5# + С^. Ок
Температура ядра потока
_ /» Z\ _ д
Т = * с-,в,зе с*Впе
Парциальное давление пара в ядре потока
Р-С1+С ^-Р^с
Р i-З +<-1 X, е + се Хг
Z1 л _ ЗВрР
(2.206)
(2.207)
(2.208)
(2.209)
Удельная тепловая нагрузка х
_ GgCg В г/ Р + CgS£2Bt2 & )
(2.210)
Переохлаждение ядра потока по отношению к температуре наоы-
щанпя
£Т(Г (^;~В,3)е + (2.2П)
Максимально возможное переохлаждение ядра в потоке _
- — «.Ий
.200
Конденсация с образованием тумана
Температура охлаждающей воды
Тв = (Е>^- 1)С„еВа/с^ (2.213)
Температура ядра потока
-Г-П
т = Bisc^e +с5 (2.214)
Парциальное давление насыщенного пара в ядре потока опреде-
ляется по уравнению (2.202а), в которое подставляется температу-
ра из уравнения (2.214).
Количество конденсата, образующегося в виде тумана в ядре
потока
мт= - BvC^e +C; (2.215)
Соотношение между количеством пара, конденсирующегося в яд-
ре потока, и общим количеством конденсата ( Л7 )
~Вз~ 1___ Н-Мп]. Мт 12,Я6)
М^РМн м'' М'
Мт ____________
М' В< _п D ______________________
Вв s БМН(Р-^)(Р-РШ11)
.Удельная тепловая нагрузка
? C^SF
f + &sB«
В приведенных выше зависимостях (2.206) - (2.217) приняты
следующие обозначения Xt и Хг - корни характеристического
уравнения, определяемые как:
ге<2 = 0.5рat1+a^ ± ]/(а„-сс^)г+^а,гаа, ']
= в,+ '^(8>-Вв)^(в^Вв) а - р.
(2.217)
Q,fB = (Bf+Вв) г, . П - R -/.О-
1+в^в>вВ<,В:г> г1'в* Вз'
11 В5 ~~d,3 '>Ba Bs'xf а,г Л7 Bb{/ar'J °*
B>a и В /4 - соответственно как Bt1z BfJc заменой X-r на Х-в
р -h- _ ВвВгВ* )-/. о _ _В/ /у ,п р BsBfBA /-В?__
BtBr BbBs > >В* В^1Б^л1 Вв J^+Bs+BsB^
201
Cj- - Cg являются постоянными интегрирования и определяются че-
рез граничные условия.
Рассмотрим типовой конденсатор "труба в трубе", состоящий -
из труб dex =55 и 125 мм и Срм =83 и 133 мм, которце участками
по II м соединены последовательно в секции, причем 12 секций ра-
ботают параллельно. Во внутренние трубы конденсатора подается
смесь азота, водорода и аммиака (азот:водород=1:3; объемное со-
держание аммиака составляет 14,1$) в количестве 52300 кг/ч при
температуре 176° и давлении 300 атм, а в кольцевое пространство
направляется 332 м3/ч охлаздающей вода при температуре 27°.Объем-
ная концентрация аммиака в смеси на выходе из конденсатора должна
составлять 8,7$.
Расчет процессов тепло- и массообмена по приведенным зависи-
мостям доляен производиться от того сечения трубы (I), в котором
начинается конденсация пара на стенкех\
При определении расчетных коэффициентов и характеристик ис-
пользуются среднеарифметические величины температур! и парциаль-
ного давления на входе и выходе потока.
По равновесной кривой / 6 / для рассматриваемой системы по-
лучается
Ро =42,5 ата; Г 7к)о = 325,1°К
Ря =23,5 ата; (Ъ)я = зс6£300 = ЗСЗ°К
Рассчитываются коэффициенты и на основании двух из-
вестных точек кривой равновесия (вход и выход).
Расчет величин Bj - Bg, ад, agj, agg, и
Bj-j- - Bjg производится по приведенным выше уравнениям и зависи-
х'Часть конденсатора, в которой происходит только охлаждение
парогазовой смеси (до температуры +75°) конденсатом, не рассчи-
тываем для сокращения объема расчетов.
202
мостим, полученным в разделе 2.1.
При определении температур! выходящей воды (Тё)т можно
предположить, что температура выходящего потока равна температу-
ре насыщения пара при заданном его парциальном давлении на выходе
из трубы.
Определив величину переохлаждения или перегрева, можно за-
тем уточнить значение постоянных интегрирования. Практически та-
кая операция необходима редко.
Из рассмотрения процесса теплообмена на участке Ft охлаж-
дения потока, рассчитываются параметры сечения, для которого тем-
пература внутренней поверхности стенки = Zz равна температуре
насыщения ( Ts)o =325,1°К входящего в аппарат пара аммиака (начи-
нается его конденсация на стенке).
Температура ядра потока
-7~Н То + (7'+ £>22) (Ts)o ~ (Tg)tT, ^2 2£g)
Температура охлаждающей вода
(Те)? =(Те)я~ £>21 (Та- Т?) (2.219)
где „ ,
р. _ Мо Ср . п _ / с/ с/д» Р
1 Мв Св ' глпс/ы/о.а
Тёш - находится из баланса тепла, переданного от парогазово-
го потока воде;
0,8 - коэффициент, учитывающий отложения на отенках трубы.
Величина поверхности Fl
г 1+ £22 р [ £22 -f-£>2/ __________То ~ 1 (2.220)
- оГ’Вгз L £,„ +1
ГДб 7 ~ х
=(М Ср) -(МвСв)
Подстановкой величин находится Fj =1,22 t?. При расчете
поверхности участка П, на котором туман не образуется, эа начало
2СЗ
отсчета поверхности выбераетоя конец участка ~ ; Р Ps , а
при F =0 из уравнения (2.208)
С^-Сг =С
Вычитанием из уравнения (2.206) уравнения (2.207) и решением по-
лученного равенства относительно 0^ находится
г _ Т1 -(Teh , , >
= 5>45-10^
После этого из уравнения (2.207) получится
= Т"+ С fz3e~ AJ=296,7°K
Откуда =18,1 • I04 кг/м2.
Использованием полученных величин, находятся из зависимостей:
(2.206)- Те =296,7 + II,29g-0'C885A + 0,18 ^-°.621ЕЛ ;
(2.207)- Т" =296,7 + 29,61 е-°Л335/г + 8,89 <?-0,62IEF ;
(2.208) - Р =18,1 + 28,2 е"°-0835/7 - 3,8 £>-0>6215/Г ;
(2.209) -Р-Ps =5,49g-0-0835^ _ g,-0,621 Б/7 .
(2.2Ю) - ? = 26150е-0>С835/7 + ЗЮОе-0’6215^ .
Из зависимости (2.212) получается 8Т(пих= 1,65°.
Известно, что образование тумана начинается при некотором
переохлаждении пара. В данных условиях, когда давление парогазо-
вой смеси высокое, а в потоке содержатся примеси, можно было бы
считать указанное переохлаждение величиной пренебрежимо малой — 0.
Однако для пояснения того, как учитывается указанное переохлажде-
ние, принимается &Т =1,5°. Зная эту величину, из уравнения
(2.2II) можно найти величину поверхности для второго участка
Fn = 4,82 и2
С использованием полученных выше соотношений для участка без об-
разования тумана находятся параметры потока в сечении на границе
между участками без образования тумана и с образованием тумана
Т« = 316,9°К ; Рй =36,66; (Teh =304,2°К
Принимая, что после достижения переохлаздения в 1,5° пропс-
204
ходит очень быстрое образование тумана, можно считать, что этот
процесс протекает адиабатически на пренебрежимо малом участке
трубы. Тогда нетрудно рассчитать параметры процесса у сечения, в
котором начинается образование тумана.
Температура воды
( Те)^ = ( Те)й- = 304,2°К
Температура ядра потока повысится за счет конденсации пара
с образованием тумана (при соответствующем падении парциального
давления пара) на величину 8tT .определяемую из теплового ба-
ланса внезапного туманообразования
&lT = ^(Р-Тррг~^ = D'" С
МтСгРВеЕ>
Л ТЯ п—
и станет таким образом равной 7/г =316,9+0,94 = 317,8°К
Отсчет поверхнпсти на участке с образованием тумана ведется
от сечения меаду участками без образования и с образованием ту-
мана.
Из совместного решения (2.213) и (2.214) при F=0:
Си= T."-(Te)nt = 13,6°
Cs= Tii't-BfSCv= 296,6°
С использованием полученных ранее величин, находятся из (2.213)
Тб = 296,60 + 7,57
из (2.214) Т" = 296,60 + 21,21 е-0’0855^
из (2.217) £ = 17930е"0'08ЕЕЛ
Количество конденсата на входе в участок с образованием ту-
мана определится из материального баланса
Mi = ^Р1„Р(Р.-рТ) _
(Р-р) (р-р.J
Количество тумана, образующееся сразу после входе потока в
участок !П л/" г
“ «Т = 13,2 кг/ч
205
Подстановкой значений величин в уравнение (2.216) находит-
ся на выходе из аппарата:
Мъ/М'=0,185
Согласно соотношению (2.157) для расхода жидкости, протека-
ющей в пленке
Мп = /пр Л С/о У - Кг/Ч
Таким образом, пр и общем количестве конденсата ~ 450 кг/ч по
стенкам трубы будет выходить около 25%, е ядре потока в виде ту-
мана - до 20% и в ядре потока в виде брызг - 55%.
Необходимая величина поверхности участка с образованием ту-
мана определится подстановкой в найденную выше зависимость для
Т& значения ( Тё )<? = 300°К. Решением этого уравнения относи-
тельно находится />' = 9,42 м^.
Общая величина поверхности секции:
5овщ = Fl* Fn * Fiji = 1,22+4,82+9,42 = 15,46 м2
На рис. 2.60 даны кривые изменения характерных параметров процес-
са тепло и массообмена по длине конденсатора в производстве амми-
ака, полученные расчетом по найденным выше зависимостям.
2.4.2. Охлаадение влажных нитрозных газов в производстве
азотной кислоты
Одним из основных в производстве азотной кислоты является
процесс конденсации из парогазовой омеси, содержащей окислы азота.
Данный процесс как самостоятельная стадия проводится в трубчатой
аппаратуре, с целью охлаждения нитрозных газов, содержащих до 10%
окиси азота и до 15% водяных паров перед подачей в абсорбционную
колонну. При этом образуется и выделяется некоторое количество
азотной кислоты и происходит окисление окиси азота в двуокись.
Конденсация из смеси парой вода и нитрозных газов изучалась
рядом исследователей / 224-239 /. Проведенные работы носили экспе-
риментальный характер и были направлены на выявление влияния или
2С6
Рис. 2.60 Расчетные характеристика процессов обмена теплом и
массой в промышленном конденсаторе выделения амюдака не азото-
Еодороднон смеси. Сверху вниз представлены: двадщне силы пас-
сообмена - p-pj п теплообмена - Т - Т( ; парциальные давления
паров аммиака Р в парогазовой потоке п (р)^ - соответствующее
насыщению при Т"; температуры Т” - парогазового потока, (Т)^ -
соответствующей насыщению при р п о^таддзющей воды Т3; удель-
ная тепловая натруека - и её состазлягпще, отражающие пере-
нос массой тепла базового превращения (£р и (^г перенос теп-
ла по одно')азно:.у ме:1анпз:.,у.
207
значений отдельных параметров процесса. В.И.Атрощенко и А.Р.Ястре-
бенецкий / 224 / изучали влияние скорости газа в вертикальной
трубке с внутренним диаметром 13 мм на количество образующейся
кислоты, они отметили небольшую величину этого влияния в диапазо-
не скоростей 2 + 30 м/с.
В работах И.М.Караваева / 225 / и др. изучалась возможность
получения определенных конечных характеристик рассматриваемого
процесса, в частности, повышения концентрации образующейся азот-
ной кислоты до 70+90%.
В работе / 226 / М.М. Караваев и Г.А. Скворцов исследовали
влияние отношения содержания окислов азота и паров воды
парциального давления окислов азота ЬмНу]
температуры Т /°C/ и времени пребывания в аппарате Z" Z секу ,
на концентрацию кислоты в конденсате В результате было
получено эмпирическое соотношение -ocesr
-А„т- 0,026^2,^е '-0.062Т ''Sae (2.22D
в котором коэффициент зависит от Соотношение
(2.221) справедливо для условий, имевших место в экспериментах
работы / 226 /, основные параметры изменялись в следующих диапа-
зонах: парциальное давление окислов азота от 100 до 700
мм Нд , общее давление - до 10 атм, время 2*100 с , степень окис-
ленности 55 * 60$.
Влияние давления на концентрацию азотной кислоты в конденса-
те изучалось в работе / 228 /. Полученные результаты представле-
ны графически в виде зависимости концентрации кислоты от давления
и времени пребывания рабочей смеси в аппарате.
Вышепредставленные исследования экспериментального характера
были выполнены в различных областях протекания процесса с целью
получения информации об изменениях и величинах отдельных его па-
208
раметров, не приводя однако к обобщенной оценке происходящего.
Учитывая изложенное на базе разработанной системы уравнений
обмена было выполнено рассмотрение теории процесса и проведены
экспериментальны з работы по проверке результатов теоретического
рассмотрения.
Основные элементы химизма процесса для интересующей цели
представим следующим образом / 14 /. При каталитическом окислении
аммиака в контактном аппарате образуется окись азота и воды. По
мере дальнейшего протекания нитрозного газа, охлаждаемого после
конверсии, происходит окисление окиси азота в двуокись азота.
2MJ —2NO2 +29,5 ккал (2.222)
Константа равновесия реакции ( Кког ) берется / 6 / по рабо-
там Боденштейна, как
+ 7.75^7-0,00057-^,839 (2.223)
При температурах ниже 200°С реакция окисления окиси азота
в двуокись протекает практически необратимо. Скорость образования
NOs определяется при этом как
(2.224)
Влияние паров воды и инертных газов не обнаружено. Влияние стенок
сосуда и поверхности раздела газ-жвдкость, которое само по себе
может быть значительным / 230,231 /, в условиях применяемой аппа-
ратуры практически малосущественно ввиду небольших величин отно-
сительной (на единицу объема) поверхности стенок при этом, следу-
ет также учитывать блокирование стенок жидкой фазой при наличии
конденсации.
При температурах ниже +200°С NO^ в газообразной фазе может
полимеризоваться вД^/7^. /14 / по реакции:
2. N02 = + /4 6 ККАЛ (2.225)
209 г
с константой равновесия /6бс4,=^Чг/Рльо,, , определяемой как
%К*Л = -^&- + 7,75^0^8^WT-Hf?^fO6T^3,062 (2.226)
степерь полимеризации при этом будет
(2’227)
Образование азотной кислоты происходит при взаимодействии
окислов азота с водой.
Возможно образование кислоты как из N02 , так л из высших
окислов N20i/ и Ns О3 . Для интересующих нас условий пренеб-
регая малый количеством трехокиси в газовой фазе и исхода из то-
го, что находящаяся в равновесии с двуокисью четырехокись азота
учитывается через последнюю, считаем протекание реакции образова-
ния азотной киолоты по уравнению
3N0a +Н20 2HN03 +NO *32,53 xw (2.228)
Равновесие этой реакции изучено достаточно хорошо и имеются
данные по константе равновесия, однако как следует из / 14 / и
других работ, в которых исследовалась абсорбция окислов азота,
несмотря на отмеченные при этом изменения скорости реакции (2.228)
ее моано считать для наших условий целиком определяемой диффузион-
ным сопротивлением мазду газовой и видной фазами.
Обмен количеством движения. Данный обмен при конденсации из
парогазового потока, содержащего скислы азота описывается уравне-
нием (2.78), в котором окись азота, идущая от пленки в ядро,
и образовавшаяся по уравнению (2.228); 4 п— двуокись азота,
идущая в пленку на образование кислоты, а также водяные пары,кон-
210
денсирующиеся из ядра потока на пленке; - все три компо-
нента (NO;NO2 i НгО )> идущие при обмене ядра потока с каплями
в нем; - теплота окисления NO в N02 в ядре потока и теп-
лота конденсации туманообразной фракции
cUt
г^с/кС^ ъ)г^р'-1 М"сР т"
^dP+[2d„
Cfm 7- 7,\ Р-Р’)-
ср ~т^ М" Г"/
РЫ T-Tt\ -tyeKdi zt<W7<s>/r (2-229)
Ср Г/ М"
)fte
Р“ cfMpm
& И"
Р_ c/MsLWt , Р С/Мянго г,
Pio~W~ & М“
где в р" и М входит также туманообразная фракция конденсата.
Обмен теплом. В парогазовом ядре потока обобщенное уравнение
(2.65) конкретизируется следующим образом.
Тепло, идущее на изменение температуры туманообразной фрак-
ции, суммируется с теплом,идущим на изменение температуры ядра
парогазового потока путем добавки массы туманообразнсй фракции
к массе парогазового потока в четвертый член (2.65).
Применительно к малым весовым содержаниям брызговой фракции
вторым членом в (2.65) пренебрегаем.
Конденсирующаяся в ядре вода, выделяет на единицу своей мас-
сы тепло Z 9нго , образующаяся и растворяющаяся азотная кислота
выделяет общее тепло на единицу ее масон яю3
В результате
211
окисляющаяся окись азота и полимеризирующаяся двуокись азота вы-
_ // //
деляют в парогазовом ядре соответственно Чю и О, льо* тепла.
Тогда получим из (2.65)
" "<т:
^лифй/pi
„ ^//ог]ёб&С -0
В жидком пленке на стенках канала рассматриваемый процесс
характеризуется относительно небольшими продольными изменениями
температуры пленки жидкости (до 3O-S-5O0) и ее количество составля-
ет до 10*15% от весового количества всего потока. Учитывая сказан-
ное не будем учитывать за малостью тепло, идущее на изменение тем-
пературы пленки, а ввиду малых расходов последней можно принять ее
термическое сопротивление равным ~£'/& и 4 7=7, ~7е
При конденсации паров на поверхности пленки Л-%- - скры-
тая теплота(изменением энталыши паров за счет разности темпера-
тур между ядром потока и поверхностью раздела, как и везде выше,
в рассматриваемом случае можно пренебречь по сравнен® о '>
Тепловыделение при поглощении окислов азота и образовании кислоты
4 7< = %.hvoj. Азотная кислота, образовавшаяся на единице поверх-
ности жидкой пленки в единицу времени ( ) идет в жидкую
и газообразную фазн. т. е.
) (2.231)
согласно соотношениям (2.128) реакции. (2.228) и учитывая, что
~ ^Сл7о£ = 0 будет
212
Соответственно условие (2.124) с учетом (2.128) может быть
записено как
с( (Т -Т/')+А&%* 23 )Ял-а
, 3 (2.233)
+ СлМк(Тк-Тп)=К,(Г,-Тв)
Капли в ядре потока - по соотношению (2.7 ).
Обмен массой_ а) В парогазовом ядре потока согласно обобщен-
ному уравнению (2.66) будем иметь следующую конкретизацию
Z = /-Z6Z7 , $1=0
л/с- - <2-а4>
Z -2. - двуокись азота N0s / $г= /^м>г I
согласно (2.234) dMdМпнмОз
Таким образом
(^/*4 %.,„)(# - ^-гпмг,) “ (2.235)
- (г;: -г?
Z =3 - окись азота NO
в — Г)"
из (2.128) и (2.222) Qm~23 . т.е.
= ~2^(^«о' ^-°г)
из (2.128) и (2.228)
5 5
= 21 • т.е. cf/N rrwo ~21
Такшл образом //
CJ-
^"г Г)-о (2-ад
~ 5^- /ГЛ. ог ) и
213
Поскольку перешедшая в жздкую фазу ядра потока вода юиго
согласно (2.228) и (2.128) должна пойти частично на образование
азотной кислоты в количестве, составляющем - ~у~ от коли-
чества последней, то можно записать
dM = d(^)(1~ jdMnuVj
или
/р dM МгО
' ~гр~
В этом соотношении для туманообразной фракции
может быть взято соответственно (2.129) в виде равновесной зави-
симости
J(T; Pi (2.238)
например по данным / 14 /.
б) В пленке жидкости. Обобщенная связь (2.135) конкретизиру-
ется здесь следующим образом.
t- = I - вода
d(-p? zA/k/> -f ) = Z?7z'- d ) /О
------б/А------- P'~ ^ПНл0 ^~КНг°' S*го 1ЪР пКгС' (2.239)
При Л.Мк =0
(Х-^о ^iwzo)^ (2.239а)
. . Z =2 - азотная кислота
лМ _ л(у_ z )
с(р Л Р' (2.240)
При ZJ А7лг =0
б/'L nHAd>3 "У^И//03 (
(2.240а)
214
Обмен массой ядра потока и пленки в соответствии с (2.126), учи-
тывая, что п- =1 и представляет собой реакцию (2.228), будет
= ^-лн2о)^м/о2 (-t fH~„3 С2"241)
Б представленных тмтя соотношениях, описывающих массообмен-
ную сторону процесса кон денрации компонентов на поверхности плен-
ки, являющейся поверхностью раздела между фазами, связаны соотно-
шениями равновесия типа (2.238). Жидкая пленка в соответствии с
граничными условиями (2.122) и (2.123) представляется существенно
отличным образом в части теплообмена и в части массообмена. Если
в первом случае основной поток тепла вдет со стенки транзит™ че-
рез пленку и расходуется практически целиком на ее свободной по-
верхности, то во втором случае поток массы в пленку со стенки во-
обще равен нулю, а весь поток массы со свободной поверхности плен-
ки в ее объем расходуется целиком на изменение соответствующих па-
раметров пленки. Ввиду изложенного в соотношениях (2.241)и (2.242)
сохранены члены Cf (^ti) > а при нахождении коэффициентов
Г
массоотдачи в жидкой фазе уже нельзя считать их аналогично
О' . Имеется в виду, что дая диффузии через полупроницаемый погра-
ничный слой, имеющий место при конденсации из парогазовой смеси в
вводится поправка, учитывающая Стефановский поток, которая
для не очень больших движущих сил массообмена, имеющих место в на-
ших условиях, может быть взята как отношение общего давления к раз-
ности между ним и парциальным давлением 2 -того компонента, т.е.
Р
P-Pi
в) Капли в ядре потока. Для сраднемассового состава брызговой
фракции в ядре потока можно из (2.10) записать
d I Кн2о - (. (2.242)
.fs, - У ) ^wr
Of ( nSwA'iy z д^ (2.243)
Приведенные соотношения для обмена количеством движения,теп-
лом и массой описывеют полную математическую модель процесса кон-
денсации паров, содержащЕХ окисли азота при производстве азотной
кислоты.
Составленная математическая модель была приведена к виду,
удобному для программирования / 232 /, составлена программа реше-
ния по методу Рунге-Кутта и выполнены расчеты.
Для получения достаточно полного объема значений отдельных
параметров процесса в условиях, близких к практически имеющим
место в промышленной аппаратуре, с целью их последующего сопостав-
ления с расчетами по вышеописанной математической модели, на Чир-
чикском электрохимическом комбинате была создана эксперименталь-
ная установка / 233-235 /. В качестве исходного был использован
концентрированный нитрозный газ, отбираемый после подогревателя
отходящих газов в цехе разбавленной азотной кислоты.
Средний состав газа на входе в установку был следующим (объем-
ные %): NO -Э,Ъ%;М0г-2,О%; 0г -1,5%; НгО -17%; Nz-70%.
Установка была выполнена в двух вариантах с водяным охлажде-
нием и с воздушным охлаждением. В варианте с водяным охлаждением
рабочий элемент типа "труба в трубе" имел следующие основные раз-
меры, мм: диаметр внутренней трубы - 42 х 6, наружной - 76 х 2,5;
рабочая высота - 6000. Нитрозный газ подавали сверху во внутрен-
нюю трубу, а охлаждающую воду - противотоком к газу в межтрубное
пространство. Внутренняя поверхность теплообмена составляла 0,567
и?. 3 варианте с воздушным охлаждением испытуежми являлись три
горизонтальных биметаллических элемента, выполнявшиеся по нормалям
ЗНИИнефтемаш в виде оребренных труб, внутренняя ц линдрпческая
часть которых 0 25 х 21 мм была из стали Ш8Н9Т, а оребренная на-
216
ружная часть была из алюминия, поверхность оребрения на I м дли-
ны трубы - 0,835 м2.
Нитрозный газ подавался в аппарат в количестве 50<-200 кг/г
о температурой 100+170°, давлением до 6 атм. Температуры охлажда-
ющей вода были Ю+30°С , а охлаждение воздуха 20+30°С.
Поскольку первое конкретное практическое примените расчет-
ных и экспериментальных данных по рассматриваемому вопросу было
связено с разработкой и созданием новых крупных агрегатов произ-
водства азотной кислоты по схеме АК-72, основные показатели испы-
туемых холодильников-конденсаторов брались по возмо-иности близкими
к показателям, принятым в этом узле схемы АК-72.
В том числе скорость охлаждающего воздуха во втором варианте
модели подчеркивалась такой, чтобы обеспечить коэффициенты тепло-
отдачи, имеющие место в намеченном к применению в схеме холодиль-
нике-конденсаторе АВЗ-КГ.
Предварительное рассмотрение и результаты экспериментов пока-
зали, что в имевших место условиях брызгоунос в аппаратах отсутст-
вовал, поэтому при расчетах считалось ДМк =0.
На рис. 2.61 сопоставлены результаты экспериментов и расче-
тов. Расхождение мевду экспериментом и теорией находится в преде-
лах + 12%.
Изменение основных параметров процесса по дайне труб конден-
сатора, найденное в результате проведенных расчетов, представлено
на рис.2.62.
Как видно из графиков а) температура парогазового ядра пото-
ка Т для рассматриваемого случая превышает ( Т')? , следова-
тельно, отсутствуют условия для туманообразования в ядре потока.
В конденсаторе с воздушным охлаждением температура ядра потока
еще выше и, следовательно, его состояние еще дальше от условий
туменообраз ования.
217
Рис. 2.61 Сопоставление экспериментальных и расчетных ко-
личеств а) - сконденсировавшихся паров вода и б) - образо-
вавшейся в конденсаторе азотной кислоты
пнг°
218
Из этих же графиков видно, что газовая фаза оказывает сущест-
венно большее, чем лщдкая фаза, сопротивление процессу теплообмена.
На графиках б) рис.2.62 мозкно отметить практически неизмен-
ную концентрацию окиси азота по длине аппарата, показывающую,что
выделяющаяся при образовании окись азота компенсирует ее убыль за
счет окисления в двуокись азота.
На рис. 2.62 отображено изменение основных параметров работы
холодильника-конденсатора с воздушным охлаждением типа АЗЗ-ЗГ.Там
же показано изменение соответствующих параметров в конденсаторе
с водяным охлаждением, работающем при той же удельной газовой на-
грузке. Конденсатор с воздушным охлаждением для принятых в проек-
те условий эксплуатации (температура охлаждающего воздуха чЗЗ° -
применительно к работе в южных районах страны с недостаточным во-
доснабжением для технических нужд) по сравнению с аппаратом, име-
ющим водяное охлаждение, значительно менее эффективен. Кроме того,
в нем наблюдается существенное увеличение (по сравнению с водяным
охлаждением) температуры пленки кислотного конденсата, что при
применении обычных нержавеющих отелей типа IXI8H9T может привести
к сильной коррозии рабочих труб.
Сопоставление результатов предварительных проектных расчетов
узла холодильника-конденсатора по прежним, эмпирическим рекомен-
дациям и расчетов по разработанной математической модели показало,
что для достижения параметров, заложенных в схему Ал-72, требует-
ся увеличить поверхность конденсатора с воздушным охлаждением при-
мерно в 1,5 раза, а с водяным охлаждением можно уменьшить ее в
1,2 раза.
Проведенные расчеты позволили разработать соответствующие
рекомендации.
219
Ряс. 2.62 Расчетные характеристики процессов обмена теплом и
массой в промышленном конденсаторе паров воды из смеси с нит-
розными газами:
-------- водяное охлаждение
--------воздушное о-дчаздение
220
ГЛАВА 3. ПОЛУЧЕНИЕ ГРАНУЛИРОВАННОЙ АМАЧНСЙ СЕЛИЛИ
3.1. Теоретические основы технологических процессов с
фазовыми и модификационными превращениями,протекающих
при башенном гранулировании
Башенное гранулирование является центральным и наиболее от-
ветственным процессом при крупнотоннажном производстве различных
азотных минеральных удобрений, аммиачной селитры, карбамида,слож-
ных удобрений, применяемым и в других случаях, например, при гра-
нулировании серы.
В этом процессе ооздается товарная продукция в виде гранул
минеральных удобрений и формируются такие основные показатели ее
качества как гранулометрический состав и прочность. Сказанное ста-
новится особенно существенным, если учесть, что в стоимость про-
дукции входят все затраты, включающие стоимость исходных веществ
(для аммиачной селитры - аммиака и азотной кислоты) и в случае
низких показателей качества обесцениваются эти общие затраты.
Для гранулирования минеральных удобрений могут быть примене-
ны различные способы кроме башенного процесса, такие как гранули-
рование при форсуночном напылении во вращающихся барабанах с ло-
пастями, в тарельчатых устройствах с подачей охлаздающего ретура,
в аппаратах о кипящим или фонтенирующим слоем, а также комбиниро-
ванном с кипящим слоем и орошающим гранулятором. По мере повышения
производительности капитальные затраты на башню и оборудование к
ней, а также затраты на эксплуатацию снижаются по сравнению с дру-
гими способами гранулирования. В итоге согласно материалам / 94 /
башенное гранулирование является самым дешевым грануляционным про-
цессом при производительностях, превышающих 400 г/сут. Ниже 200
т/сут. башенное гранулирование становится пропорционально более
дорогим и применяется редко.
221
Для иллюстрации приведем таблицу 3.1 из упомянутой работы
/ 94 /, несколько реконструированную / 236 /, в которой сопостав-
лены, применительно к случаю одинаковой производительности равной
670 т/сутки показатели различных способов в (долл/т).
Таблица 3.1
Экономические показатели различных способов
гранулирования
Показатель Гранулирование в башне Барабанный гранулятор "Сберодай- зер" Тарельча- тый грану- лятор
С.очисткой от пыли без очист- ки от пыли
Стоимость грануляции 7,89 6,24 12,57 8,67
Энев- пар 0,23 0.06 0,24 0,23
го- затра- охл.вода - - 0,04 -
электро- энергия 0,23 0,06 Г,31 0,53
Трудовые затраты 0,65 0,65 0,65 0,65
Ремонт и содержа- ние оборудования 0,82 0,65 Г,66 ‘ 0,88
Амортизация Г,20 0,94 1,91 1,29
Накладные расходы 1,01 0,93 1,22 1,04
Страховка 0,24 0,19 0,38 0,26
Прибыль на вложен- ный капитал 3,51 2,76 5,57 3,79
Капитальные вложе- ния в млн. долл. 2-3 1,5-2,2 4-5 2,5-3,2
Помимо прямой экономической выгодности гранулирование в баш-
не является наиболее простым и надежным. Максимальная производи-
222
тельность башенного гранулирования практически не ограничена.
Учитывая изложенное сегодня в отечественной промышленности,
ориентирующейся на крупнотоннежное производство, основные азотные
минеральные удобрения аммиачная селитра и карбамид практически
полностью гранулируются в башнях. Следует отметить, что даже для
такого трудного по физико-химическим свойствам случая как произ-
водство сложных NPK удобрений, когда гранулируемый расплав скло-
нен к загустеванию, выделению газа и в нем имеются нерастворимые
частицы КСЕ. , могут быть предприняты специальные меры / 237-
243 / для обеспечения применимости башенной грануляции. Именно по
этому принципу выполнена разработка узлов гранулирования пяти
крупных агрегатов производства сложных NPK удобрений, постав-
ленных фирмой ТЖ (Япония) и эксплуатируемых нн заводах отрасли.
Грануляционные башни являются одними из крупнейших аппаратов
химической технологии, их диаметры доходят до 28 м, высоты до 100
м. Грануляционные башни можно рассматривать как строительные соо-
ружения, проектирование, создание и эксплуатация которых включают
в себя целый ряд чисто строительных вопросов. Патентная литерату-
ра, начиная с 50-х годов, интенсивно пополняется новыми предложе-
ниями по конструкциям грануляционных башен и грануляторов. Обзор
данного вопроса занял бы слишком много места, поэтому назовем
лишь основные зарубежные фирмы - патентовладельцы: "Филлипс Петро-
леум", "Комершиен Солвенто", "Геркулес" (США); "Файзенс", "Ай-Се-Ай
(Англия); "Сен-Гобен” (Франция); Хемише Верке"; БАСФ (ФРГ); "Ста-
микарбон" (Нидерланды).
Применявшаяся в аграгатах постройки до 1972 г. (АС-60) техно-
логия базеннсго гранулирования тлеет з основных чертах следующий
вид. Плав ажпачной селитры концентрацией £7,5 - £8,5% и темпера-
турой 165-175° поступает из узла шпарки в баке с переливом, из
которого подается в центробежный гранулятор, располагающийся в
223
центральном отверстии потолка гранбашни. Диспергированный грану-
лятором плав, падая в виде капель в объеме гранбашни навстречу
охлаздеющему воздуху, кристаллизуется, образуя отвердевеющие гра-
нулы, охлаждаемые до температур 70-125° (в зависимости от времени
года и размеров гранул). Далее на отдельных агрегатах осуществля-
лось доохлаадение гранул в кипящем слое, располагающемся в цент-
ральной зоне даища гранбашни, куда гранулы попадают о металличес-
ких конусов, занимающих кольцевое пространство между кипящим сло-
ем (диаметром 5,5 м) и внутренними стенками гранбашни. Охлаждающий
воздух в количестве 12-14 кг на I кг продукта засасывается из ат-
мосферы через щели в конусах гранбашни и, пройдя снизу вверх на-
встречу потоку охлажденных гранул, выбрасывается через выхлопные
трубы, на которых установлены вытяжные вентиляторы. Грануляцион-
ная башня рабочей высотой 30-35 м и диаметром 16 м выполнена из
железобетона и футерована кислотоупорным кирпичом.
В цахах аммиачной селитры, построенных до 1972 г., применялись
центробежные грануляторы. На рис. 3.1 схематически изображен та-
кой гранулятор. Перфорированный тонкостенный конус 3 подвешивает-
ся на вертикальном валу 2 и с помощью передачи 4 соединяется о
электродвигателем. Плав поступает в полость оболочки гранулятора
и при вращении ее проходит через отверстия в виде струй, распада-
ющихся далее на капли. Следует отметить, что в промышленных усло-
виях испытывались центробежные грануляторы с различной конфигура-
цией перфорированной оболочки: ступенчатые, цилиндрические, обрат-
ноконические и др. (ct*. /30/), однако существенных преимуществ по
сравнению с коническими грануляторами они не обнаружили. Возвра-
щаясь к рис. 3.1, следует выделить два варианта изображенного гра-
нулятора, а именно, первоначальный - без перегородок и модернизи-
рованный / 244 / - о перегородками, секционирующими лопастями I,
вращающимися вместе с гранулирующей частно.
224
Рис. 3.1 Тиш грануляторов-распределителей:
а - центробежный конический: I - секционирующие лопасти;
2 - вал; 3 - перфорированный корпус; 4 - шкив;
б-д - статические грануляторы
б - леечный: I - входной патрубок; 2 - направляющий конус;
3 - корпус; 4 - сетчатый фильтр; 5 - перфорированное днище;
в. - акустический виброгранулятор: 1 - корпус; 2 - сопло;
3 - пластина-вибратор; 4 - сетчатый фильтр; 5 - перфорирован-
ное днище;
г - трубчатый с внешним обогревом: I - изоляция; 2 - корпус;
3 - обогреваэщая труба;
д - трубчатый о внутренним обогревом: I - изоляция; 2 - корпус;
3 - греющая труба; 4 - патрубок ввода пара
225
Если полученные / 30,245-247 / Б.Г.Холиным зависимости при-
менить для условий, когда достаточно велики толщины елся плава
внутри корзины центробежного гранулятора и пренебречь за малостью
влиянием радиального ускорения, то при отсутствии перегородок I
для перепада давлений Др между сечением перед рабочим отвер-
стием и окружеющей средой будет:
п'Г Ро8 . 7
лР = Р[(МРо^)^ + ^]
где 5? - угловая скорость вращения оболочки;
Ро8 - радиус оболочки в рассматриваемом сечении;
- расстояние от рассматриваемого горизонтального се-
чения до свободной поверхности жидкости;
М - массовый расход жидкости, отнесенный к единице
поверхности перфорированной оболочки.
Нетрудно видеть из (3.1), что при значительных М влияние
центробежной компоненты сильно ослабляется "проскальзыванием" жид-
кости относительно оболочки.
Влияние Ро8 и Д приводит к значительной неравномерности
Л Р и соответственно скорости истечения плава из отверстий гра-
нулятора, расположенных на различной высоте. Кроме того, непосто-
янство скорости жидкости относительно оболочки гранулятора вызы-
вает изменение по его ж соте коэффициента сжатия струи ( Е ), ко-
торый при этом определяется зависимостью
£ = Кг—^— (3.2)
где LLoth- скорость жидкости относительно внутренней стенки вра-
щающейся оболочки;
- коэффициент, характеризующий геометрию отверстия,
обычно /Гг =1,6.
Оба эти обстоятельства приводят к существенной неоднородное-
226
ти гранулометрического состава продукта, в котором содержание
фракции 2-3 гам оказывается / 248 / в среднем менее 20л, а фракции
< I мм - более 4%. Распределение орошения по сечения грануляци-
онной башни при этом весьма неравномерно (рис.3.2).
После предложенной / 244 / Б.Г.Холиным установки перегородок,
что можно схематически интерпретировать как , в знаменате-
ле (3.1) остается лишь постоянная его часть (+2), и влияние цен-
тробежной компоненты резко возрастает. В результате оказывается
практически реальным в некотором узком диапазоне параметров про-
цесса и конструктивных параметров обеспечить почти одинаковую для
всах рабочих отверстий гранулятора величину Л Р и соответствен-
но скорость истечения струи (рис.3.3) при одинаковых значениях ко-
эффициента сжатия струи.
Проведенная модернизация центробежной конструкции путем ус-
тановки перегородок, хотя и улучшает гранулометрический состав про-
дукта, позволяя несколько снизить содержание мелочи и повысить со-
держание фракции 2-3 мм, однако не может обеспечить одновременно
достаточно равномерного распределения гранул по сечению грануляци-
онной башни. На рис. 3.3 видно, что хотя распределение скорости ис-
течения значительно улучшается при наличии перегородок, нормальная
компонента скорости струи является везде достаточно большой вели-
чиной, тогда как для равномерного орошения сечения она должна в
части отверстий меть практически нулевое значение.
Кроме того, если учесть ряд дополнительных обстоятельств, та-
ких как появление при малейшем небалансе вращающейся конструкции
маханических возмущений, передающихся на струи, возникновение воз-
ле последних вихревой обстановки в газовой фазе за счет вращения
гранулятора, сложность четкого наложения принудительных вибраций
на плав с целью упорядочения распада струй на капли и увеличения
однородности гранулометрического состава продукта, возможность
227
(Вволях ее иадиуса) -
Рио. 3.2 Типичное распределение плотности орошения при работе
центробегкного (I) и статического (2) грануляторов-распределите-
лей
Расстояние от Верха гранулятора, мм
Рис. 3.3 Распределение скорости истечения (I и 1^), линейной
скорости вращения (2 и 2^) и скорости струй плава относительно
стен гранбашни в момент выхода из отверстий (3 и З1) по высоте
центробежного гранулятора: 1-3 - гранулятор без лопастей;
I1- З1 - гранулятор о лопастями (поз.1 рис. 3.1,а)
228
перелива части плава в башню, то становится очевидной ограничен-
ная перспективность центробежной конструкции гранулятора.
Ввиду изложенного значительные усилия были направлены на раз-
работку статических гранулирующих устройств без наложения вибра-
ций / 248-257 / и с наложением вибраций / 99, 258-269 / для полу-
чения более однородного гранулометрического состава ( в пределе-
монодисперсного ).
С помощью статических грануляторов становится возможным обес-
печить :
любое, в том числе и равномерное, орошение сечения башни про-
извольной форш;
создание спокойной зоны в газовой фазе, окружающей область
распада струй на капли;
практически равные скорости истечения плава из всех отверстии
перфорированного элемента;
герметичность конструкции;
возможность четкого наложения на плав вибраций любого типа.
Статические грануляторы могут быть как леечного, так и труб-
чатого типа (рис.3.1). Статический гранулятор леечного типа без
наложения вибраций изображен на рис. 3.16.
Одним из основных и наиболее дешевых приемов является наложе-
ние вибраций, упорядочивающих распад струй на капли. Пионерами в
разработках и внедрении различных конструкций грануляторов с нало-
жением вибраций являются Советские Организации: Сумской филиал ХПИ,
НШШМ.ШП, РИАЛ, ИТТФ АН УССР, Д3ержинский филиал НЩШШАШ.
При относительной конструктивной простоте эксплуатирующихся
и проектируемых грануляционных башая процессы, протекающие в них,
многообразны и сложны. Весьма специфична механика газовой фазы в
условиях пронизывания ее потоками гранул, педеющих под действием
силы тяжести в эонах орошения грануляторами и при значительной ве-
22S
личине тепловой конвекции. Соответственно неясным оказывается про-
текание процессов обмена теплом и массой в газовой фазе.
Механику диспергированной (тяжелой) фазы в рассматриваемых
условиях необходимо знать значительно более детально, чем для
обычных оросительных устройств и пленочно-дисперсных потоков по
двум причинам: I. Необходимо и знать гранулометрический состав
дисперсной фазы и управлять им, поскольку на него налагаются усло-
вия, предъявляемые к гранулометрическому составу продукции.2. Не-
обходимо с одной стороны использовать наиболее полно поперечное
сечение грануляционной башни, а с другой стороны избежать даже не-
большого попадания дисперсной фазы на стены башни,поскольку в про-
тивном случае может произойти налипание последней на них, что при-
водит к последующим обрушениям, сопровождающимся поломками дета-
лей внутренних конструкций, а кроме того при стекании расплава с
налипшей глыбы получаются большие капли, не успевающие затвердеть
и образующие алгомераты, являющиеся нестандартной продукцией. По-
добным образом важно не допустить слияния отдельных струй, вытека-
ющих из отверстий гранулирующего днища и капель, образующихся при
их распаде.
Таким образом, становятся важными вопросы грансостава, при
распаде струй на капли и траекторий дальнейшего движения послед-
них. Обращаясь к переносу тепла в жидкой фазе капли, а затем в
твердой фазе гранулы отмечаем, что необходимо знание не только
его количества, переходящего в газовую фазу, но также толщины
затвердевший оболочки и поля температур в гранулах. Это необходи-
мо для определения требуемой из условия неразбиваемости гранул вы-
соты гранбашни, а также для возможности последующей опенки на-
пряжений в гранулах и их прочности.
В ныне действующих и проектируемых агрегатах производства ам-
миачной селитры, карбамида и сложных NPK удобрений гранулиру-
230
ются почти безводные плавы, давление паров тяжелолетучего над ко-
торыми весьма мало. Соответственно обмен 1файне малыми количества-
ми тяжело и легколетучих компонентов не будет сопровождаться сколь-
ко-нибудь значительными тепловым! эффектами и массообмен с газовой
фазой можно рассматривать / 270 / отдельно, используя результаты
расчета тепловой стороны процесса. В случае значительных содержа-
нии влаги в гранулируемом расплаве следует проводить совместное
рассмотрение обмена теплом и массой.
3.1.1. Диспергирование жидкости грануляторами
Для обеспечения струйного характера истечения жидкости из от-
верстия необходимо поддержание ее скорости не ниже некоторой мини-
мальной величины, в противном случае будет иметь место капельный
режим вытекания. В работе / 271 / для минимальной величины скорос-
Р' CfoTR С^ОГВ Т)
ти рекомендуется соотношение ------------- • Расчет для условии
истечения, имеющих место в отверстиях башенных грануляторов пока-
зывает, что приведенным зависимостям соответствует величина ско-
рости порндка 0,5-Ю,7 w/c. В нормальных режимах эксплуатации гра-
нуляторов такие скорости места не имеют. Однако они могут иметь
место при неправильных (без подлавливания плава газом или паром)
остановках грануляторов, а также при вытекании жидкости, когда над
ее свободной поверхностью перед гранулятором образуется разряже-
ние по тем или иным причинам.
Имеющиеся опытные данные показывают, что при. истечении струи
картина может быть по крайней мере трех типов. Начиная со скорос-
тей, ограничивающих капельный режим, и выше течение струи имеет
струйный характер, сама струя сначала цилиндрическая, прозрачная
еще практически не тормозится окружающей средой и по мере удале-
ния от отверстия деформируется, образуя волновую поверхность сим-
метричную относительно ее оси. Амплитуда волновой поверхности по-
степенно нарастает до тех пор, пока не станет равной диаметру
231
струи, после чего происходит разрыв перешейка- и образование капли.
Дальнейшее увеличение скорости струи приводит к появлению сущест-
венного тормозящего действия окружающей среды, вызывающему измене-
ние характера деформаций, струя становится зигзегообразной и по
мере нарастания амплитуды деформации распадается на капли, спектр
размеров которых оказывается весьма широким. Наконец, при дальней-
шем увеличении скорости истечения, струя приобретает характер фор-
суночного распыла с размерами капель значительно меньшими, чем ди-
аметр отверстия.
Границы указанных типов течения струи могут быть определены с
помощью графиков, построенных Л.А.Битман / НО /. Б работе А.С.Ля-
шевского / 109 / для определения верхней границы первого типа те-
чения дается зависимость
а в работе / 41 / рекомендуется
(3.3)
(3.4)
Расчеты показывают, что применительно к условиям, имеющим место
при бешенном гранулировании, верхняя граница течения первого ти-
па соответствует скоростям истечения 6+10 вд/о. Второй тип течения
струи с зигзагообразной формой колебаний имеет место при больших
скоростях. С дальнейшим увеличением скорости сверх
Р с/ст& и ОГЗ /&
е 'Г
(3.5)
появляется третий тпп течения, при котором имеет место распад
струи форсуночного типа. Поскольку практически скорости истечения
из отверстий грануляторов в производствах азотных минеральных
удобрений не превышают 5-s6 гд/с второй и третий типы течения далее
рассматриваться не будут.
232
Течение струи первого типа, характеризующееся осевой сим-
метрией, слабым механическим взаимодействием с округляющей средой.
Изучение указанного типа течения струи было начато в прошлом ве-
ке Саваром, Плато, Релеем / 97,272 /. В работах Релея дан обзор
тлевшихся экопериментельных результатов и разработана теория рас-
пада струп. Расширение теории Релея с учетом действия сил вяз-
кости было выполнено в ЗО-х годах работой Вебера / 273 /, в кото-
рой были использованы результаты экспериментов Генлейна / 274 /.
Работы Генлейна открыли новую серию исследований, не прекращаю-
щихся до настоящего времени в связи с повышенным ростом практи-
ческой важности вопроса о распаде жидкой струи и все большей де-
тализацией требований, предъявляемых к этому процессу.
Основные положения теории Релея-Вебера сводятся к следующвхму
Отклонение поверхности струи от цилиндрической Форш радиуса
считается весьма малым (по сравнению с 2сг), так что можно пре-
небречь высшими степенями и произведениями как самого отклонения,
так и его производных по координате (расстояние от отверстия)
и углу. Тогда, разлагая отклонение (ZJ 2сг) в ряд Фурье по % и
рассматривая решения уравнения Навье-Стокса с учетом, уравнения
неразрывности и граничных условий, можно заключить, что отклоне-
ние (4 2гл) должно определяться зависимостью вица:
& А Р
zx г-er - (л zcr)B е амЛ f-cr (з.б)
Sg - длина волны,
fzi %сг)с - начальное возмущение,
f - время
j' - параметр, не зависящий от и 2“
Соответственно для нахождения } с весьма хорошим приближением
получается соотношение
233
-р2 -г -37' л2- 6 \ л2-
A-ip'ztr (3.7)
Представляет интерес лишь случай, когда правая часть > О и
одно значение > О (отрицательные, комплексные и мнимые зна-
чения соответствуют убывающим колебательным возмущениям).
Для маловязких жидкостей второй член в левой части можно опус-
тить. Наиболее быстро будут нарастать кслебения при значения
равном и соответствующем состоянью максимальной неустойчи-
вости струи. Нетрудно видеть, что для маловязких жидкостей это про-
изойдет при /\ - = 0,707 и соответственно
? - |/ „ (3.8)
Согласно определен!® Л для длины волны £g в состоянии
максимальной неустойчивости струи будет иметь место соотношение
. Приравниванием объема жидкости в участке струи длиной
6'сг .
ее объему в сферической капле диаметром Ci к находится:
с£ = £89аРт (3.9)
Определение длины нераспавшейся части струи производится на осно-
ве того, что в момент распада на капли Д%сг = %сг, т.е.
(лЪст)о£ = %сг (3.10)
Тогда, поскольку £cr=t/crZ, а колебания, налагаемые на струю у
сопла, распространяются со скоростью практически равной скорости
истечения, будет:
(3.10а)
Если взять 72 , из опытов Генлейна / 274 /, то можно найти
С л icr)o = = ^еоооо '
т.е. для обеспечения распада струи достаточно иметь совершенно
ничтожные возмущения резонансной частоты у ее начела. С другой
стороны из соотношения для длины нераспавшейся части струи видно,
что при изменении (л 7ст)о в десятки раз /ст изменяется лишь на
234
десятка процентов. При повышенной вязкости основные соотношения,
полученные Вебером / 273 /, имеют вид
/^3^’* ^r/г)'' (з.п)
Л =(2 + |/ 'У*
1 1 бР'Ъст J (3.12)
£t.3^(2^r
Учет взаимодействия с овружающигл воздухом, находящимся в состоя-
нии покоя, привел к зависимости
} - <З.И>
где £(Л)- Функция, характеризующая действие окружающего возду-
ха на поверхность струи.
Согласно расчетам К.Вебера / 273 / при скоростях струй до
5 м/с влияние газовой фазы на и /1 практически пренебрежимо
мало.
Б работах Мак Кормэка, Крейна и Берча / 275-277 / теоретичес-
ки и экспериментально изучался распад струй при наложении на них
поля вибраций с различными величинами амплитуд. Авторы нашли, что
если при малых амплитудах ^вибраций получается распад, соответству-
ющий теории Релея-Вебера, то при увеличении амплитуды колебаний
характер распада струи резко изменяется и она начинает распадаться
на отдельные диски с образованием значительного количества вторич-
ных мелких брызг. Проводя кроме экспериментов так же теоретическое
рассмотрение на базе теории Релея, улучшенной путем учета членов
второго порядка малости, авторы объясняют этот эффект образования
пучностей изменением скорости, которое создается изменениями дав-
ления при неложении достаточно мощных вибраций. Граница, до кото-
рой преобладает капиллярный механизм распада и практически не ска-
235
зывается эффект изменения скорости, была определена величиной
ускорения в 20£> .
Следует отметить, что в рассматриваемых работах применялись
довольно высокие частоты {СО } колебаний (от 600 до 5000 герц).
Ото позволило получить ускорения, значительно превышеющие 20^
(вплоть до 250^ ), поскольку усредненная по времени величина
последних определяется как
de ' г-
(3.15)
т.е. пропорциональна квадрату частоты. При интересующих нас час-
тотах в несколько сотен герц (обычно не более 700) получить сред-
ние ускорения существенно большие, чем 20$ технически довольно
трудно и мала опасность попадания в эту область при установке тех
или иных ви брационных устройств для грануляторов.
Явельский / 278 /.экспериментально изучая распад струи при
наложении вибраций, установил, что монодисперсные капли образовы-
вались в диапазоне отношений fa/cfer =3,2 + 10 при величинах ам-
плитуды ♦ 23 мкм. При Л Zcr > 25 мкм происходило образо-
вание сателлитов. Делая выводы по результатам проведенаой работы,
автор однако увеличивает fy/c/cT для нижней границы монодис-
персного распада с 3,2 до 4,5.
Вопрос о величине области изменения параметров процесса, в
которой монет быть получен монодисперсный распад, представляет
существенное практическое значение, поскольку этим должны опреде-
ляться условия, налагаемые на работу виброустройств в виброграну-
ляторах. В связи с изложенным для области, не слишком уделенной
от точки максимальной неустойчивости, рассмотрим подробнее как
должна меняться амплитуда колебаний при изменении скорости исте-
чения струи (или ее резонансной частоты) либо наоборот, в каких
диапазонах может меняться ее резонансная частота (или длина волны)
236
при данной амплитуде колебаний, чтобы распад струи происходил под
действием вынуждающих вибраций.
Для частоты вынуждающих колебаний, отличающейся от оптималь-
ной ( СО опт'} соответствующей ^frnQ-X, $ < $™<2Х и согласно (3.10)
для данной струи при одной и той же величине начальной амплитуды
'Z'o/jt ,т.е. распад произойдет под действием колебаний с частотой
СОопт. Если, однако, увеличить амплитуду вынуждающих колебаний так,
чтобы стело Z' Оопт has согласно (3.10) до значения
(л icr)o >(а гегКопт ехр(1- (з.од
Рп ах (А )аолт
то распад будет происходить под действием вынуждающих колебаний,
имеющих частоту ( СО ). Выразив и /«и через (3,7) и (3,8)
можно (3.10) представить как
= exP[i-(£U-(£J (з.17)
( Д Сс7)оопт '\опт f\airJ Сст)оопт
В равенстве (3.17) можно заменить через отношение
~ , которое для случая изменения скорости течения
£Оо/тт (IX^/OfiT Сбо/тт
струи при неизменной частоте вибраций превращается в ZZ ,а
для случая изменения СО при неизменной ~ &со/сОо^г
На рис. 3.4 представлена графическая зависимость от
(Л СетJoonT
Ю/С1опт соответствующая (3.17) при неизменной СО , Из графиков
(рис.3.4) вид нт, какой должна быть относительная амплитуда ( по
отношению к емплитуде, соответствующей или COOf7r ),что-
бы при изменении производительности гранулятора (прямо пропорцио-
нальной L0 ) распад струи происходил под действием заданной пос-
тоянной управляющей частоты, создаваемой вибратором, и длина вол-
ны (определяющая размер образуемых капель) оставалась неизменной.
Такая связь представляет несомненный практический интерес для оп-
ределения амплитуды колебаний ви братора, обеспечивающей получение
узкого гранулометрического состава продукта в заданных интервалах
Рис. 3.4 Относительная ангиитуда управляющих колебаний вибратора, необходимая для обеспечения
распада струи с постоянной длинной волны (грансостав продукта) прп различных скоростях
истечения из отверотий (производительность гранулятора): 1-Еп. 2<>/(22'o^n-S,9; 1!I-4,G.
237
238
изменения производительности агрегата.
Из рис. 3.4 и равенства (3.17) видно, что уменьшение М/Мопт
возможно лишь до величины 2”®’^ и должно сопровождаться резким
(& 2сг)о Ъст —
увеличением до значения tcrj^onr * Я™™60
уменьшение делает невозможным создание нарастающих колеба-
ний, т.к. становится комплексной величиной, что соответст-
вует убывающим колебаниям. Следует однако заметить, что представ-
ленная зависимость в области высоких амплитуд на рассматриваемом
рисунке носит условный характер, поскольку в этой области не вы-
держивается основная предпосылка линейной теории о несоизмеримос-
ти амплитуды колебаний и радиуса струи. Увеличение U/Иопт (так
же как и уменьшение этого отношения до 2"^»^) в пределе требует
(Л % ст)о Ъсг —
увеличения -—г—;— до i— . Последняя величина весьма
(А сст/оопт (л ЬС7}ОО/ГГ
велика (выше указывалось, что по опытам Генлейна она может быть
к.
оценена в 1,6x10 ), в результате чего практическая реализация та-
кой амплитуды для грануляторов малореальна, с другой стороны тео-
рия Релая-Вебера здесь ввиду столь больших амплитуд оказывается
неприменимой. Как ранее отмечалось проведенные экспериментальные
исследования показали, что при увеличении амплитуда наступает ка-
чественное изменение механизма и картины распада, характеризующее
верхнюю границу режима капиллярного виброраспада струи.
Когда имеется ввиду режим монодисперсного распада струи на
капли, то в качестве верхней границы следует так же учитывать воз-
можность влияния гармоник основной частоты преобразователя, кото-
рые могут вызвать образование капелек меньиих размеров. В связи
с этим в работе / 279 / верхний предел отношения Pg/cfer опреде-
ляется величиной Зё/cfcT^j^ одновременно нижний предел определя-
ется в указанной работе величиной fa/cfa =3,5.
Если сверить полученные результаты по нижней границе монодис-
персного распада на капли с экспериментальным результатом Явель-
239
ского / 278 /, а также с только что указанной величиной
3,5 работы Шнайдера и Хендрикса, то они оказываются в хорошем со-
гласии. Зафиксированная в указанных экспериментах л вельского ве-
личина нижнего предела равна tg/cfc? =3,2. Теоретическое значение
для
т.е.
соответствующее оптимуму ( ^- З^гд-), равно 4,51,
tg _ ,3,2 о , ,
Рволг ~*7$1=0,71. Соответственно величина Ct/Cfcr =3,5 дает
Zgonr =°>776* Согласно же графику рис. 3.4 предельное значение
^g/7gOnr} учитывая , что при неизменной частоте ,дол-
Ccvnr CgonT
ясно быть равно 2"0,5 _ 0,797. Получающееся небольшое превышение
теоретической величины над экспериментальными может характеризо-
вать то обстоятельство, что для обеспечения виброраспада при
fa/£gcnr требуется создание колебаний с громадными относи-
тельными амплитудами, которые были недосягаемы при проведении эк-
спериментов.
Представленное рассмотрение относится к маловязким жидкостям.
При повышенных вязкостях изучение вопроса о минимальной величине
частоты колебаний, вызывающих виброраспад струи, получалось в ра-
боте Виссема и Дэвиса / 280 / в диапазоне вязкостей 70*1400 спз
на смесях воды с глицерином. Ввиду того, что для рассматриваемых
нами условий такие вязкости не являются характерными мы здесь
подробнее указннной работы касаться не будем.
Дальнейшие разработки вопроса о распаде струй были направле-
ны из белее детальное изучение этого процесса с учетом его нели-
нейности. В работе Юэна / 281 / было выполнено теоретическое рас-
смотрение нелинейной задачи о распеде струи путем представления
деформации поверхности разложением по амплитуде и решения до чле-
нов третьего порядка. Результаты позволяют заключить, что процесс
роста деформаций определяется нелинейными эффектами. Анализ пока-
зал, что за счет передачи энергии от основных и низших гармоник к
240
гармоникам высшего порядка монодисперсннй распад возможен только
при волновом числе равном или большем, чем соответствующее точке
максимальной неустойчивости. Расчеты по найденным решениям позво-
лили получить профили струи для различных условий. На рис. 3.5
приведены для иллюстрации результаты одного из расчетов. Как вид-
но помимо основного максимума имеется еще один, меньший, характери
зующий последующее образование перемычки и вторичной капли. Каче-
ственно аналогичная картина полз^чена в работе м.П.Марковой и В.Я.
Шкадова / 282 /, в которой было выполнено решение задачи путем
разложений в ряд с последующим численным интегрированием нелиней-
ных уравнений для коэффициентов.
Ратлендом и Джеймсом / 283 / проведены были эксперименты по
распаду вертикальной отруи воды на капли при подаче вибраций, ам-
плитуда которых поддерживалась такой, чтобы каждый раз обеспечи-
валась длина струи до начала видимого образования равная 20 см.
Расчеты корж струи, размеров основных капель и сателлитов с по-
мощью зависимостей / 281 / оказались в хорошем согласии с резуль-
татами эксперимента. Для длинных волн возбуждения общий объем са-
теллитов получался больше, чем главных капель, тогда как при умень
птении длины волн (волновое число 23Гтеория и эксперимент
сё
показали, обратную картину. Авторы считают, что можно обеспечить
получение однородноразмерных капель поддерживая величину 2Л
в диапазоне 0,35+ 0,5, когда размеры основных капель и сателлитов
примерно равны.
Геаде и Юэн / 284 /,проведя экспериментальное изучение рас-
пада струи при наложении поля вибраций, заключают, что нелинейные
эффекты сказываются в отклонении формы поверхности струи от сину-
соидальной. Увеличенные детальные фотоснимки позволили авторам
установить, что за счет капиллярных сил давление в жидкости значи-
тельно изменяется и картина его распределения соответствует пред-
241
Ряс. 3.5 Лрофиль волны при распаде струи по расчетам ^233]
I- Л =0,2; 2-0,4; 3-0,8; [^—^=0,01]
242
ставленной на рис. 3.6. Полученные результаты указывают на то,что
источником образования спутников являются перемычки метку основ-
ными каплями. В то не время разорвавшаяся на дальнем по ходу жид-
кости конце перемычка,приобретая при этом обратный импульс, может
слиться с предыдущей каплей и увеличить ее размер.
Б.Г.Холин / 285 / исследовал распад струи на капли при исте-
чении ее из отверстий диаметрами 0,5+1,2 мм, напоры жидкости были
0,08+1,2 м, частоты 80+1200 гц, в качестве рабочих жидкостей при-
менялись вода и расплав аммиачной селитры.
Автор установил, что при мощности электродинамического мем-
бранного излучателя порядка 50 вт на квадратный метр перфорирован-
ной поверхности происходило образование перетяжек на струе, сужа-
ющихся при сохранении симметрии. В местах перетяжек происходило
образование спутников, размер которых увеличивался с увеличением
длины возмущений. При увеличении мощности излучателя до 360 вт на
квадратный метр перфорированной поверхности перетяжки становились
асимметричными и капли в момент распада имели грушевидную форму,
обращенную острым концом к отверстию истечения. При регулярных
колебаниях мембраны распад струи на капли происходил в этом слу-
чае без спутников.
Автор приел к заключению, что, меняя закон периодического
изменения давления перед отверстием истечения, можно усилить или
уменьшить грушевидность и таким образом управлять процессом кап-
леобразования. В работе / 30 / Б.Г.Холин дает практическую реко-
мендацию - для обеспечения грушевидной формы капель и монодиспер-
сного распада поддерживать величину ускорения центра пластины виб-
ратора в пределах 1+20, что находится в согласии с вышеприве-
денными результатами работ / 275-277 /.
О.А.Кремневым и Ю.С.Кравченко /286 / рассмотрена волновая
поверхность струи синусоидального профиля без ограничения ма -
243
Рис. 3.S Увеличенное с:се:.1атичес:-:ое изображение реально
яаблкщавшегося /284/ расиста струп и распре-
деление давления црп эта.':
Рст - давление цзлдвдрпче so2 струе-
p., - давление в капле
244
лостыо величины амплитуды. Из условия минимальности потенциальной
энергии деформированной поверхности получено, что минимальная дли-
на волны возмущений, при которой начинается самопроизвольное на-
растание амплитуды, приводящее к распаду струи, может быть пред-
ставлена как
п 2-лгсг
(g min =-------Г“— „ .—- (3,18)
У , У Г (А СС7)О 7а 4 ’ '
7 L J
Длина волны (fair .имеющей наибольшую скорость роста, получена
„ (л ZcfJo
в виде аналогичной зависимости от —% .которая мокет бить
интерпретирована как £вст- =1,435 £етп.
Таким образом Рвмг и £gmn. оказываются функциями амплитуда
и о нарастанием последней уменьшается. На этой основе евторы пред-
лагай объяснение образования спутников как той части объема ис-
ходной жидкости, которая является разницей между начальным объе-
мом, соответствующим длине волны, равной 1,435 2Л. <^с , и конеч-
ным объемом, соответствующим меньшей длине волны. При этом пос -
кольку последняя в пределе имеет значение, равное 0,8-1,435-2-^^,
то размеры спутников не должны превышать объем цилиндра длиною
л £= /,^35(/-O,8)2J^^cr
В последующей работе О.А.Кремнев и Ю.С.Кравченко / 287 /,ис-
хода из предположения о том, что в момент распада длина волны
тлеет среднее значение (между соответствующими —— =0 и
=1) - 0,924-1,435*2 Jeter , определяют ориентировоч-
ные размеры спутников как
dсп ^/6 ter (3,19)
и основных капель как
б/r '*’3,67"£ст (3.20)
Результаты экспериментов авторов, приведенные в статье, хорошо
согласуются с найденными значениями den и сб ,
245
На распад струи существенное влияние оказывает характер об-
работки рабочего отверстия, через которое происходит истечение
жидкости, что показано в работе Б.А.Клоповского / 288 /.
3.1.2, Распределение дисперсной фазы грануляторами
3.1.2.1. Детерминированное движение гранул
Образованные в результате распада струй гранулы (капли) далее
двигаются в газовой фазе под действием сил инерции и тяжести. Дви-
нелле гранул как тяжелых материальных точек в равномерно сопротив-
ляющейся сплошной среде описывается системой уравнений
Z7Z. = (-7Г & ) 1
dZ* ( 2 ’ А ( (3.21)
где X и У - абсцисса и ордината, отсчитываемая сверху вниз.
Классическое решение этой системы содержится в работе Н.Вну-
ковского / 289 / для двух случаев. I. Движение происходит с ма-
лыми скоростями и само тело мало (чисто вязкостное обтекание (Х’е<
1-»2), коэффициент при этом обратно пропорционален скорости.
2. Движение происходит с большими скоростями (500<^f <1,5-10+®),
коэффициент (и перестает зависеть от скорости обтекания и мо-
жет быть принят постоянным.
Для первого случая получены аналитические зависимости в виде
. -аг-.
UfdSinEofi-e ) (з.22)
V = (aCoi£o+'o?)(1-e J сз.гз)
где: Ро - угол вылета частицы, отсчитываемый от вертикали;
„ п
индекс 0 соответствует начальным условиям; и. =
Для второго случая решение содержит интегралы, чиоленные зна-
чения которых сведены в таблицы, не охватывающие области, соответ-
246
ствующей скоростям и массам тел, существенно менвшим, чем в за-
дачах баллистики и имеющим место в интересующих нас условиях.
Случай, когда действует промежуточный закон сопротивления,
автором не рассмотрен.
В работе Лепила и Шеперда / 290 /, результаты которой исполь-
зуются в целом ряде других работ, на основе исходной системы диф-
ференциальных уравнений, аналогичной системе (3.21) показано, что
для ламинарного режима обтекания задача о движении частицы, бро-
шенной под углом к горизонту, может решаться независимо по каздой
из двух осей. Аналогичные решения / 290 / устанавливают связь меж-
ду некоторыми параметрами в отдельных случаях одномерной задачи.
Для общего решения задачи о вертикальном падении частицы рекомен-
дуется процедура расчетов по участкам. Решение задачи о падении
тела, брошенного под углом к горизонту, данное в работе / 290 /,
является менее полным, чем решение Н. Внуковского / 289 /.
С целью получения аналитических и графических зависимостей
для прямого расчета падения гранул при постоянном (500<^< 1,5-10®)
и переменном (2<Л«г^:500) коэффициентах сопротивления проведем
/ 291,292/ соответствующие решения исходной системы уравнений
(3.21).
Определим при помощи соотношения вида (2.15), в кото-
ром для области постоянного Л- =0 и 0,44 для пере -
ходной области Л =0,5 и /л = 12 -s- 13 , соответственно для
случая вязкостного обтекания будет /ь =1.
Приведем систему (3.21) к общему безразмерному виду. Для это-
го введем безразмерные переменные, примененные при представлении
(2.33) в виде (2.33а), но вместо % используем и
В результате получим
247
(3.24)
Ci is ™ . vPv,--v‘
Из системы (3.24) может быть получено соотношение
л/А, -И-= & а 14 U (3.25)
Для случая Л =1, система (3.24) упрощается до вида
= 1 && vaL 1 (3.26)
ту _ у / откуда vy - / J
14 = Vi» (3.27)
]/у= /- (1- Vyo)ejcp (- &) (3.28)
и соответственно и У оказываются равными (3.22) и (3.23).
Здесь, как и ранее, второй индекс 0 указывает на значение парамет-
ра в сечении -27 =0.
Для других случаев обтекания тел точной аналитическое решение
системы (3.24) выполнить не удается, однако, в отличие от задач
баллистики, требующих высокой точности решения, применительно к
интересующим вопросам вполне приемлемы и приближенные решения ее.
В первом приближении для условий, имеющих место в грануляци-
онных башнях, решение системы (3.24) можно выполнить, считая вто-
рые сомножители во вторых членах левой части уравнений системы как
некоторые усредненные величины, не зависящие от & ,чтс тем точ-
нее соблюдается, чем больше W по сравнению W , ближе к
единице Уу/ "Ух и меньше . Если обозначить ZU * Vy J Вг
то будем иметь
Vi- ejcp(-£>*&)
(3.29)
24!
] (3.30)
X=^v(i-ea^) (3-3D
лг fiV 1~By\B, ~£'& ,
Y=B^ —R1— f <? - z> (3.32)
v У~л~
Поскольку в переходной области обтекания =0,25-sO,2 при со-
блюдении остальных предпосылок можно воспользоваться соотношения-
ми (3.29) - (3.32). При соблюдении по крайней мере только предпо-
сылки о малости Vx по сравнению с Vy для переходной области
( А =0,5) решением исходной системы уравнений получаем следующие
зависимости:
СЗ.ЗЗ)
Z /Г '
х _ 2 г V^cfV^ (3.34)
ъ-лог^ (1 -y',s)у**
Разлагая подинтегральную функцию в ряд до члена седьмой оте-
пени включительно и корректируя последний член о учетом остаточ-
ной суммы, можно при V В? 0,9 записать:
.7? •й
7^9 <3-35’
т
а при V > 0,9
2
(з.зб)
Соответственно для предельного значения V~” I получим
l3'3”
Для получения точных данных по значениям отдельных парамет-
ров, соответствующих полной системе (3.24), были проведены расчеты
249
на машине дм случаев =0,44 и =18,5 Re “О-6. Аналити-
ческие расчеты по соотношениям (3.35), (3.36) проводили, исполь-
зуя значения коэффициента к» получающиеся с учетом одинаковости
скорости витания, согласно зависимостям =t*Re~®'^ к =
18,5.е-°.6, т.е.
Расчеты по аналитическим зависимостям (3.35) и (3.36) приво-
дят к результатам, которые находятся в хорошем (в пределах я пинт
процентов) соответствии с расчетами, выполненными на ЭЦВМ / 291 /.
Для области постоянного коэффициента лобового сопротивления
(турбулентное обтекание с ламинарным пограничным слоем) Л=0 воз-
можно решение системы (3.24) с весьма хорошим приближением / 292 /
путем применения следующего приема.
т г
Вынесем из скобок |/_с в первом уравнении систем! (3.24)
и И* во втором уравнении. В первом уравнении систем! (3.24)
отношение Vy/Vi: определим через второе уравнение, в котором
правая часть берется как для случая Последнее будет
тем точнее отражать действительность, чем меньше отношение
и наоборот, отклонение будет возрастать с ростом этого отношения.
С другой стороны, в первом уравнении системы (3.24) используется
отношение U/K , которое тем меньше, чем выше отношение
Таким образом, хотя с ростом величины V4/I4- определение ее
вышеуказанным приближенным способом и будет приводить к увеличе-
нию расхождения полученных значений ТА/Ру с действительными,
однако, при этом роль первого слагаемого в скобках первого урав-
нения системы (3.24) будет быстро падать. Наоборот, когда в пос-
леднем увеличивается PJ'/l'i и роль этого слагаемого возрастает,
тогда Vx/V* падает
возрастает. Применяя указанный прием, выразим offi через cTVy из
второго уравнения (3.24) для (Vx/py? / и подставим это вы-
и точность определения этого отношения такке
250
ранение в правую часть соотношения (3.25). Решая получающееся
уравнение относительно (V*/Vx) и подставляя решение в первое
уравнение систем (3.24), навдем для углов с вертикально направ-
ленной ВНИЗ ОСЬЮ <?о
тг
(3'38)
ДЛЯ
1Z Ухо 7
= '&w) (3’39)
где обозначено = OyzcSin (7 ) /iL
Расчет по соотношению (3.39) монет проводиться до момента,
когда станет W =0. При необходимости дальнейшего расчета точка,
соответствующая =0 принимается за начальную и от нее выполня-
ется расчет по уравнению (3.38), соответствующему <f<> & f . Ана-
логичная методика расчетов для случая <£ > применяется при
отыскании других параметров движения частицы по соотношениям, да-
ваемым нике.
Дальнейшим интегрированием находим ( при Jl =0; =0)
для *£> <
X 13
У 7 Vo
где обозначено . , ГТ^17~~
При U > I в уравнении (3.40) множитель перед Q/tcip и
оказываются величинами мнишми. Тогда, учитывая соотношение меж-
ду Ол.сРд Е "ёп. в комплексной области, получим
у Vjtg р j- t/Kv &ХР&I /Ку
Л / i+‘-lKv е^Рв-i/K*
(3.41)
Для £с >
251
X = ^g— £л [Ь V,)]; U#
V <+ Vf (3.42)
Подставляя (3.38) и (3.39) в уравнение (3.25) и решая, получим
для <5> 1С
Vy'' ^S^p7lv«>
Для <?/> S.
= + i + уог &n(&+&w) (3.44)
Из последнего соотношения определится момент времени, когда ста-
нет Уу =о»
3=алсСм / _
после чего, как ухе указывалось выше, расчет следует проводить по
уравнениям для с?0 . Аналогично _Х для У будет.
при % я V<i
Y=
У 1-yo2 d Ку&р&+Ку У
При Уо> I, т.е. когда начальная скорость больше скорости вита-
ния
у= ^[^-t-Kyexp&+enp-e)]-2.^^^^iX!X. ехр^И^у,/Л(з.47)
Для <5О >
252
В вышеприведенных соотношениях V» берется по абсолютной
величине, тогда как и V*» берутся с соответствующими зна-
ками.
Как показало сопоставление с расчетами, выполненными на ЭЦВМ
по системе (3.24), полученные выше зависимости для определения ос-
новных параметров движения гранул (тел) дают максимальную погреш-
ность не более +10% во всем диапазоне начальных условий движения,
происходящего при постоянной величине коэффициента лобового соп-
ротивления.
Другое приближенное решение / 290 / исходной системы (3.24)
уравнений, проведенное для этой области обтекания гранул, в пред-
положении дает несколько более узкие по области при-
менимости, но в то же время и более простыв соотношения
Ъбс. _ 2_______(3 4g)
££» //U ехр2р+р^
V _ ЛЛехрЗЗ -/ (3.50)
К? ехр2&+1
= -----[a^cio(f<rexpS)-cptc^Kv] (з,51)
У= (У+М)ехр2&+(р-\рс)]-(/ +v/y)ff- (3.52)
Предельное значение горизонтального вылета
------------------------, QM:tg 22 (3.53)
Для иллюстрации на рис. 3.7 приведены некоторые результаты
расчетов по траекториям и скоростям движения гранул.
Более подробное рассмотрение показнвает однако, что исходная
система уравнений (3.21) и вышенайденные зависимости еще не пол-
ностью определяют движение отдельных гранул при башенном гранули-
ровании.
253
Рис. 3.7 Траектории и скорости движения гранул дпаиетроц
I и 2 -6?г=2-'ш; 3 и 4 - д^=1ги при начальных:
угле ёо = 20° и скоростях I п 3 - (Z£+az)0 =5l.i/c;
2 111-3 гл/с.
254
3.1.2.2. Стохастическая составляющая движения (рассеяние)
гранул и спутное течение сплошной среда
Понимая под "гранулой" элемент диспергированной фазы (гранула
твердого пли жидкого в газе , присоединенная масса при движении пу-
зыря газа в жидкости, капля одной несмешивающейся жидкости в дру-
гой) отметим, что имеющие место в большинстве случаев размеры и
скорости движения ее соответствуют величинам числа Рейнольдса по-
рядка сотен, десятков. Ионно полагать, что неустойчивый характер
обтекания гранулы в таких условиях (см. рис.2.2) приведет к слу-
чайным поперечным смешениям ее по отношению к осредненной ("основ-
ной") траектории. Соответственно этому, а также согласно методоло-
гии системного анализа / 12 /, тогда необходимо будет различать
стохастическую и детерминированную составляющие траектории движе-
ния гранул, т.е. при стохастическом движении отдельной гранулы ос-
редненная траектория последовательного движения ряда гранул от оди-
ночного источника статистически детерминирована (всплывание пузы-
рей в покоящейся жидкости вертикально, двииение бросаемых под уг-
лом к горизонту гранул соответствует решению уравнений классичес-
кой механики для движения тяжелой точки в сопротивляющейся среде
под действием силы тяжести).
Обращая внимание на сплошную среду, в которой происходит дви-
жение гранул, отмечаем, что последнее должно вызывать некоторое
осредненное по времени спутное течение. Факт наличия последнего
следует из отмеченного в разделе 2.2. мощного выравнивания поля
температур в объеме жидкости после того, как начинал работать
всего одиночный барботер.
Рассмотрим / 293,294 / изменение количества движения сплошной
среды и действующие на нее силы. Исходной при дальнейшем рассмот-
рении считаем систему с тяжелой диспергированной и газовой сплош-
ной фазами (рис. 3.8). Для большей ясности будем полагать гранулы
монодисперсныии, поскольку введение кривой распределения по раз-
255
Рис. 3.8 Элементарны:; ракел рассеяния гранул от
одиночного отверстия гранулятора.
256
мерам, ев внося принципиально новых элементов в нижеприводимые
связи, сделало бы их существенно более сложными и менее обозримыми.
В то же время сегодня в ряде важных практических случаев имеет
место грансостав, близкий к монодисперсному, например при гранули-
ровании минеральных удобрений с помощью различных конструкций мо-
нодисперсных виброгрануляторов.
Учитывая упомянутый выше случайный характер поперечных к де-
терминированной траектории движения смещений гранул положим ( по
аналогии с падением шаров в отверстие статистического ящика, при-
меняемого для иллюстрации, получения кривой Гаусса, или как для
однородного Марковского процесса), что количество гранул, проходя-
щих в единицу времени через элемент Rs с/Ра зоны рассеяния,
описывается законом распределения (рис.3.8)
ejiP(-26г)Рзо/Ра (3.54)
ИЛИ р
^ = /- &Х-р(-26^) (3.55)
Составим уравнение импульсов для слоя dP= Пс/Rc
между сечениями, отстоящими на расстоянии dp .учитывая при этом,
что движение в нем сплошной среды создается за счет действия cfN
гранул: _ &
dlp'(Pd)iPsftadJtRcdRc]-~^r Rsc/Ra (3.56)
а при установившемся движении гранул с постоянной скоростью (ви-
тание под действием силы тяжести) £ V%p"* 2(4-tf)(X'-x') VdNi
-fa
1 0/)
Для рассматриваемых условий малых содержаний диспергированной фа-
зы пренебрежем погрешностью, возникающей при сокращении на (I- V)
257
левой и правой частей (3.57) г
d(W2 е 26?(R_ I2 (3.58)
' с / 2 УС 6? р" 'ГЬ'
Для широкого круга случаев, охватывающего турбулентные и ла-
минарные струи и следи / 295,296 / профили скоростей в поперечных
сечениях афиннн друг другу, будем считать Vci/lRc) , причем
вообще говоря = г^с(Х)
Очевидно Ic. = Гс(?) и Га =Гд(?) . Тогда (3.58) модно пред-
ставить как рд
26?
I rs\zd[K^(x)^(i)]. е
1&/ ОХ р3(рс.)[У+г^(Х)У(Рс)]~2Л5,2р‘'' (3-59)
= const =С
™ /,(Х) г
V(2,Rc;Z>) с (Э.бЭэ)
Поскольку (3.59а) возможно лишь 1
случае //(?) = Сс и V(X;Рс,/?а)=Сг. Так как в функции V(R;Rc;Ra)
присутствует J(Rc)tO , то последнее равенство обеспечивается лишь
при условии 1<P(X)=ccin4t-ivc , т.е. при независимости от
продольной координаты X . Тогда: г
U£/(Re)J
Поскольку при R =0 , то w) или
- fR?
= 7/V 26? п / (з. 60)
е
Соответственно
Ci
Учитывая, что Ci~C'Cz и отсчитывая от точки, для ко-
торой /с (О) = в результате получим:
258
— !со +
2хе,гкг (v+ иге)
(3.61)
Границы факела гранул и факела сплошной фазы являются услоз-
ними понятиями, аналогично границам пограничных слоев, соответст-
венно можно их определять наступлением Т.% значений рассматривае-
мых величин. Для - это означает, что за пределами границы
остается 1% движущихся гранул и согласно (3.55) =0,33 опре-
делим наступлением момента =0,01 1*6 . Согласно (3.60) в пер-
вом приближении считен а * найдем /£ /Гг =1,416=/г”
т.е. /й - Гм = (G*-П>г) соотношение (3.61) при этом будет
(3.61а)
Возможен случай Vr = когда дисперсная фаза - газ (бар-
ботаж при WI). Считая последний идеальным, получим:
Гс - Гс° г^(^г^) Яб?" Х'/'т ы-р^-хъ ( ,61б)
соответственно при (3.616) переходит в (3.61а), да-
ющее зависимость ширины факела рассеяния пузырей от высоты по
корню квадратному, что было экспериментально отмечено в разделе
2.2.
Расход сплошной фазы, увлекаемой движущимися гранулами, най-
дем как
V= <3.62)
о о
RcdRc
Средняя скорость сплошной фазы в факеле будет
W= [(P^^<^edRQ (3.63)
^,с С с
259
Объемная доля диспергированной фазы
, Ра
U> ЛУ V, 26,- 26,-
4~&(VW)~2X6rytfW}
A
e (3.64)
где обозначено т г
Ц) _________VI__________
2JC б,-(тм«г)гв-
Весьма часто полученные соотношения могут использоваться в
упрощенной форме, поскольку при этом ‘К V и допустимо псло-
нить ® I, тогда лг
(/-b ™ — Кс-
г^ыег1‘ (з.боа)
z</= 0,216 Ы (3.63а)
Л z'C 2ffV,(i-K7nU v (3.62а)
Ч = yQ (3.64а)
В излагаемой системе представлений рассмотрение движения тал
с переменной относительной скоростью практически интересно, когда
сплошная фаза-газ и расстояния, на которых достигается установив-
шееся движение с постоянной скоростью, достаточно велики по срав-
нению с размерами тел и радиусом зоны их рассеяния (например при
башенном гранулировании). Соответственно считаем, что распределе-
ние скоростей сплошной среды в поперечном сечении остается таким
же, как и при установившемся движении полагаем, кроме того I,
У» иг, и £ ^con-it. в результате, аналогично уста-
<л
новившемуся движению, получим для зависимость (3.60а), а
для /с/ и соответственно
V"= (з.бб)
260
_eL
I/1-Iff Q^6'-________---------j----- Q 2e‘
i 'To — j/7 2T r2
У°° SJ Vc/:( (3,67)
При ( Cco Wco) (fc 2^/с)г
„г -#1
Л2 ----- p Z6'1 (3 g7a)
^~3£,zyW? ( ’
Фигурирующая в полученных соотношениях величина явля-
ется характеристикой взаимодействия между гранулами и сплошной
средой. С другой стороны, последнее проявляется в виде следов за
гранулами. Как известно / 295,296/ скорость сплошной среда в сле-
де за телом является функцией скорости движения .( V ) и размера
( 2г ) его. При движении не одной гранулы, a Ni гранул в еди-
ницу времени движение сплошной среды будет прямо зависеть от М
В итоге из соображений размерности не трудно прийти к зависимос-
ти вида ~ /Й4 V; 1<£=Aw'(Ni VZi. Связь {Ivc /~£ ) или
( 2^5 ) с параметрами процесса, приводящую к зависимости для
определения 1</с вида ™^/Vi можно получить также пу-
тем представления количества движения сплошной среды как суммар-
ной (интегральной) величины, создаваемой следами за проходящими
гранулами.
С целью получения конкретной зависимости для были про-
ведены эксперименты / 297 /.
Первая часть экспериментальной работы проводилась на установ-
ке, на которой исследовалось падение капель, образовавшихся при
распаде струи жидкости, вторая часть - на установке, на которой
исследовалось падение полых пластмассовых шариков ("пинг-понг").
Для получения монодисперсного гранулометрического состава
капель нами был использован принцип наложения вибраций на жидкую
фазу. Вибрации требуемой частоты (которая в наших экспериментах
менялась в диапазоне от 200 до 800 Гц) создавались звуковым гене-
261
ратором I (рис.3.9). Колебания усиливались усилителем 2 (ТУ-100).
С последнего по волноводу 4 колебания передавались на пластину,
расположенную в грануляторе 5, которая передавала их через год-
кость вытекающей из него струе. Для наблюдения за распадом струи
и фотосъемки с целью определения размера капель использовались
строботахометр 7 (СТ-5) и фотоаппарат II. Рабочая жидкость, в ка-
честве которой использовалась вода (температура +20°С), поступала
в гранулятор из напорной емкости в.Поотоянство напора столба жид-
кости обеспечивалось переливом. Соответствующим напорным столбом
создавалась начальная скорость движения, равная скорости витания
капель данного размера. Диаметр капель менялся от 1,41 до 2,9 мм.
Обработка фотоснимков показала, что наложение вибраций на распа-
дающую струю обеспечило получение капель, размера которых отлича-
лись ке более,чем на +5Й. Образовавшиеся капли падали в колонну
9, в которой на разных расстояниях ( X = 3,5; 5,3 и 7,1 м) от раз-
брызгивателя замерялся факел разброса капель. Замеры последнего
проводились с помощью мерных цилиндров 10, поставленных вплотную
друг к другу. По распределению жидкости, собравшейся в цилиндрах
10, определялся центр факела. По количеству жидкости на различных
расстояниях от центра факела определялось соотношение У/14. Со-
гласно закону (3.55) можно записать для объемного расхода диспер-
гированной фазы
(з-б8)
Vf
Радиус факела разброса капель находился далее по соот-
ношению
Г>
По (3.69) были обработаны экспериментальные данные, показн-
вающие изменение радиуса факела рассеяния капель с изменением ьы-
262
Рио. 3.9 Схема экспериментально:! установки для
изучения рассеяния падающих иоаодпс-
перспы:-: капель.
263
соты падения как при установившемся, так и при кеустановинпемся
движении.
Используя полученные экспериментальные данные, а также вы-
ражение (3.61) для установившагося движения, и выражение (3.65),
в котором V определялось по соотношению (3.50) для неустано-
вившегося движения, определили значения величины kw .Результа-
ты вычислений представлены на рис.3.10. Как следует из рис.3.10
с изменением параметров процесса явного изменения величины к-иг
ке отмечалось, а ее усредненное значение получилось равным — 0,73.
При этом выражение для т^с может быть представлено в следующем
виде
КУс = 0,73 hi, Ъ. 0,63 / V y'v' (3.70)
Вторая часть экспериментальной работы проводилась в услови-
ях, сильно отличающихся от условий первой части работы. В качест-
ве рабочих тел были взяты, как уже указывалось, полые пластмассо-
вые шарики диаметром 37,5 мм, более чем:, на порядок превосходившим
диаметр капель, создававшихся при проведении первой части экспери-
мента. Установка,состояла из вертикальной трубы, в которой шарики
разгонялись до скорости витания и сбрасывались с разных высот в
ящик, засыпанный порошкообразным мелом. Шарики, падавшие в ящик,
оставляли на поверхности порапкообразного мела следы, по которым
определяли радиус факела рассеяния. Изменяя положение трубы отно-
сительно ящика, т.е. величину ( >? ), определяли радиус разброса
на различных высотах.
На рис. 3.II отдельными точками представлены эксперименталь-
ные значения Ла , а сплошной линией - рассчитанные о использова-
нием формулы (3.61а) при коэффициенте А^.=0,73. Учитывая значи-
тельное различие начальных условий в обоих экспериментах, получен-
ное соответствие с расчетом можно признать удовлетворительным.
a-
Q8 . .
-v—p--------------------*-------
0.6.
nd . . . ._______________.___.
1.4 1.6 1.8 2.0 82 2.4 25 2.8
Pho. 3.10 Экс перин тталыше ’значения комплекса /г^прп изменении значения И/И'Уге .
265
Рис. З.П Сопоставление расчетных значении радиуса рас-
сеяная (сплошная линия) с экспериментальными
(зачерненные точки) для падаидш: пластмассо-
вых оарпков "плит-тонг" Zs = 18,75 мы;
1/^ =2,8 iVc.
266
Пользуясь кайленной таким образом величиной можно по по-
лученным выше соотношениям определить искомые параметры процесса.
Если подставить в (3.60а) и (3.65) из (3.70), пренебре-
гая Тл/с по сравнению с V , то нетрудно увидеть, что не за-
висит от Nt , т.е. Л) является характеристикой движения каж-
дой гранулы.
Воспользовавшись соотношениями (3.63а) и (3.70) для условий,
обычно имеющих место при башенном гранулировании, найдем, что объем
газовой фазы, увлекаемый гранулами на три порядка и более, превы-
шает объем диспергированной фазы, исходящей из данного одиночного
источника. Столь сильное увлекающее действие требует учета его
при рассмотрении движения сплошной среды. Это может быть весьма
существенный для процессов переноса в сплошной фазе при башенном
гранулировании (и других сходных случаях), однако до настоящего
времани учет такого воздействия диспергированной фазы отсутствовал.
Рассмотрим вопрос о внешних ограничениях,налагаемых на умень-
шение расстояния между смежными отверстиями разбрызгивателей (гра-_
нуляторов). Поскольку основной задачей разбрызгивателя является
диспергирование жидкой фазы до определенного уровня размеров гра-
нул, то обратное слияние последних нежелательно. В то же время на
основании изложенного ясно, что рассеяние гранул (капель), образу-
ющихся от смежных струй, может привести к обратному слиянию их
даже когда расстояние между осями отверстий больше диаметра гранул
который согласно (3.9) примерно вдвое превышает диаметр струи.
Общее строгое решение задачи о слиянии капель от смежных
струй может бнть выполнено путем вероятностного рассмотрения нало-
жения их факела рассеяния. В качестве первого приближения примем,
что предельно допустимая степень слияния капель соответствует мо-
менту соприкосновения факелов рассеяния двух смежных струй, т.е.
когда расстояние между детерминированными траекториями равно 2/J
267
Поскольку вероятность нахождения капель за границей факела рассе-
яния составляет 0,01, то при расстояниях > 2 Лз вероятность
столкновения и слияния капель будет практически пренебрежимо ма-
лой. При гранулировании расплавов (например в производствах мине-
ральных удобрений), сопровождающемся охлаждением и затвердеванием,
их обратное слияние возможно лишь до затвердевания поверхности.
Расстояния, преходимые каплей до этого момента, обычно невелики
и составляют / 298 / единицы метров. Расчеты с использованием
(3.65) и результатов работ / 292 / и / 298 / показывают, что при
имеющих место на практике радиусах кривизны днища гранулятора
0,5 - 1,5 м минимально допустимым расстоянием (шагом) между отвер-
стиями оказывается величина порядка 6-7 мм, тогда как максималь-
ные диаметры гранул составляют 3-4 мм.
Наличие зависимостей, описывающих детерминированные и ста-
тистические характеристики движения гранул позволяет получить все
необходимые данные о распределении их по орошаемой площади.
С помощью указанных зависимостей, полученных выше, были про-
ведены / 299 / обсчеты экспериментельных денных, снятых на опыт-
ной установке. Последняя состояла из колонны сечением 3000x500 мм
и высотою 12 м, плавителя твердой аммиачной селитры, из которого
расплав поступал на диспергирование со скоростью 3,6 и 4,5 ь/с
через ряд отверстий диаметром 0,7+0,8 мм, расположенных по одной
образующей. Разбрызгиватель имел поворотное устройство, позволяю-
щее изменять начальный угол выхода плава. Капли плава по мере их
падения в колонне кристаллизовались, образуя гранулы диаметром
1<2,5 мм. В нижней части размещалась решетка кипящего слоя. Под
решетку подавался вентилятором воздух, который далее поднимался
по колонне со скоростью около I м/с. Пал кипящим слоем распола-
гался набор пробоотборников сечением 100x100 мм каждый, с помощью
которых замерялось распределение гранул по сечению колонны. Соби-
268
равшиеся в пробоотборниках гранулы рассеивались по фракциям с ин-
тервалом 0,5 мм.
Экспериментальные значения горизонтального вылета гранул бы-
ли найдены по полигонам распределения относительной частости по-
падания гранул (определенного гренсостава) каждой данной фракции
в зависимости от расстояния (по горизонтали) до осп разбрнзгива-
теля. За дальность горизонтального вылета гранул принималось зна-
чение модн Мо как наиболее вероятное значение, поскольку при
6Г =Мо кривая распределения достигает максимального значения. От-
носительная частость определялась как отношение веса пробн данно-
го фракционного состава в каадоы пробоотборнике к общему весу гра-
нул рассматриваемой фракции.
На рис. 3.12 приведено сопоставление экспериментальных дан-
ных по дальности горизонтального вылета о расчетными. Как видно
из указанных рисунков, расхождение не превышает 9$, что показы-
вает полную пригодность расчетов по найденным теоретически зави-
симостям для рассматриваемых условий.
На рис. 3.13 представлено сопоставление экспериментальных и
расчетных данных по распределению гранул в факелах орошения. Кир-
кой линией 2 нанесено экспериментально найденное распределение
плотности орошения Гг (отнесенные к общего расходу гранул). Лпниг
3,4,5 - вычисленные распределения гранул диаметром 1,25 им; 1,75
мм; 2.25 мм относительно вычисленных детерминированных точек го-
ризонтального вылета их. Указанные диаметры гранул являются сред-
ними величинами для фракционных интервалов 1,0-1,5 мм; I,5-2,0;
2,0-2,5 им. Линия I есть результат слозения распределений указан-
ных фракций и таили образом представляет суммарные расчетные рас-
пределения относительной плотности орошения. Как видно из рис. 3.1с
экспериментальные и теоретические расчетные распределения совпада-
ют довольно хорошо. Несколько более широкие границы эксперпменталь-
269
Рис. 3.12 Сопоставление экспериментальных и расчетных
дальностей горизонтального вылета гранул
аммиачной селитры ( 26= 4,5 м/с; у = 12 м):
I -Cfv = 1,25 ил; 2 - б/г = 1,75
3 -б/р = 2,25 им.
270
Рпс. 3.13 Сопоставление экспериментально измеренного распределе ши гранул (кривые I)
с результатами расчета (суммарные icpimtie 2).
Кривые 3, 4 и 5 соответствуют расчетным распределениям фракций со средними
диаметрами гранул 1,25 мм, 1,75 мм и 2,25 ми.
Л-£о = 10° и = 4,5 м/с; 5-£Q = 30° п VQ = 3.S5 м/с
271
ноте распределения могут объясняться значительной шириной фрак-
ционного интервала при ситовом анализе.
На рис. 3.14 представлено еще одно сопоставление расчетов по
полученным зависимостям (пунктирная линия) с экспериментом (сплош-
ная линия), проведенным при обследовании работы одного из четырех
леечных статических грануляторов, внедренных на Череповецком АТЗ.
Небольшое смещение факелов объясняется негоризонтальностью уста-
новки гранулятора. Несколько меньшая ширина измеренного факела
гранулятора может являться результатом малых радиальных составля-
ющих скорости газа в факеле, о чем будет сказано позже. Указанный
гранулятор имел следующие основные параметры: диаметр отверстий
0,8 мм, количество отверстий 1180 шт., диаметр гранулирующего дни-
ща - 430 мм, максимальный угол вылета =38°.
3.1.3. Нестационарный процесс охлаждения гранул в полете,
сопровождающийся фазовым и модификационными
превращениями
Образованная в результате распада струи капля вначале охлаж-
дается воздухом до температуры кристаллизации. На этой стадии за
счет сил трения может иметь место механическая конвекция жидкости в
капле. После достижения температур: фазового превращения, что про-
исходит достаточно быстро, часть жидкости кристаллизуется и устра-
няется возможность конвекции.
Начало кристаллизации определяется наступлением соответству-
ющего (в том числе и равного нулю) переохлаждения рассматриваемого
участка жидкости, и связанного с ним образования зародышей новой
фазы / 300-303 /. Не рассматривая здесь подробнее этого вопроса,
отметим лишь, что, как показывает имеющийся экспериментальный ма-
териал (который будет ниже представлен) для аммиачной селитры кри-
сталлизация начинается практически при достижении равновесной тем-
272
Рас. 3.14 Расчетное (пунктир) распределение плотности
орошения по сечению грануляционной бахча п
экспериментальное измерение (сплошная линия)
при работе статического гранулятора на
Череповецкой АТЗ.
273
ператур; и переохлаждением можно пренебречь.
Из рис. I.I следует, что раоплав и кристаллические модифика-
ции имеют различные объемные веса, а следовательно кристаллизация
и модификационные превращения должны сопровождаться некоторым из-
менением объема гранул и соответственно перемещением одних частей
по отношению к другим, а также образованием внутренних напряжений
в последних. Если не учитывать общего уменьшения объема гранулы
и соответственно ее радиуса, а также наличия мелкодисперсной струк-
туры в ней, то объем жидкой фазы и объем твердой фазы, будут рав-
ны объему начальной капли, из которой они образованы, за вычетом
объема сферической полости раковины в пентре, как это принято в
работе / 304 /. Величина раковины в результате оказывается макси-
мальной расчетной и согласно рис. I.I может быть рассчитана рав-
ной 9-*12й.Последнее однако физически нереально, поскольку должно
иметь место общее уменьшение объема гранулы, а также какая-то
часть объема пустот должна гомогенно распределиться в виде мелко-
пористой структур;. В работе / 305 / отмечается, что, если до-
пустить несимметрию поверхности капли за счет усадки ее в кормо-
вой части, то можно получить объем раковины порядка 5/ от объема
капли, лучше согласующийся с экспериментальными величинами. В ра-
боте / 31 / указывается, что склонность к образованию центральной
раковины зависит от состава плава, например при добавке к селитре
бентонита она образовывалась, а при добавке McjO - не наблюдалась.
Для различных добавок в гранулах / 305 / получен объем раковины
3? - 7%. Так пли иначе, учет указанной раковины может дать ощути-
мые отличия только при отыскании температур; центральной части
гранулы, как это и следует из результатов, полученных методом
злектромоделирования / 304,306-308/. При определении основных теп-
ловых характеристик гранулы: количества выделившегося тепла, долл
закристаллизовавшейся части объема гранулы, поля температур для
274
93-97% массы гранулы и ее адиабатической температуры (см.ниже),
учет центральной полости объемом в единицы процентов (даже если
эта полость и имеется), вносит коррективы, измеряемые соответст-
венно единицами процентов. В ввду этого при проведении расчетов
указанных технологических характеристик монет быть использовано
представление о гранулах однородных по всему объему.
При охлаждении гранул в них протекает нестационарный перенос
тепла, сопровождающийся созданием сильных температурных полей в
объеме. Картина распределения температур при протекании процессов
затвердевания, как хорошо известно из опыта металлургии, прямо
определяет прочность образующегося твердого тала. Зто особенно
должно быть важно при кристаллизации гранул такого вещества как
аммиачная селитра в связи с упоминавшимся выше увеличением удель-
ного объема при переходе ее в Ш кристаллическую модификацию, вы-
зывающим снижение прочности гранул. Таким образом вопрос о режи-
ме охлаждения гранул весьма важен не только в связи с задачей про-
ведения аппаратурно-технологических расчетов, но и для последую-
щего решения вопросов качества получающейся продукции.
Нестационарный теплообмен в сферическом тале при отсутствии
в нем фазовых превращений изучен достаточно широко (см. например
/ 311,312/). Случай наличия фазового превращения (а тем более
нескольких превращений, скрытые теплоты которце локазывается
существенно сложнее, поскольку задачу делает нелинейной условие
на подвижной границе фазового раздела (радиусом )
z'<?77 j. /Зт1~
(3.71)
Здесь первый член в левой части показывает тепло, идущее из
жидкой фазы, а второй - тепло, идущее в твердую фазу на границе
превращения. В правой части (3.71) - тепло, выделяющееся при кри-
сталлизации слоя c/tj.
275
Точные аналитические решения задач нестационарного теплооб-
мена при изменении агрегатного состояния выполнены лишь для прос-
тейших граничных условий. Так применительно к промерзанию влажно-
го грунта (полубесконечного тела) задача имеет такое решение для
случая, когда можно считать, что на поверхности тела, температура
которого Тс , внезапно устанавливается некоторая постоянная тем-
пература Тс < Twer сохраняющаяся затем все время постоянной.
Для расстояний от поверхности У*~ Укршт
Т(У; Т) = Тс + (TwTT Tcf^^z (3.72)
а для расстояний от поверхности ¥>Мкрист
Т(и.г).Г.-^^сгу^ (3.,3>
где коэффициент Б определяется из характеристического уравне-
ния, получаемого согласно граничному условию (3.71).
Рассмотрение различных случаев начальных условий первого
рода представлено в монографиях / 311,312 /.
Задача о затвердевании шара, температура которого в начальный
момент мгновенно понижается до некоторой величины Тс < Ткгисг, под-
держиваемой постоянной, была решена С.С.Ковнером / 313 /. При ре-
шении использовался приближенный метод Л.С.Лейбенэона / 314 /'.Рас-
пределение температур в твердой сфере принимается по закону ста-
ционарного распределения температур
Т(К г)= i) + Twer (3.74)
с г ~~ с крист. I С
подставляя (3.74) в граничное условие Степана и интегрируя, автор
находит
А ^/крцсТ^^ТРИСТ. ^)(^^КРИС/.
6 (ТкрисТ. Тс)^г.
(3.75)
276
^кр/сст.
и время полного затвердевания шара
(3.76)
( ТкснсТ ~ ~7с )
Для расчета обмена теплом между гранулами и воздухом в гра-
нуляционной башне в работах / 31,305 / взято за основу представ-
ление о коэффициенте эффективной теплоотдачи, что рационально для
небольшого диапазона параметров процесса, однако для укрупненных
гранул (с/? 2 мм), являющихся целевой фракцией продукта, это
приводит к игнорированию весьма сильных температурных полей в
грануле, не вскрывает наличия твердеющей оболочки и жидкого ядра
и не может считаться достаточным для решения ряда важных практи-
ческих вопросов.
Изменение температура поверхности сферы со временем по зако-
ну, соответствующему теплоотдаче от гранулы, падающей в охлажда-
ющей среде, значительно усложняет задачу даже при рассмотрении
лишь одного фазового превращения. Поэтому в работе / 315 /, по-
священной аналитическому решению задачи о затвердевании падающих
гранул, учитывалось только одно фазовое превращение - кристалли-
зация. Теплоотдачу от гранулы и скорость ее движения считали пос-
тоянными, а само решение выполняли приближенно в предположении,
что для случая шара применимо допущение о линейном распределении
температуры в затвердевшей части, хотя, как известно, последнее
обычно считается справедливым лишь для плоского температурного
поля / 312 /. В результате решается уравнение Фурье с граничными
условиями, дополненными соотношением (3.71). Находятся распреде-
ление температур по радиусу в различные моменты времени, а также
сведения о движении границы между твердой и жидкой фазами для ша-
ров различных размеров.
Обобщенное чиолеаное решение задачи о затвердевании жидкос-
ти, находящейся в состоянии насыщения (при температуре равнове-
т
сия) дано в работе / 316 /, для случаев цилиндра и шара. При ре-
шении считалось, что коэффициент теплоотдачи является величиной
постоянной, температура во всех точках тела в начальный момент
одинакова и равна температуре равновесия, температура окружающей
среды не меняется.
Были проведены вычисления на машине, которые позволили авто-
ру построить обобщенные графические зависимости для нахождения,
применительно к рассмотренному случаю, времени, необходимого для
затвердевания центра тела, а также для определения поля темпера-
тур в теле в зтот момент.
Рассмотрение нестационарного обмена теплом в грануле при на-
личии одного фазового превращения в ней - кристаллизации проведе-
но в работе / 317 /. Автор по сравнению с вышеописанными работами
принимает во внимание движение гранулы и изменение при этом коэф-
фициента теплоотдачи к окружающей среде, а также баланс тепла
между гранулой и газовой фазой и соответственно изменение темпе-
ратуры последней по высоте. Проведены расчеты с помощью ЭЦВМ ха-
рактерного случая гранулы диаметром 2 мм, представлены поле тем-
ператур в грануле и толщина твердой оболочки в зависимости от вре-
мени и коэффициента теплопроводности материала. Для описания дви-
жения гранулы используются уравнения типа (3.21), однако при их
решении принимается, что произведение коэффициента лобового соп-
ротивления на относительную скорость движения гранулы можно счи-
тать величиною постоянной. Это практически не имеет места в дей-
ствительности, причем особенно велики будут отклонения для наибо-
лее важной области - больших размеров гранул, когда изменение ука-
занного произведения на пути движения гранул может достигать 300+
40($.
При составлении общего баланса тепла по высоте движения гра-
нул принято, что в нижней точке вся гранула имеет температуру
278
кристаллизации. Очевидно в действительности зто в общем случае
места не имеет и может привести к весьма значительным погрешнос-
тям, особенно для наибольших (лимитирующих) размеров гранул.
Таким образом принятые допущения соответствуют существенным
искажениям качественной физической картины процесса и не могут
быть признаны достаточно корректными.
Следует обратить внимание на еще одно важное обстоятельство -
в поперечном сечении газовой фазн должно иметь место поле распре-
деления температур. Н.В.Мещеряковым и Н.П.Артемьевой / 318 / было
отмечено изменение температур; газовой фазы в поперечном сечении
грануляционной башни, но ввиду малой интенсивности процесса (ма-
лые плотности орошения исследовавшегося сечения) отмеченные эк-
спериментально перепады температур были невелики и составляли
единицы градусов. В работе / 319 / получены более явные поля тем-
ператур воздуха в поперечном сечении. Обе работы проведены на
гранбашнях с центробежными грануляторами и в них, как и во всех
остальных работах остается не решенным вопрос о протекании про-
цессов обмена в газовой фазе, что в первую очередь определялось
принципиальным фактом - отсутствием физической модели протекания
этих процессов для рассматриваемых условий.
В виду важности вопроса нами было проведено представляемое
ниже его исследование / 298,309,310,320,321 /. Рассматривая не-
стационарный перенос тепла в гранулех, считаем его частью общего
процесса переноса тепла из гранул в поток охлаждающего воздуха,
включающего перенос его в газовой фазе, который будет далее от-
дельно рассмотрен. Здесь в качестве промежуточной предпосылки
будем полагать, что в поперечном сечении башни температур; и ско-
рости воздуха постоянны (профили плоские).
При рассмотрении нестационарного переноса в грануле возника-
ет фундаментальный вопрос о симметричности его. Было проведено
279
специальное изучение зтого вопроса / 309,310 /, позволяющее кар-,
тину представить следующим образом. В начальный момент движения
капли, образовавшейся при раопаде струи, вытекающей из отверстия
гранулятора, главную роль играет сила инерции массы капли. Соглас-
но соотношению (3.65) при этом ввиду малости силы сопротивления
поперечные перемещения капли исчезающе малы. Движение капли проис-
ходит однонаправленно, без вращения ее. При этом схема охлаждения
капли может иметь несимметрию в короткий, начальный отрезок вре-
мени. Лобовая часть гранулы охлаждается сильнее хвостовой и в пос-
ледней кристаллизация начинается несколько позже. Соответственно
уменьшение объема гранулы может привести к тому, что начнется об-
разование усадочной раковины в той части гранулы, которая на на-
чальном зтапе движения была хвостовой. Вскоре однако, по мере при-
ближения к скорости витания, возрастает сила лобового сопротивления
и соответственно рассеяние диспергированной фазы. Значительно уве-
личивающееся лей ствие сил отрыва вихрей в кормовой части (дорож-
ка Кармана) должно вызывать существенные несимметричные касатель-
ные усилия у поверхности отдельных гранул. Естественно полагать,
что при этом гранулы получают некоторые вращательные смещения,!.е.
будут поворачиваться вокруг своих центров. Последнее обстоятель-
ство проверено следующим образом. В нижней части грануляционной
башни, под факел орошения гранулятора агрегата АС-67 в Черкассах,
была помещала на длинной ручке плоская коробочка размерами 300 х
200 мм с открывающейся крышкой. Внутренняя часть днища указанной
коробочки была покрыта слоем клея. Открывая на короткое время
(2 мин.) крышку и изучая затем положение усадочных раковин, попав-
ших в коробочку гранул, удалось обнаружить, что около 7% их за-
фиксировалось на слое клея так, что их раковины находились в про-
странственном угле величиной 60°, направленном из центра гранулы
вверх, сксло 43% гранул имели раковины в предалех их верхней по-
280
Левины за вычетом вышеуказанного угла в 60° и около 50% гранул
имели раковины в нижней своей половины. Отсюда можно заключить,
что распределение последних в конце полета равновероятное, чем
подтверждается наличие вращательных смещений гранул относительно
своих центров при полете в объеме грануляционной башни.
Ввиду изложенного далее процессы обмена гранулы с воздухом
рассматриваются на основе схемы равнодоступной поверхности. При
этом математическая модель монет быть записана следующим образом.
Механизм движения диспергированной фазы - гранул, описывается сис-
темой уравнений (3.24) или ее решениями (3.29-3.53). Обмен теплом
представим уравнением Фурье в сферических координатах, связанных
с центром гранулы
г'р'о'Г о> (/2Е\!_2ЛЭТ
Граничные условия имеют следующий вид:
теплоотдача от поверхности гранулы
-^7 ^(Ти"т~) (з-78)
причем коэффициент теплоотдачи для конвективного теплообмена
определяется по формулам вида / 23 /:
Nu=a+gfien,Pi"n' (з.79)
Здесь коэффициенты и показатели степени определяются диапазоном
изменения числа Re , а входящая в последнее скорость движения гра-
нулы находится яз системы уравнений (3.24).
В центре гранулы
=0 (з-8°>
На сферах , температуры которых достигли температур со-
ответствующих фазовым превращениям между j -й и ( J +1)-й но-
281
дификациями, происходит тепловыделение, описываемое равенствами
вида: при 2"= Vj и Т= = con^i
(3.81)
Уравнение теплового баланса гранулы и охлаадающей среда на
элементарном участке запишется в вице
Z--r2-A/'J^7 &? = Q.p'v< 'dT"
~ £г 3Z 1г='ц-о 1 (3.82)
и соответственно на интервале (О, У~Н ) в вице
а
- Z/Ji = cfP Vi(T°~7?) (3.83)
О *
ГД6 Ч 4- 3rjV”
Начальные условия ( при Т =0)
T(^;O)=J(2); £=£<>; Т/^Ъг Мц 1/*us=iG + i</- (3.84)
Остановимся подробнее на вопросе о функции /(Z-) . Для случая
капель малых размеров, вещество которых достаточно вязко и обла-
дает относительно хорошей теплопроводностью, передачей тепла за
счет механической внутренней конвекции можно пренебречь по срав-
нению о передачей тепла теплопроводностью. В этом случае ( I )
процесс теплоотдачи внутри гранулы (капли) о самого начала рас-
сматриваем по механизму нестационарного теплообмена, вписанному
выше. Тогда J('t) должно определяться на основе данных, относя-
щихся к капле до начала процесса теплообмена, например f(t)=7oi=
confit ( начальная температура струи). Возможен и противоположный
случай (П), когда в капле преобладает перенос тепла за счет меха-
нической конвекции. В таком случае следует предварительно рассчи-
тать начальную стадию процесса, при которой теплообмен внутри
капель описывается уравнениями, учитывающими механическую конвек-
цию, например (2.2). Такой расчет должен вестись до того момента,
282
когда за счет кристаллизации в грануле прекратится механическая
конвекция (оценки показывают, что влиянием тепловой конвекции в
грануле можно пренебречь). Момент завершения начальной стадии за-
тем принимается за начало расчетов по схеме нестационарного теп-
лообмена, причем /(Z) в этот момент можно полагать величиной
постоянной, равной температуре кристаллизации.
Возникает, однако, вопрос о том, при какой степени кристалли-
зации вещества капли % она станет достаточно "жесткой" и пре-
кратится мехеническая конвекция, возникающая за счет касательных
напряжений со стороны окружающей среды. В предельном случае силь-
ной механической конвекции можно полагать, что образующиеся на по-
верхности кристаллы распределяются по объему гранулы. По мере уве-
личения Чк должен наступить момент, коцца начинается сильное
взаимодействие между отдельным кристалликами. Это явление долж-
но проявиться при приближении к точке полного соприкосновения
всех кристалликов. Как известно, при упаковке шаров такой точке
соответствует Чк =0,5-I-0,6. Учитывая, однако, что форма кристал-
лов существенно отличается от шаровой, а также то обстоятельство,
что сильное взаимодействие между частицами должно наступить нес-
колько ранее их полного соприкосновения, можно считать величину
(р* при этом существенно меньшей, например, в первом приближе-
нии, около 0,3. Таким образом, до Чко =0,3 в рассматриваемом
предельном случае расчет внутреннего теплообмена следует прово-
дить на основе зависимостей для механической конвекции (с учетом
0,3 доли скрытой теплоты кристаллизации), после чего его надо вес-
ти по схеме нестационарного теплообмена, причем то, что в объеме
гранулы содержится 0,3 части твердой фазы, можно учесть соответ-
ствующим снижением скрытой теплоты кристаллизации (введением мно-
жителя, равного 0,7). Возможно протекание теплоотдачи в начальной
стадии и по смешанной схеме (случай Ш), совмещающий оба рассмот-
283
ренных выше механизма. При этом расчет теплоотдачи может быть
проведен по схеме нестационарного теплообмена с заменой Л на
величину , включающую в себя дополнительный конвектив-
ный перенос тепла. Величина Л э<р должна определяться из сопо-
ставления результатов эксперимента и расчетных данных.
Для рассмотрения вопросов технологии введем две характерные
величины: "адиабатическую" температуру и "адиабатическую" массовую
долю фазы или фазовой модификации, которые будут иметь место пос-
ле выдерживания гранулы в условиях тепловой изоляции. Дциабатическа
температура может быть не равна температуре фазового или модифи-
кационного превращения или равна одной из этих температур. Соот-
ветственно, либо неизвестна и является искомой величиной адиаба-
тическая температура, либо она известна, а искомой является мас-
совая доля фазы, или фазовой модификации.
и
Соглнсно сказанному, из уравнений баланса получим
Т -т-t Zл V' т^Л 'Р
а-~ ' ГЛг C'LjD J г Л
ГПа. _CL(T + Z ^-\~Z—
тъ = ZX ' T~Ta) jo i Z V i Ш
(3.85)
(3.86)
Сформулированная выше зедача относится к классу нелинейных
краевых задач (или задач со слабой нелинейностью по Ладыженской
/ 322 /) стефановского типа и решается с введением функции удель-
ного теплосодержания / 323,324 /. Результаты расчетов на ЭЦВМ
различных вариантов процесса башенаого гранулирования плава амми-
ачной селитры приведены на рис. 3.15-3.20.
Как видно из рис.3.15, изменение Тп происходит значитель-
но более плавно, чем изменение Тог , вследствие происходящих в
объеме фазовых и модификационных превращений. Последние особенно
284
Рис. 3.15 Изменение Та, , Тог , Т/а дан гранул (капель)
аммиачной селитры, падающих во встречном потоке
воздуха грануляционной башни: 1,3,7 - случай
I процесса охлавдения гранулы; случай II: 4 -(&=0;
2,5,8 - 1/т = 0,3; 6 - Vra = 0,5; = 1мм;
Т^о = 175°С;^Тц = 40°С; Vo + IS = 6 м/с;
ёо м/м> = 14
285
Рис. 3.16 Распределение температуры в объеме гранул
аммиачной селитры в конце их полета: сплошные
линии - случай I протекания процесса охлаж-
дения гранулы, пунктирные - случай II при
= 0,3; I - Ъг = 0,5мм; 2 - 1мм, 3 - 1,5мм;
значения других параметров те же, что на
рис. 3.15
236
It
Рис. 3.17 Зависимость Та от Тш в конце полета гранул
аммиачной селитры при + IV = 4 м/с;
значения других параметров и оБозначения те ле
что на рис 3.16.
Рис. 3.18 Зависимости Та от И ДА’. Значения параметров
•I обозначения те ле, что на рис. 3.17
237
Рис.
3.19 Зависимости DT У для гранул аммиачной
селитры: I - кристаллизация из жидкой в твердую
фазу 1-й кристаллической модификации; 2 - переход
твердого вещества из I-й кристаллической модифика-
ции ео Ц-ю, 3 - переход из П-й модификации в 1П-ю,
значения параметров те же, что на рис. 3.17.
288
Рис. 3.20 Зависимость толщины оболочки гранул, образующейся
в конце полета (Н=30 м), от их радиуса: значения
параметров те же, что на рис. 3.17.
аммиачная селитры I - &У = о ,5 м/с
2 - ?У =2,0 м/с
-------карбамвд 2У = 0,5 м/с
289
четко проявляются на кривых Та- , у которых первая площедка при
Zwcz?=i65°c соответствует кристаллизации 99,5% плава аммиачной се-
литры из жидкого состояния в первую кристаллическую модификацию
с выделением скрытой теплоты/1 =16,75 ккал/кг. Вторая площад-
ка при 7? =125,2°С соответствует переходу первой кристалличес-
кой модификации во вторую с выделением скрытой теплоты л-^=12,24
ккал/кг.Аналогично третья площадка при 5 =+84,2°C соответству-
ет переходу второй кристаллической модификации в третью с выделе-
нием скрытой теплоты =4,1 ккал/кг. При большей высоте па-
дения и более низкий температурах охлаждают его воздуха, согласно
известным свойствам аммиачной селитры, получается также площадка,
соответствующая переходу третьей кристаллической модификации в
четвертую при температуре Тш =32,3°С с выделением теплоты
4,99 кка^кг.
Для иллюстрации влияния схемы процесса на результаты расче-
тов последние были выполнены для разных значений Чко . Как вид-
но из рис.3.15, механизм процесса на начальной стадии кристалли-
зации влияет,по аналогии со сказанным выше, сильнее на Тог ,чем
на Дг . Влияние ЧЪо проявляется вполне четко, однако измене-
ние Ухо сказывается на величине 7а- относительно мало, и в
этом плане уточнение предельно возможного значения не должно
привести к существенным изменениям конечных результатов по техно-
логическим характеристикам.
На рис. 3.16 представлено распределение температуры в объеме
гранул различных размеров. Из этого рисунка видно сильное влияние
размера гранул на термическое состояние их в конце полета.
На изменение тепловых и механических характеристик гранул с
изменением высоты их положения в башне оказывает также некоторое
влияние начальный угол траектории гранул. Соответствующие графи-
ческие данные представлены в работах / 310 / и / 321 /.
290
Влияние температуры воздуха, подаваемого на охлаждение гра-
нул видно из рис.3.17. Зависимость Та- от расхода охлаждающего
воздуха представлена на рис.3.18.
Используя численные расчеты и формулу (3.86) для трех раз-
меров гранул, были определены доли различных модификаций после
выравнивания температур в адиабатических условиях в зависимости
от У . Результаты представлены на рис.3.19.
Прочность гранул, обеспечивающая их неразбиваемость в конце
полета при попадании на то или иное приемное устройство, опреде-
ляется толщиной закристаллизовавшейся оболочки. На рис. 3.20 пред-
ставлены значения последней в зависимости от размера гранулы, по-
лучающиеся в конце полета о высоты 30 м.
Таким образом, представленный метод расчета позволяет опре-
делить все основные параметры процесса нестационарного изменения
теплового состояния гранул о учетом фазовых и модификационных пре-
вращений при их охлаждении.
Для экспериментального исследования температурного поля ох-
лаждаемой гранулы была создана установка, схема которой приведе-
на на рис.3.21 / 309,310 /. Воздух, подаваемый вентилятором через
ротаметр РС-7 9, по трубопроводу подавался в коллекторную пет-
лю 4, половина которой нагревалась электрической спиралью. Двух-
позиционный переключатель 5 позволял направлять воздух либо в
"горячую", либо в "холодную" часть петли 4. Воздух обдувал каплю
аммиачной селитры, зафиксированную специальным приспособлением I,
которое также обеспечивало закрепление термопары 12 в различных
точках капли (гранулы). Фиксирование проволочного спая термопары
осуществлялось прижатием при помощи резиновой ленты к рамке 17,
которая присоединялась к трубопроводу, подающему холодный или го-
рячий воздух, а натяжение данного спая обеспечивалось грузиками
16. Для поддержания капли плава аммиачной селитр!. на расстоянии
291
Рис. 3.21 Схема экспериментальной установки для изучения
нестандартного теплообмена в грануле 1-крепление
термопары; 2-фотоаппарат; 3-приставка микрофото-
графирования; 4-электроподогреватель; 5-пареклю-
чатель потока; S-синхроконтакты вкшчения осцил-
лографа; 7-поршень; 8-стопор; 9-ротаиетр; 10-ки-
нокамера; П-осциллограга; 12-термопара; 13-про-
волочка; 14-волос; 15-плссклЗ стеркень; 16-гру-
зик; 17-рамка; и а, б, в, г - схемы определения
координат спая термопары в грануле.
292
около одного миллиметра от термопар! 12 натягивался волосок 14,
которой обладал малой теплопроводностью. Для определения размеров
капли и линейных координат спая термопары был установлен жестко'
закрепленный плоский стержень 15 и проволока 13, которые служили
масштабом при фотографировании. Фотографирование производили фо-
тоаппаратом "Зенит-Е" 2 с приставкой для микрофотографирования 3.
Киносъемку процесса кристаллизации плава аммиачной селитры осу-
ществляли кинокамерой "Пеытасет-16" с объективом "Корректор".
Воздух, проходя через электронагреватель, подогревался до
температуры 2СС°С, которая измерялась хромель-альмелевой термо-
парой, соединенной с потенциометром ЮТ-4. Расплавленную в потоке
горячего воздуха каплю аммиачной селитры насаживали на спай тер-
мопары и волосок приспособления I. Волосок предназначался для
предотвращения соскальзывания капли с термопары. Спай термопары
был образован из тонких проволок (диаметром 0,05 мм) двух благо-
родных металлов: платины и сплава золото-палладий. Благородные
металлы использовали с целью избежания коррозии проволок в плаве
аммиачной селитры.
Запись изменения температуры во времени производили на шлей-
фовом осциллографе П типа K-II5. Последний имеет отметчик времени
линующего типа, дающий на фотоленте сетку с интервалом между от-
метками 0,02 с. Воспроизводимость температурных измерений на ос-
циллографе находилась в пределах + 1°С.
После расплавления кристалликов аммиачной селитры и фиксиро-
вания ее на термопаре, переключали поток воздуха на холодный учас-
ток трубы и охлаждали жидкую каплю, кристаллизуя ее в гранулу.
При экспериментальном изучении температурного поля в грануле
весьма важным элементом являются точная фиксация координат спая
термопары и момента начала отсчета изменения температуры.
В каждой серии опытов спай термопары размещался в разных точ-
293
ках капли. Определение координат спая термопары в грануле и диа-
метра последней проводили с помощью фотографирования термопара
без капли (рис.3.21а), а затем о закристаллизованной гранулой
(рис.3.21б,в) в двух ортогональных плоскостях, причем в каждой
плоскости длины отрезков определялись с помощью контрольного мас-
штаба.
Проявленная фотопленка проектировалась на экран микрофота и
координаты спая в двух плоскостях, полученные на экране, измеря-
лись. Расстояние от центра гранулы до спая £ в капле определя-
лось методом геометрического суммирования отрезков и ,
как показано на рис. 3.21.3.
Увеличение изображения при проектировании на экран составля-
ло 1:42,2, что обеспечивало ошибку в определении линейных разме-
ров не более 0,02 мм, которой соответствует максимальное измене-
ние температуры, порядка 1°С. Такая методика, включая приводимую
ниже корректировку на толщину термопары, позволяла впервые прово-
дить достаточно точные количественные измерения нестационарного
поля температур в грануле.
Опыты проводились с гранулами, диаметры которых были близки
к 2 мм, в основном в пределах 1,98 мм + 2,06 мм. Приводимые да-
лее диаметры гранул и радиусы расположения спая термопар являются
усредненными.
Результаты экспериментов представлены на рис.3.22. По оси
абсцисс отложен угол между направлением потока воздуха и радиусом,
проведенным из центра в точку расположения спан термопары, по оси
ординат - температура.
Как видно из графиков, максимальная разница температуры ( в
точках, расположенных вблизи поверхности при £ =0,87 мм) в лобо-
вой и кормовой областях гранулы в процессе ее охлаждения не пре-
вышает 12°С. В точках, расположенных ближе к центру гранулы, на-
294
Рис. 3.22 Распределение температур в грануле с!г= й.ш по
азимуту от лобовой точки доя различных моментов
времени после начала охлаждения ( Т ) и различных
внутри гранул сферических поясов с радиусами:
I — £ = 0,3+ 0,02мм; 2 — 0,4+ 0,02ми;
3 - 0,65+ 0,03мм; 4 - 0,87+ 0,C3r.tr.
295
пример при % =0,3 мм, это различие значительно меньше - 3°0.
Это различие в температурах существенно меньше радиальных перепа-
дов температур в грануле. Поскольку, как выше было найдено, гра-
нулы при полете в гранбашне поворачиваются вокруг своего центра,
то картина распределения температур в них будет еще более равно-
мерной по углу £° , чем в случае закрепленных гранул. В резуль-
тате представляется вполне обоснованным использование для рас -
омотрения внутреннего обмена в грануле схемы равнодоступной по-
верхности.
Перед проведением замеров температур была выполнена кино -
съемка процесса кристаллизации плава аммиачной селитры упомянутым
выше высокоскоростным киноаппаратом марки "Пентасет - 16".Съемка
производилась на мелкозернистую пленку при размере кадра 7x10 мм.
Одновременно велись визуальные наблюдения. В результате было вы-
явлено, что капля через 0,4 с начинали мутнеть почти одновременно
по всей поверхности. Расчет / 298,320 / по схеме равнодоступной
поверхности дал величину отрезка времени, необходимого для начала
кристаллизации, равную 0,5 с, т.е. достаточно близкую,что показы-
вает отсутствие переохлаждения при кристаллизации плава аммиачной
селитры и приемлемость проведения расчетов нестационарного пере-
носа тепла внутри гранулы на основе центральносимметричной моде-
ли, даже в случае обдува покоящейся гранулы охлаждающим воздухом.
Па рис. 3.23 приведен график изменения температуры от време-
ни в точках с радиусом, равным 2 =0,51+0,03 мм и <f°=90°+I5°
в грануле диаметром Л =2,08 мм, замеренной с помощью термопар,
состоящих из проволок двух диаметров. Из рисунка следует, что при
замере термопарами, состоящими из проволочек двух различных диа-
метров, значения температуры оказываются различными. Расчетным пу-
тем была проведена экстраполяция полученных экспериментальных ден-
ных при замере температуры термопарами с различными диаметрами
Рис. 3.23 Результаты измерений термопарами различных диаметров (0)' изменения температуры
со временем в точках £ = 0,51 * 0,03мм гранулы = 2,08мм: о - ф = 0,15мм;
+ - Ф 0,05мм; э - перерасчет на ф 0; I —(' = 0,32 ккал/м час град;
2 - Лэ =0,49 ккал/м час град.
298
297
проволоки на условия замера термопарой с диаметром проволоки,стре-
мящимся к нулю. Аналогичная корректировка была выполнена для всех
опытов.
На этом же рисунке приведена расчетная кривая I, полученная
при значении коэффициента молекулярной теплопроводности -0,32
ккад/м.час°С и =0. Экспериментальная кривая, как видно из ри-
сунка, в области охлаждения капли до начала кристаллизации (Т =
кр
168°С) вдет ниже расчетной кривой, что указывает на влияние меха-
нической конвекции плава внутри капли.
При введении до момента кристаллизации «Л₽=0,49 ккал/м-час°С
получается хорошее соответствие расчетных и экспериментальных дан-
ных в области охлаждения плава. Небольшое расхождение эксперимента
и расчета в области после начала кристаллизации сводится практи-
чески к нулю если считать =0,1.
Экспериментами, проведенными на промышленной грануляционной
башне были определены значения 7^ путем термостатирования гра-
нул, отбиравшихся в нижней части башни в сосуд Дьюара. На рис.3.24
представлены результаты этих экспериментов и расчета
Представленные теория, исследовения и расчеты позволяют подой-
ти к решению вопроса о качестве получаемых гранул и управлению им.
Ранее уже указывалось, что вследствие локальных изменений удельно-
го объема в отдельных точках гранул (очевидно это относится не
только к случаю аммиачной селиррн или скажем карбамида, а является
общим фактором для всех случаев) в них возникают напряжения, кото-
рое могут вызвать образование трещин и по сути будут определять
механическую прочность полученных гранул. Правильным подбором ре-
жима охлаждения последних можно существенно улучшить их механичес-
кие показатели, однако такой подбор режима охлаждения и его орга-
низация возможны лишь при знании и управлении полями температур в
грануле, а также в газовой фазе (см. ниже).
298
Рис. 3.24 Адиабатическая температура гранул в конце полета
Н=ЗСи: I - I случай протекания процесса; 2 - II слу-
чай при %о= 0,3, точка - результаты эксперимен-
тальных измерений; Значения параметров те же, что
на рпс. 3.15.
299
Следует отметить, что прямое измерение с многократными на-
блвдениями статической прочности гранул производилось без оцен-
ки статистической точности результатов /325/327/, а также в слиш-
ком большом диапазоне размеров гранул, выбираемых для этого. Вви-
ду важности вопроса было проведено его рассмотрение /328/ пу-
тем выполнения статистических оценок в соответствии с /329, 330/
и обработки результатов измерений прочности для 200 гранул в каж-
дой их 10 парий продукта с различными кондиционирующими добавка-
ми, отобранных на 4-х заводах отрасли (Северодонецкое, Новгород-
ское, Куйбышевское, Ровенское ПО "Азот"). В итоге было предложено
отбирать для испытаний гранулы, застрявшие в отверстиях сита диа-
метром 2 мм, что обеспечивает диапазон их размеров в передлах
2 мм + 0,05 мм. Было выявлено, что закон распределения случайной. '
величины прочности гранул аммиачной селитры - нормальный. Измере-
ние прочности по 20 образцам дало среднюю для 10 партий погрещ/
ность - 0,15 (от 0,1 до 0,18). Для обеспечения же 95% надежности
измерений (погрешность 0,05) необходимо измерение прочности 200
образцов. Таким образом, вопрос о выборе числа разрушаемых гранул
в каждом случае следует решать в соответствии с необходимой по ус-
ловиям технологии производства, или требованиям потребителя, точ-
ностью получаемых результатов.
3.1.4. Движение охлаждающей сплошной среды и процессы
переноса в ней
Для построения общей теории процессов обмена в двухфазной
системе при башенном гранулировании необходима теория переноса
в газовой фазе, которая требует знания механизма его протекания.
Двухфазная система при башенном гранулированиихарактеризу-
ется малой объемной концентрацией (<1%) гранул, что вызавается
необходимостью избежания обратного слияния капель, сопровождаю-
зсс
щегося образованием нестандартной продукции. При этом преобла-
дает относительное движение гранул в сплошной фазе под действи-
ем силы тяжести, над переносным движением их. Максимальные прак-
тически реализуемые скорости охлаждающего воздуха в башне не пре-
вышают 2 м/с, а скорости витания гранул составляют до 10-15 т/с.
Действие веса гранул на газовую фазу в зоне группового фа-
кела орошения, создаваемого гранулятором, оказывается того же
порядка, что и скоростной напор последней.
Оценка движущей силы тепловой конвекции, возникающей за счет
разницы температур охлаждающего газа в поперечном сечении группо-
вого факела (рис.3.25) показывает ее значительную величину и не-
обходимость учета при рассмотрении механики процесса.
Будем рассматривать / 293,294,331-333 / движение газа в зо-
не группового факела (рис.3.25) как совокупность движений, вызы-
ваемых элементарными факелами (рис.3.8), каждый из которых обра-
зуется турбулентными спадами среднеразмерных гранул при падении
от одиночного источника - отверстия разбрызгивателя (гранулятора).
Для турбулентных олвдов и струй длина пути смешения пропор-
циональна их ширине, в нашем случае равной /е (см.3.1.2.2). Тог-
да, для переноса тепла запишем:
Л'3=2СгХпК*Гс (3.87)
с? fax' 2^с
или, заменяя на
•С
^э = 2СрХ Ге. Wc (3.88)
Аналогично для обмена массой
= 2Кэ Гс Т-&С (3.89)
Оценивая согласно соотношениям раздела 3.1.2.2 величины Гс
и 'Z&c для условий, характерных при башенном гранулировании
и принимая / 295 / оценочно Кэ =0,2 найдем - I02
SCI
Рис. 3.25 Схема группового факела, создаваемого
гранулятором.
302
ккал/м.час. °C, т.е. на три порядка выше молекулярной теплопро-
водности газовой фазы, соответствующей ~ lO^-IO-3 ккал/м. час.°С.
Если оценить эффективную теплопроводность, соответствующую тур-
булентному переносу в общем потоке воздуха, проходящего через
грануляционную башню, то она оказывается порядка -Хзт =Ю3-104
ккал/м.чао.°C.
Оценивая теплоперенос в элементарном факеле при наличии ис-
точников тепла в объеме получим характерную величину разности
-г 9г г
температур между его осью и переферией Л /е- порядка
И-1 град.
Картина оказывается иной, если соответственно оценить раз-
ность температур в групповом факеле То-Тн .За счет резкого
увеличения поперечного размера в этом случав полупим на 2 поряд-
ка большие величины. Таким образом, элементарные факелы осуществ-
ляют перенос тепла в групповом факеле, в масштабах которого соз-
дается температурное поле. Вышеуказанные оценки при проведении
их на основе дают 7о~Т« порядка 10^ « I03, что нереально,
так же как и Те - Тп = 1(Г\ получаемая при проведении оценки
на оонове -эт
Б данном участке группового факела на элементарный факел
приходится площадь Fe . Эквивалентный этой площади круг будет
иметь радиус // - Fe) При ^е < /с элементарные факелы
соединяются. При £> ft: между элементарными факелами будут об-
ласти, в которых сильно ослаблено прямое воздействие падающих
гранул. Практически, как правило, имеют место условия, когда
Ге> К , а в тах случаях, когда разница между послед-
ними невелика. Это обстоятельство в первом приближении можно
учесть, введя усредненную теплопроводность^"
Мехнику сплошной среда в групповом факеле, представляющем
собой турбулентную область, будем рассматривать на основе урав-
303
нений Эйлера. Добавим уравнения неразрывности оплошной среды.
Следует отметить практически интересный случай, когда
сплошная срада содержит тонкодиспероную пыль, как это например
имеет место в процессе гранулирования в специально запыленную
систему / 237, 242 /, с целью введения отдельных компонентов в
гранулы и улучшения охлаждения последних. Принимая во внимание
весьма малые по порядку величин относительные скорости осажде-
ния такой пили, можно пнлегазовую систему рассматривать как не-
которую сплошную среду, массовые физические свойства которой ад-
дитивно учитывают наличие пылевидных частиц в количестве Л.„ кг/гл3
Cf/l
а радиус гранул при этом растет во времени как ' = у
с/т ч в"
где Кп - коэффициент аккомодации пили.
Для диспергированной (тяжелой) фазы воспользуемся уравнения-
ми, описывающими движение гранулы в сопротивляющейся среде под
действием силы тяжести. Сочетание этих уравнений о вышеупомяну-
тыми уравнениями для сплошной среды дает полную систему уравне-
ний, описывающих механику процесса для интересующих нас условий.
Представленная система уравнений применительно к межфакель-
ному пространству остается справедливой, но существенно упроща-
ется - в уравнениях Эйлера объемная сила становится равной нулю,
а уравнения движения гранул будут лишь описывать форму внутрен-
них границ межфакельного пространства.
Обычно групповые факелы имеют симметрию либо осевую, либо
относительно плоскости. Кроме того траектории гранул близки к
вертикали и соответственно’ практически направление силы лобового
сопротивления почти полночтью совпадает с ней. Б результате пе-
речисленные ьише основные уравнения можно представить в сокра-
щенном виде.
Сделаем зто для стационарных осевых задач (рис.3.25). Для
задач с симметрией относительно плоскости приводимые ниже осот-
304
У= Ус
У -
mt . , У У- п
Л о>Л УУ ~и
У У з У я 1
д*У Р гр. У У / Г/У\ I
ношения могут быть представлены в прямоугольных координатах
zy 5гуй - . t Ур
(3.90)
(3.91)
(3.92)
(3.93)
(3.94)
(3.95)
Граничные условия включают основные характеристики гранули-
рующего устройства: расположение и размеры отверстий на днище
гранулятора, скорость истечения и углы вылета струй, расход га-
зовой фазы, геометрию грануляционной башни. Граничные условия
для межфакельного потока включают и силу трения о стенки башни,
однако оценки показывают, что ее величина оказывается на 2-3 по-
дР
рядка меньше, чем все остальные силы, а также уу , поэтому
далее учитывать ее не будем. Должен соблюдаться общий баланс га-
зовой фазы, протекающей через данное поперечное сечение У-ConJt
в факельном и межфакельном пространствах.
А = (3.S6)
Поскольку факел имев! весьма малуё кривизну в плоскости, проходя-
щей через ось У ,а действующие силы направлены практически вдоль
оси У , величина 2^ мела и втрое уравнение (3.90) содержит
величины по порядку меньшие, чем первое. Тогда запишем в первом
уравнении (3.90) вместо , определим эту величину из
условия равенства ее в факельном и меяфакельном пространствах (и
соответственно в первых уравнениях (3.90) дан них).
Зт- характеризующая движущая сила тепловой конвевдии зави-
сит от температурного поля сплошной среда и соответственно отыс-
кание механических характеристик процесса требует совместного ре-
шения вышеприведенной системы уравнений с уравнением, описывающим
обмен теплом. Последний, используя представление (3.87, 3.88) при-
менительно к газовой фазе группового факела в общей трехмерной
постановке дается системой уравнений сохранения энергии. (Соот-
ветственно для массообмена можно использовать представление (3.89)
и систему уравнений сохранения вещества). В частности же для
рассматриваемой задачи в цилиндрических координатах
(3-97)
В рассматриваемом процессе источником тепловыделения являют-
ся охлаадаелнв гранулы
(3.98)
^2
Температура поверхности гранул ( 7/г ) данного радиуса (2г)
определяется процессом нестационарного теплообмена и соответст-
венно записанной выше системой уравнений и граничных условий.
Представленные выше связи описывают основные процессы обмена
импульсом и теплом при башенном гранулировании и позволяют рассчи-
тать все практически интересные механические и тепловые параметр!.
Следует оговориться в части массообмекной стороны происходя-
щего. Как упоминалось выше при башенном процессе гранулируемые
расплавы минеральных удобрений содержат весьма малые количества
легкслетучего - вода. Сопротивление внутренней диффузии последней
в гранулах достаточно велико, а время падения гранул мало - еди-
ЗС6
ницы секунд, вввду чего подсушка (или увлажнение) их выражается
в весьма малых абсолютных количествах воды и не влияет на тепло-
вую сторону происходящего, поэтому, как правило, допустимо найти
сначала механические и тепловые параметра и, пользуясь ими, рас-
считать затем массообмен. При необходимости, однако, можно вклю-
чить массообмен в рассмотрение аналогично тому, как это было сде-
лано нише для теплообмена, с внесением некоторых корректив, в воп-
рос о массопереносе внутри гранулы.
3.1.5. Механические и тепловые характеристики сплошной
и диспергировенной фаз
Возвращаясь к основной модели и расчету процесса, отмечаем
их сложность и необходимость затраты значительного времени на про-
граммирование и проведение вычислений. (С этим пришлось столкнуть-
ся при составлении и отладке программы расчетов на основе описан-
ной выше полной системы уравнений / 334 /). В то же время для по-
лучения отсутствующих практически важных данных по основным ха-
рактеристикам рассматриваемого процесса можно провести расчеты по
первому приближению / 332 /, приняв допущения, не вносящие в пос-
тановку задачи качественных изменений и дающие возможность при же-
лании затем последующими приближениями уточнять конечные резуль-
таты.
При рассмотрении движения гранул и теплообмена в них профили
скоростей и температур газовой фазы считаем / 298 / плоскими.
В межфакельном пространстве по сравнению с факельным, за счет
резкого увеличения масштаба турбулентности (вместо элементарных
факелов - все межфакельное пространство) соответственно резко уве-
личивается масштаб переноса тепла, с другой стороны здесь отсут-
ствуют источники, ввиду этого пренебрежем изменением движущих сил
переноса в межфакельном пространстве по сравнению с их изменени-
ем в факельном пространстве.
307
Функция источников тепла представляется через температурный
напор меаду поверхностью гранулы и средней температурой группово-
го факела. В результате из (3.97) будет: ,
<з.»
где при
§7
РУ
а при
О/ у-*- . d _ —В. Cray
Г В РУ ВСеХ" ' & 2 3У
£77 _ §1/ _
, r/Т дТ I, 8У!« ЗУ /° Зг
я^/„ ЛМ- sr
ST! О -f S^’ " S-
. / У 8г<у\ Уг. „г
дТ/ Ф(-2аъеу ) /Л,Вj ,
ЗЯ/,Г вЯ({в/аГ '2а^' J
Конвективный член (3.93) уравнения (3.90) определится, ис-
ходя из логарифмического закона распределения по высоте разностей
температур между осью и периферией факела. Соответственно послед-
ит"
ние представятся через (3.99), после замены в верхнем
. —г-" -г» -г" ,гг
Д То £? & То А 7н А, /о. TJr
и нижнем сечениях на ~п—и л-г11 • Из получающих-
fi Д !ц fl & fa
ся таким образом двух уравнений отыскиваются значения ЛИ ти лТн
Входящая в выражение для величина 7п берется при этом из
решения работы / 298 / уравнения (3.77).
Механика потоков о переменной массой в меифакельном и факель-
ном пространствах, считая коэффициенты профиля скоростей близкими
к единице / 137,138 /, одномерно представится двумя связями вида
Лг(/Яг^/к^)-Т2/±Лг:/Вгу'/^ (Я- ~р^у)/7лУ1 (з.юо)
Соответственно для факельного и мемфакельного пространства
Zt/"= Z-t/f; F- В, -Я-Яу // F-Fz j Я-0 ; P, = Pz
308
Добавляя балансовое соотношение (3.96) в виде
(3.96а)
получаем систему уравнений для определения Р на эле-
ментарных участках. Разбивка на участки и проведение расчетов
производятся сверху или снизу в зависимости от граничных условийо
Когда нижняя часть грануляционной башни выполнена в виде сплош-
ного кипящего елся, за начальное условие может быть взята средне-
расходная скорость газового потока в нижнем сечении башни. В слу-
чав отсутствия встроенного в гранбашни кипящего елся можно счи-
тать исходным условием задание в межфакельном пространстве верх-
него, выходного сечения среднерасходной скорости газа. В проме-
жуточном случае, когда на части нижнего сечения башни имеется ки-
пящий слой, под который подается отдельный поток воздуха и рас-
пределяется практически все орошание из грануляторов, начальным
условием явится задание среднерасходных скоростей в нижних сече-
ниях факельного и межфакельного пространства.
Расчеты механики по участкам согласно приведенной выше схе-
ме были проведены для условий, имеющих место в промышленном агре-
гате. Результаты даны на рис.3.26-3.30. Как видно из рис.3.26,
продольная скорость в факеле ( ), совпадающая по направлению
со скоростью газа в межфакельном пространстве при ^>1,5 М, при
У < 1,5 м - совпадает по направлению со скоростью движения гра-
нул. Отсюда следует заключить о значительном влиянии диспергиро-
ванной фазы на сплошную (которое в пределе может быть доведено до
полного управления движением последней).Экстремумы.наблюдаелне в
точках У =3м и У =5 м,представляют существенный интерес, выяв-
ляя наличие области (и ее величину), в которой относительный эф-
фект силы тепловой конвекции столь велик,что вызывает увеличение
(^/) при уменьшении У .Характер течения в факеле наглядно
Рис. 3.2S Распределение продольной среднерасходной скорости воздуха в (Такельном -In
сельном - 2 пространствах по высоте грануляционной башни. 3 - средне-
расходная скорость по всему сечению грануляционной башни.
309
Рис. 3.2? Рапределенпе по высоте грануляционной башни радиальной скорости воздуха
у границы факельного пространства.
310
Рио. 3.28 Распределение силовых факторов (сил, отнесенных к единице массы сплошной сре-
ды), действующих в газовой фазе факельного пространства. I - сила воздействия
движущихся гранул - ; 2 - сила тепловой конвекции - ; 3 - сила дав-
ления “
Рис.3.29 Распределение температур по высоте грануляционной башни. I - температура факельного
потока (ореднерасходная) - Tj; 2 - температура межфакельного потока - Т^= Т« ;
3 - температура на оси факела - TQ; 4 - температура поверхности гранул - Тг ;
5 - среднебалансовая температура всего воздуха для данного поперечного сечения
гранбашни.
312
313
Рис. 3.30 Распределение температур воздуха по радиусу
группового факела и аммиачной селитры по ра-
диусу гранулы диаметром 2 мм в сечениях, от-
стоящих от гранулятора I - на 2 м; 2 - на
10 м; 3 - на 20 м.
314
выявляется при рассмотрении зависимости радиальной компоненты
скорости на границе факела )„ от У .представленной на
рис.3.27. Как видно при У> 5 м вошедший в никнем сечении воз-
дух, выходит по мере его подъема через границу факела в меяфакель
ное пространство. Этот процесс тормозится возрастающей величиной
силы тепловой конвекции и при У =5 м полностью прекращается,
заменяясь за счет увеличения всасыванием внутрь факела воз-
духа из межфакельного пространства. При У =3 м за счет возраста
ния увлекающего действия потока гранул снова наступает (с умень-
шением У ) область, где воздух выходит из факела.
По мере приближения с обеих сторон к сечению 4/ =1,5 м, в
котором Zc-7 =о, резко возрастает ( , характеризуя неболь
шую зону, в которой интенсивно выводится воздух из факела, что не
обходимо для остановки движения последнего вдоль оси. В этом пла-
не сечение У =1,5 м может быть охарактеризовано как сечение
"ложной преграда". Область ^<1,5 м является зиекционао-инжекци-
онной.
При 1,1 \:.<У< 1,5 миз факела в межфакельное пространство
инжектируется (/^4>0) воздух эжвктируемый (/^4<0) потоком
гранул на участке Ъ < У < 1,1м из мезфакельного пространства.
(При проведении расчетов по второму приближению должно быть учте-
но влияние 24^ на траектории гранул и форму факела, соответст-
венно они приобретут слабую волнистость).
На рис. 3.28 представлены изменения по высоте башни основных
действующих силовых факторов. Не показан диссипативный фактор сил
сопротивления трения, поскольку его величина оказывается на 1-3
порядка меныпей, чем величины остельных факторов.
По найденным таким образом механическим характеристикам про-
водится расчет теплообмена в газовой фазе. От начального сечения
на элементарных расчетных участках по высоте отыскивается Tuts. То
315
удовлетворяющие балансу
4 (Ft ъ/; Ti)+&(Fz sJ- 4 у (З.юоа)
C/5 Q
и соотношению (3.99) в виде „г„
/Я £1^
-Г- Ф “ (2O-J
K=7Fl--2-Z-(„]/i)i (3.99а)
Результаты расчетов для рассматриваемого случая представле-
ны на рис. 3.29 и рис.3.30. Как видно из рис. 3.29 при У< 2,8 м
на небольшом участке обнаруживается интересная картина резкого
падения температуры газовой фазы на оси группового факела грану-
лятора и сближения ее со средней температурой, которая при этом
продолжает расти. Такая картина объясняется резким увеличением
при этом (?<^ )" . Из рис.3.30 следует, что имеют место значи-
тельные деформации профиля температур газовой фазы по высоте фа-
кела. На этом же рисунке представлены изменения температур и хо-
да фазовых превращений в гранулех, в процессе их охлаждения при
полете в объеме факела.
Результаты сопоставления с экспериментом для условий действу-
ющей промышленной грануляционной башни агрегата АС-67 приведены
на рис.3.30.
Из рис.3.30 и рио.3.29 видно резкое отличие температуры газа
в факеле от температуры межфакельного пространства и среднебаллан-
оовой температуры в верхней зоне. С увеличением расстояния до гра-
нулятора поле температур в факеле быстро вырождается. Последнее
позволяет сделать важный вывод о том, что при интенсивностях про-
цесса грануляции (и соответственно ), имеющих место в действу-
ющих агрегатах, еще не слишком сильно влияние поля температур в
газовой фазе на технологические параметры, например Та , что
подтверждается рис.3.24. Соответственно это характеризует сущест-
венную потенциальную возможность интенсификации процесса грануля-
ции. Следует учесть, однако, что хотя согласно сказанному влияние
316
процессов переноса е газовой фазе на технологические параметры
действующих агрегатов невелико, их влияние на аппаратурные ха-
рактеристики грануляционных башен, например такие как величиныт
и распределения температур и скоростей воздуха в начальной зо-
не действия грануляторов, необходимо учитывать. По мере ке новых
разработок и интенсификации башенного гранулирования уже нельзя
обходиться без учета процессов переноса в газовой фазе.
3.2. Реализация результатов проведенных исследований и
разработок теоретических основ технологии башенаого
гранулирования
В результате проведенных исследований и разработанной те-
ории получена математическая модель и расчетные зависимости,поз-
воляющие определить все основные аппаратурно-технологические ха-
рактеристики узлов башенного гранулирования, разработана типовая
методика расчета /335/, выполнены ресчеты и анализ процесса ба-
шенного гранулиронания применительно к различным вариантам его
реализации в производствах аммиачной селитры / 221,248,336,337 /,
карбамида / 338-340 / и сложных ЦР и NPK удобрений / 340-342 /.
Результаты исследований, представленных в зтой.главе, были
применены для совершенствования и новых разработок узлов башен-
ного гранулирования, действующих и вновь создаваемых агрегатов
производства азотных минеральных удобрений.
В начале главы были перечислены существенные преимущества,
которые имеют статические грануляторы перед центробежными, не
говоря уже о том, что они устраняют затраты электроэнергии и не-
обходимость в соответствующем оборудовании для электропривода.
Соответственно основным явилось направление на разработку сис-
. тем гранулирования такого типа. На первом этапе были разработа-
ны статические системы, рассчитанные на производительность до
317
10, 20 и 40 т/ч (одновременно совмеотно с Сумским филиалом ХПИ
проводилось усовершенствование действовавших центробежных грану-
ляторов). За базу в указанных системах гранулирования был принят
статический гранулятор / 250,251,253-257 /, основной вариант ко-
торого изображен на рис. 3.16. Плав по линии правопровода посту-
пает в гранулятор через патрубок I, проходит через ситчатый фильтр
4, а затем распределяется в объеме гранулятора с помощью направ-
ляющаго конуса 2. В грануляторах / 252-257 / применены и другие
варианты распределителей плава, в частности позволяющие за очет
создания вращательного движения плава уменьшить коэффициент сжа-
тия вытекающих струй и увеличить размер рабочих отверстий. Дис-
пергирование жидкости на капли осуществляется при свободном рас-
паде отруй, вытекающих из отверстий, расположенных в днище 5.Гео-
метрия днища и разбивка на нем отверстий рассчитываются по соот-
ношениям, представленным выше, что методически дано в работе /335/.
Зона распада струй защищается кожухом, снижающим здесь как /Щ/»
так и случайные потоки газа или компоненты скорости, вызванные
условиями вывода газовой фазы из грануляционной башни.
Для одной грануляционной башни, выпускающей до 30+35 т/ч
были применены системы из 4-х, 2-х и одного гранулятора, а в слу-
чае крупных аграгатов АС-67 (см.далее) на производительность 60
т/ч была применена система из 6-ти (и 4-х) грануляторов. Система
из нескольких грануляторов удобна с точки зрения обеспечения ра-
боты каждого из них в расчетном режиме при значительных колеба-
ниях нагрузки, обусловленных неравномерной подачей исходных ре-
агентов - азотаой кислоты и аммиака, а также неравномерной пода-
сей железнодорожных вагонов под погрузку при том обстоятельстве,
что емкости для хранения жидких растворов и готового гранулиро-
ванного продукта ограничиваются по условиям обеспечения безопас-
ной эксплуатации производства. В таком случае изменение произво-
318
детальности узла гранулирования может быть обеспечено путем от-
ключения или включения соответствующего количества грануляторов.
Для цеха аммиачной селитры Череповецкого ATS была разработа-
на и создана система из 4-х грануляторов на номинальную произво-
дительность 30 т/ч. Система была пущена, отлажена и на основании
положительных результатов обследования, при котором производи -
тельность изменялась от 25 до 50 т/ч, принята к эксплуатации,
С целью упрощения обслуживания в условиях устойчивых режимов
разработан один центрально расположенный гранулятор на полную
производительность грануляционной башни. Гранулятор был изготов-
лен, смонтирован, отлажен и принят к эксплуатации.
Результаты обследований работы на егрегатех постройки до
1972 г. (АС-60) различных систем статических и центробежных гра-
нуляторов без наложения управляющих колебаний представлены в
табл. 3.2 / 248 /.
Из табл. 3.2. видно, что при диаметре рабочих отверстий
0,9 - 1,0 мм гранулометрический состав продукта,получающегося
при применении статических грануляторов, лучше, чем при примене-
нии центробежных грануляторов. Позже, правда, гранулометрический
состав продукта, получаемый на центробежных секционированных гра-
нуляторах удел ось существенно улучшить по содержанию целевой Фрак-
ции 2-3 мм / 343 /, однако к этолу времени начел ось широкое внед-
рение статических грануляторов с наложением поля управляющих виб-
раций, позволивших еще более резко улучшить гранулометрический
состав продукта.
Соответственно полученным положительным результатам было ре-
комендовано устеновить указанные грануляторы на других агрегатах
АС-60 согласно плану ннедрения в промышленность результатов на-
учно-исследовательских работ по улучшению качества аммиачной се-
литры путем снижения влажности, улучшения гранулометрического оос-
Основные результаты обследования работы различных систем
статических и центробежных грануляторов
Таблица 3.2
Тип гранулятора Произво- дитель- ность грануля- тора, т/ч Концен- трация плава, вес.$ Добавка, вес.% Диаметр отверс- тий пер- фориро- ванного днища мм Гранул ометрический оостав продукта, вес.% > Змм 3-2мм 2-1 мм <1мм Продол- житель- ность обследо- вания, сутки Приме- чание
I 2 3 4 5 6 7 8 9 10 II
Обычный центро- бежный 30 99,5 Доломит 1,2-1,5 0,5 18,0 77,3 4,5 30 Невин- номыс- ский химичес кий ком бинат
ЦвНТробОЖНЫЙ секционный, / 244,247 / 30 99,4 1,2-1,5 0,5 21,0 76,0 2,5 30 Тс же
Система четырех статических гра- нуляторов лееч- ного типа 30-40 99,4 ^оло^ит Саб) 1,0 1,5 42,0 55,5 1,0 40 И
Система четырех статических гра- нуляторов лееч- ного типа 30-40 99,4 Магнетит (0,4% 1,0 3,0 48,0 48,0 1,0 0,4 и
319
ЦJJидLUJuTiолив хаилшдк и. Л
I 2 3 4 5 6 7 8 10 II
Система четырех статических гра- нуляторов лееч- ного типа 20-30 99,5 Без добавки 0,80 2,0 37,0 59,8 1,2 50 Невинно- жсский химичес- кий ком- бинат
Система четырех статических гра- нуляторов лееч- ного типа 25-50 99,5 То же 0,80 0,1 21,8 75,2 3,0 55 Черепо- вецкий АТЗ
Центральный ста- тический грануля- тор 30 99,5 И 0,80 - 13,3 85,0 1,7 8,5 То же
Центральный ста- тический грануля- тор 35 99,5 и 0,85 0,3 20,0 76,5 3,2 ТО tf
Центральный ста- тический грануля- тор 20 99,7 Сульфат аммония (0,15 Я 0,90 0,1 35,3 63,6 1,0 ТО Гродненс- кий хими- ческий комбинат
320
321
тава и режима охлаздения, обеспечивающих получение исслеживаю-
щегося продукта.
Узел грануляторов (рис. 3.31) оерии отечественных крупных
агрегатов производства аммиачной селитры по схеме АС-67 (см. да-
лее) для Черкасского, Новомосковского, Ровенского химкомбинатов
и Ионавского ЗАУ разработан на основе применения систем» из 6-ти
(4-х) статических грануляторов / 250,251, 253-257 /, рассчитан-
ной на основе вышеприведенной теории, это позволило при улучшен-
ном гранулометрическом составе получаемого продукта за счет бо-
лее равномерного распределения диспергированной фазы интенсифици-
ровать работу поперечного сечения гранбашни, о чем еще будет ска-
зано впже.
В процессе отладки узла гранулирования был выдан заводам
ряд рекомендаций по улучшению его эксплуатации / 340 /. Для бо-
лее четкого и автоматизированного включения в работе и выключе-
ния отдельных грануляторов разработано / 344 / сильфонное устрой-
ство, реализованное на Черкасском химкомбинате.
Гранулометрический оостав продукта, полученный при помощи
статических грануляторов на агрегатах АС-67 в 1974 г. иллюстри-
рует табл. 3.3.
При работах по освоению и наладке систем статического гра-
нулирования аммиачной селитры было выявлено три дополнительных
технологических фактора: I. При работе на плаве без кондициони-
рующих добавок в условиях пониженных температур окружающего воз-
духа возможно растрескивание гранул и образование значительного
количества пыли. Введением сульфатной добавки это явление было
полностью снято (работы на Череповецком АТЗ). Поскольку сегодня
эксплуатация без кондиционирующих добавок не ведется, это явле-
ние практически места не имеет. 2. Значительное (ниже 99,3$) сни-
жение концентрации плава приводит к существенному росту содержа-
322
Рис. 3.31 Узел грануляторов (его половина - три из шести)
агрегата АС-67.
I - статический (или акустический) гранулятор;
2 - вентиль подачи острого пара для пропарки
3 - плавопровод; 4 - вентиль подачи плава;
5 - емкость распределителя; 6 - распределитель-
ный щелевой колпачек; 7 - кольцевой коллектор
8 - воздушник.
323
Таблица 3.3
Среднемесячные показатели гранулометрического состава
аммиачной селитры, полученной с помощью статических
грануляторов на егрегатах АС-67 в 1974 г.
Предприятие Гранулометрический состав,% отв грануля- тора,мм
3 мм d- 2-3 мм d =1-2 мм d<1 мм
Черкасский ХК
I очередь 1,0 30,0 68,0 1,0 0,9
П очередь 3,0 49,0 47,0 1,0 1Д
Новомосковский ХК 3,0 47,0 48,5 1,5 1,1
Ионавский ЗАУ 2,0 35,0 58,0 1,0 0,9
Ровенский ХК 2,0 38,0 59,0 1,0 0,9
ния крупной фракции гранул (диаметром более 3 мм). В условиях
регламентных режимов эксплуатации,ввиду того, что концентрация
плава должна поддерживаться на уровне не ниже 99,7%, это явление
значения не имеет. 3. Без установки специальной стедии фильтра-
ции возмозкна забивка рабочих отверстий гранулятора примерно че-
рез сутки. Установка фильтров (поверхностью 12 м^ или 18 №) уве-
личивает этот срок до 4-5 суток и более, поэтому рекомендована
установка контующихся фильтров плава.
На втором этапе создания новых грануляторов проводились
разработки виброустройств, встраиваемых в статические леечные
конструкции, о которых говорилось выше, последние подвергались
некоторой корректировке и либо оснащались / 262 / автономным пе-
реустройством, либо в сочетании с соответствующим виброустройпт-
вом оформлялись как единый виброгранулятор / 99, 263-267 /.
В изображенном на рис. 3.1 акустическом виброгрануляторе
324
разработки и внедрение которого осуществлялись совместно с Б.А.
Клоповским (НИШМЯАШ), общий поток плава, поступающего из плав о-
провода разбивается на две части. Меньшая его часть через сопло-
вое отверстие 2 натекает струей на острие пластины 3, вызывая ее
колебания с акустической частотой, подбираемой согласно изложенной
выше теории виброраспада и резонансной собственной частоте колеба-
ний струй, выходящих из рабочих отверстий гранулятора0 Регулировка
частоты достигается подбором геометрии пластины 3 и ее расположе-
ния по отношению к соплу, изменяемому перемещением пластины. Основ-
ной поток плава поступает паралельно в объем гранулятора, далее
весь плав через фильтрующую сетку 4 проходит к днищу 5 гранулятора
с рабочими отверстиями. Передаваемые на вытекающие струи резонанс-
ные колебания упорядочивают их распад и последний'приобретает вид,
изображенный на рис. 3.32. Результатом является резкое повышение
однородности получаемых гранул.
Из приведенной выше теории распада струи при наложении на
нее вынужденных колебаний, следует, что резонансный виброраспад,
обеспечивающий получение однородного гранулометрического состава
образующихся капель, при постоянной частоте вибраций может иметь
место в довольно узком диапазоне изменения скорости (расхода) ис-
течения струи. Практически этот диапазон составляет 15*20% от но-
минального расхода. Соответственно целесообразно для обеспечения
регулировки производительности применять системы, состоящие из
нескольких грануляторов. Решение вопроса однако существенно смяг-
чалось тем обстоятельством, что, как будет видно далее, грануло-
метрический состав продукта, обеспечиваемый при резонансном рас-
паде струй значительно превышает требования, предъявлявшиеся к
этому показателю потребителями (и соответственно ГОСТом) и даже
в случае, когда в системе грануляторов некоторая их часть рабо-
тает не в резонансном режиме общий гранулометрический состав
Рис. 3.32 Виброраспад струи.
Рис. 3.33 Интегральная кривая распре-
деления гранул по размерам
при виброраспаде.
325
326
продукции вое еще может иметь достаточно высокие показатели. С
другой стороны следует отметить, что в этой части имеется еще
значительный потенциал по стабилизации и дальнейшему улучшению
гранулометрического состава за счет таких мероприятий как повы-
шение уровня эксплуатации, применения вибраторов о'регулируемой
частотой колебаний, плавное изменение числа работающих отверстий
гранулятора при сохранении скорости истечения струи и снижение
содержания спутниковой фракции при их распаде / 30,261 /. Этот
потенциал может быть использован, например в случае повышения
уровня требований потребителя (Госагропрома) к гранеоставу про-
дукта, На рис. 3.33 приведена характерная интегральная кривая
распределения по размерам гранул, получаемых с помощью акустичес-
ких грануляторов.
Отметим, что согласно ГОСТу / 37 / фракцию 2-3 мм желатель-
но иметь в количестве не менее 50$ (показатель не является бра-
ковочным), фракцию 1-4 мм - не менее 93$, и мелочь (манее I мм) -
не более 4$.
Полученные данные по грансоставу при работе акустических
грануляторов показали, что они обеспечивают грансостав, превыша-
ющий требования ГССТа не только на обычную продукцию, но и на
продукцию о показателями, соответствующими Государственному зна-
ку качества (фракции 2-3 мм более 50%).
Б течение 1973-1975 гг. были проведены испытания и отработ-
ка конструкции единичного акустического гранулятора, что привело
к созданию облегченного образца (весом менее 25 кг), обеспечива-
ющего получение укрупненного грансостава продукта о содержанием
фракции 2-3 мм не менее 60%,мелочи не более 1-2%.
В 1975 г. были изготовлены и смонтированы в системе грану-
лирования гранбашни агрегата АС-67 Новомосковского ПО "Азот” 6
акустических грануляторов.
327
В конце 1975 г. и в 1976 г. проводилось обследование работы
системы акустических грануляторов на полную нагрузку гранбашни
60 т/ч.
По результатам обследования системы акустических гранулято-
ров на аграгате АС-67 Новомосковского ПО "Азот" они были приняты
к постоянной эксплуатации. Было отмечено, что производственная
эксплуатация системы (блока) акустических грануляторов показала
их простоту и надежность, существенное положительное значение
имеет то обстоятельство, что они не требуют отдельных внешних ис-
точников энергии. Непрерывное время работы акустических грануля-
торов без чистки составило более 10 суток.
Блок акустических грануляторов был рекомендован для исполь-
зования на других предприятиях минеральных удобрений для гранба-
шен типа АС-67. К 1980 г. акустические грануляторы были внедрены
на Новомосковском, Черкасском ПО "Азот", Ровенском и Ионавском
БАУ, имеющих агрегаты АС-67.
Акустические виброгрануляторы (рио.З.Рв) применены в каче-
стве проектного решения для серийных крупнотоннажных агрегатов
производства аммиачной селитры АС-72 и сегодня успешно эксплуати-
руются. На рис. 3.34 представлен внешний вад и картина работы
акустического виброгранулятора / 99, 263-267 /. На рис. 3.35 по-
казан внешний вад и в стробоскопическом освещении картина работы
вибрационного гранулятора / 262 /, в котором управляющие колеба-
ния возбуждаются при помощи съемного электродинамического вибра-
тора.
Общеотраслевые результаты вышеописанных работ в промышлен-
ности по усовершенствованию действующих и внедрению новых кон-
струкций грануляторов будут представлены ниже (в гл.4), здесь,
однако отметим, что в итоге вся отрасль в целом имеет средние по-
казатели по гранулометрическому составу выпускаемой аммиачной ое-
328
Рис. 3.34 Внешний: вид промышленного акустического
виброгранулятора АГ-20 (фото Б.А. Клоповского)
329
Рис. 3.35 Внешний ввд промышленного резонансного виброгра-
нулятора ( с электродинамическим вибратором)
(фото Ю.С. Кравченко).
330
лит^н, превышающие требования Государственного знака качества.
Группа южных заводов прежних лет постройки (до 1972 г.) выпуска-
ет продукцию с содержанием фракции 2-3 мм более низким, чем это
требуется для присвоения ГЗК. В последнем случае, однако, препят-
ствием оказывается проявляющаяся при укрупненном размере гранул
недостаточность для климатических условий южных заводов имеющих-
ся охладителей кипящего слоя, что приводит к повышению температу-
ры продукции сверх допустимой по ГОСТу. Были разработаны и выданы
рекомендации по расширению кипящих слоев в гранбашвях южных заво-
дов и осуществлению орошения гранулами только площади кипящего
слоя (с целью избежания налипания гранул на конуса гранбашни).
Реконструкция указанных узлов охлаждения позволит осуществить рез-
кое повышение гранулометрического состава аммиачной селитры и на
южных заводах Советского Союза.
Представленные работы явились важной составной частно комп-
лекса внедренных мероприятий, обеспечивших получение аммиачной
селитры с выровненным гранулометрическим составом, достаточной
прочностью гранул, обработанных диспергатором Е5, пригодной для
бестарных перевозок и хранения, о 6-ти месячной гарантией качества
Ввиду высоких показателей работы акустической системы вибро-
грануляторов лицензия на ее воспроизводство закуплена в 1984 г.
японской фирмой ТБЕ.
Результаты представленных выше исследований были использова-
ны для разработки комбинированного способа / 96 / гранулирования
применительно к реконструкции установки гранулирования аммиачной
селитры в кипящем слое / 95 / Кироваканского ЗАУ для перехода на
безретурный процесс.
Результаты ипсляповяний и разработок, выполненных для тех-
нологии башенного гранулирования аммиачной селитры, были примене-
ны для аналогичных узлов производств карбамида и сложных NP и NPK
331
удобрений.
Карбамид. С июля 1972 г. введен ГССТ на карбамид, в котором
увеличен его гранулометрический состав: крупной фракции 2-3 мм
требуется для ГЗК получать не менее 50$. Обусловлено также, что
температура продукта, идущего на упаковку,не должна превышать 50°0.
Получение гранул карбамида укрупненного состава в башнях с
рабочей высотой 30-35 м в летний период затруднено из-за повышен-
ного налипания наиболее крупных гранул на конусах и нижней части
башни.
0 помощью полученной выше математической модели был проведен
расчетный анализ / 338-340 / изменения аппаратурно-технологических:
параметров узла башеаного гранулирования карбамида. Поскольку кар-
бамид при кристаллизации имеет склонность проходить через мета-
стабильное, переохлажденное состояние, были проведены эксперимен-
ты по оценке влияния этого фактора на величину отклонения резуль-
татов расчетов от фактических значений температур гранулы. На рис.
3.36 представлены результаты расчета и эксперимента по измерению
температуры в точке, находящейся примерно на середине радиуса
гранулы. На рис. 3.36 заштрихована зона переохлажденных состояний.
Она занимает незначительную долю площади под температурной кривой.
Сопоставление расчетных и экспериментальных данных показывает,что
расхождение в конце охлаждения составляет 5-7°, т.о. в первом при-
ближении процесс переохлаждения можно не учитывать.
Расчет толщины затвердевшей оболочки гранул карбамида пока-
зал, что ее величина при прочих равных условиях оказывается су-
щественно меньшей, чем в случае аммиачной селитры, это наглядно
видно из рис. 3.20.
Расчеты, применительно к значениям параметров гранулирования
карбамида на Северодонецком ПО "Азот", где рабочая высота башни
составляет 35 м, показали, что на таких грануляционных башнях в
332
Рис. 3.36 Сопоставление экспериментальной (I) л расчетной (2)
температур в точке (2=0,48мм) гранулы карбамида
диаметром 1,96мм, охлавдаемой воздухом с температу-
рой +33°С и скоростью 4,2 м/с.
333
летних условиях охлаждения при реальных скоростях воздуха практи-
чески невозможно получение продукта с содержанием фракции 2-3 ш
большим,чем 25-307' (Cfcp =1,75 мм). Было проанализировано с по-
мощью расчетов на ЭЦВМ влияние повышения скорости охлаждающего
воздуха и снижения его температур; на входе. В результате получе-
но, что решение вопроса возможно либо при увеличении скорости воз-
духа до 4 м/с, которое можно было бы реализовать например путем
вставки в ранбаишю цилиндра диаметром Б-8 м о охладителем кипя-
щего слоя и улавливанием пыли, либо при снижении температуры воз-
духа на входе до -10°С. Так как в последнем случав требуются су-
щественные энергозатраты, то более выгодным может оказаться вари-
ант увеличения высоты башни.
Как показывает опыт эксплуатации башни с рабочей высотой 83
м на Гродненском ПО "Азот" даже при отсутствии внизу кипящего
слоя в летних условиях (Тдах =17°С) и грансоставе, содержащем
фракцию 2-3 мм в количестве 75Я ( с/се =2,3 мм) возможен стабиль-
ный выпуск продукции.
Расчет, проведенный применительно к гранбашне Гродненского
ПО "Азот" показал (см.табл.3.4), что гранулы с oi»=2,3 мм пол -
ностыо закристаллизованы и имеют Та =56,7°С. Экспериментальное
значение Та ,полученаое для таких условий при обследовании ра-
боты указанной гранбашни, равно 51°С, т.е. близко к расчетной ве-
личине. Установка кипящего слоя внизу позволяет существенно сни-
зить требуемую высоту башни.
Очевидно выбор того или иного из вышеприведенных вариантов
должен делаться после проведения технико-экономической оценки для
каждого конкретного случая. Другой стороной решения задачи обес-
печения крупного грансостаза продукта при минимальных возможных
высотах гранбашни является повышение однородности гравсостава. И
здесь применение разработок, проведенных для производства амииач-
334
Таблица 3.4
Результаты расчетов теплообмена в гранулах карбамида
при условиях гранулирования на Гродненском ПО "Азот"
( W =0,61 м/с М тв=47,5 т/ч, М/Мтв =13 кг/кг)
Исходные данные Расчетные данные
С^.мм Т^°С та, °C , мм
2,3 18 60,6 1,11 1,0
2,3 35 . 75,5 1,11 1,0
3,0 18 104,4 0,88 0,93
3,0 35 122,0 0,72 0,68
3,5 18 125 0,74 0,81
3,5 35 125 0,60 0,72
4,0 18 125 0,64 0,68
4,0 35 125 0,52 0,59
ной селитры, дает возможность получения положительного эффекта
в технологии, одновременно с получением положительного эффекта
у потребителя за счет повышения качества продукта. Учитывая поло-
жительный опыт внедрения акустического гранулятора / 29,263-267 /
в производстве аммиачной селитры,начато его внедрение в производ-
стве карбамвда, дающее значительный экономический эффект. Расчет
ожидаемого эффекта от получения карбамида с показателями, соот-
ветствующими требованиям ГЗК, выполненный ВПИО "Союзсельхозхимия"
дает величину 7 руб. 56 коп. на тонну карбамида, соответственно
при этом увеличена на 2 рубля цена тонны продукции.
Сложные А/Р и NPK удобрения.При гранулировании сложных удоб-
рений усиливается тенденция применения башенного гранулирования
/ 345, 346 /. В агрегатах производства нитроаммофоски производи-
тельностью ~80 т/г, построенных в последние годы японской фирмой
ТЭЗ по лицензии норвежской фирмы ’’Порск Гидро", используется гра-
нуляционная башня диаметром 28 м и высотой падения гранул 55 м, в
335
нижней части которой имеется вращающееся пнище. Расход воздуха -
10® мР/ч. Предусмотреао получение гранул средним диаметре:.! 2,1-
2,2 мм. В построенных ранее импортных производствах сложных удоб-
рений производительностью ~ 40 т/с применена грануляционная баш-
ня диаметром 16 м и высотой падения гранул 40 и. Результаты обсле-
дования в летних условиях на Невинномысском ПО "Азот" показели.что
средний диаметр гранул NP -удобрений равен 2 мм. Более крупные
гранулы коикуютоя на днище башни и дают ретур в количестве не ме-
нее 10%.
Для оценни теплообмена при башенном гранулировании NP (мар-
ки 1:1) и NPK (марок 1:1:1 и 2:1:1) - удобрений и определения
влияния на него различных параметров были выполнены / 340-342 /
расчеты по полученной в этой главе математической модели.
Расчеты показали, что практически без увеличения температуры
продукта на выходе из башни количество охлаждающего воздуха гложет
быть уменьшено не менее,чем в 1,5 раза, что соответственно снизит
эксплуатационные расходы.
Адиабатическая температура гранул NPK - удобрений прибли-
зительно на 28-30°С оказывается ниже, чем NP - удобрений при
диаметрах гранул 2-2,5 мм и одинаковых расходах воздуха.
Результаты расчетов и (Тактическиевеличины параметров иллю-
стрируются табл. 3.5.
Сопоставление расчетов по степени закристаллизованности гра-
нул с результатами измерений максимальных размеров целых гранул
в полученаом продукте, а также осколков разбившихся гранул позво-
лило заключить, что отношение объема закристаллизовавшейся части
гранулы к ее полному объему, при котором гранулы NP и NPK уже
разбиваются о металлическое дно башни,составляет ~0,75. Практи-
ческий интерес представляет использование гранбешен уменьшенного
диаметра с повышенной плотностью орошения. При сохранении удель-
336
Таблица 3.5
Расчетные к экспериментальные адиабатические температуры
гранул NPK -удобрения марки 2:1:1 при получении их
в грануляционной башне Новгородского ПО "Азот”
Температура,°C 3 Р Т “ Т
Гранул в ниж- ней части я башни €б й CD XО \ Ч ВХ X 'Й , а а 100 э I -Т пл ха %
« Г S
- g 5 Is s
'ср МФВ ТВ Скоро башне V/ плава возду в баш. экспе тальн расче
2,20 83 0,4 10,6 155 -6 51,0 53,4 - 2,3
1,95 76 0,4 11,6 162 -4 48,0 44,0 + 3,5
1,90 80 0,4 11,0 160 -4 43,0 39,8 + 3,0
2,15 7 0 0,4 12,5 155 -I 48,0 50,6 - 2,5
1,94 78 0,6 15,0 155 24 68,0 61,6 + 7,5
2,07 75 0,6 15,0 155 24 65,0 68,8 - 4,2
2,07 78 0,6 15,0 155 18 65,0 63,8 - 1,3
ного расхода воздуха это будет сопровождаться одновременным уве-
личением его скорости и времени падения гранул, за счет чего
улучшается охлаждение последних. Выбор рациональной скорости воз-
духа связан как о достижением приемлемой степени закристаллизо-
ванности гранул, обеспечивающей отсутствие налипаний, так и с не-
обходимостью избежания резкого повышения уноса шли в очистное
устройство.
Предварительные технико-экономические оценки, выполненные
Л.А.Имай, на основе результатов расчетов по вышеупомянутой мате-
матической модели, показали,что экономический эффект от исполь-
зования малогабаритной гранбашни, в которой воздух будет иметь
337
скорость 2-2,5 it/c, составит 0,3 руб. на тонну продукта, по срав-
нению с башней диаметром 28 м, где скорость воздуха составляет
0,6 м/с.
В заключение следует скзать, что на основе результатов на-
учных исследований, представленных в данной главе, был проведен
ряд разработок узлов гранулирования серийных крупнотоннажных аг-
регатов АС-67 и АС-72, внедренных в промышленность, а так же раз-
работана принципиально новая безвыбросная технология башенного
гранулирования / 347 /, намеченная к применению в перспективном
агрегате производства аммиачной селитра. О вышеуказанных разра-
ботках и их внедрении подробнее будет сказано в следующей главе
Материалы, освещающие внедрение результатов, изложенных в
зтсм разделе работ в промышленности и полученные эффекты пред -
ставлены в приложениях.
Следует отметить, что ввиду достижения высокого уровня од-
нородности гранулометрического состава при виброгранулировании и
значительного потенциала для его дальнейшего повышения в повестку
дня может быть поставлен совершенно иной вопрос - о подыскании но-
вых областей, где требовались бы столь высокие показатели грану-
лометрического состава дисперсной фазы, которые могут быть обес-
печены при дальнейшем совершенствовании грануляторов этого типа.
338
ГЛАВА 4. КРУПНОТОННАЯНЫЕ АГРЕГАТЫ ПРОИЗВОДСТВА
ВЫСОКОКАЧЕСТВЕННОЙ ГРАНУЛИРОВАННОЙ АММИАЧНОЙ СЕЛИТРЫ
4.1. Новое поколение интенсифицированных агрегатов удвоенной
единичной мощности АС-67 и АС-72
Поставленная решениями Партии и Правительства задача вру -
того наращивания выпуска основного азоткго минерального удобре-
ния - аммиачной селитры, при одновременном обеспечении высоких
показателей ее качества, могла быть решена только на базе разра-
боток и создания промышленных егрегатов более мощных и совершен-
ных, чем ранее строившиеся агрегаты АС-60. До IX пятилетки тех-
нологические схемы агрегатов по производству аммиачной селитры
(АС-60) базировались на использовании азотной кислоты концентра-
цией 47-49$, что предопределяло применение схем с двух - трех -
ступенчатой системой выпаривания растворов селитры. Единичная
мощность основного технологического оборудования не превышала
150-250 тыс. т/год.
Грануляционные башни на такие производительности имели ди-
аметр 12-16 м и высоту полета гранул 28-30 м. Влажность продук-
та была высока, кондиционирующие добавки нуждались в 'повышении
их технологичности и эффективности.
В то же время период с начала 70-х годов характеризуется су-
щественными достижениями в области улучшения качества аммиачной
селитры. Были проведены на уровне ФХС представленные в предыду-
щих главах работы по модернизации действующих цехов, связенные с
внедрением узлов-:доупарки, обеспечивших получение высококонцентриро-
ванного нитрата аммония гранулирования, обеспечивших крупный и одно-
родный грансостав продукта, а также значительную интенсификацию
процесса /348/; проведены разработки и внедрение интенсифицирован-
339
них с применением новых более совершенных систем распределения
потоков, узлов нейтрализации азотной кислоты аммиаком; охлажде-
ния гранул в псевдоожиженных (кипящих) слоях (одноступенчатых и
двухступенчаты:: /31/).
Накопленный промышленный опыт и результаты научно-исследова-
тельских и опытно-цротлышленных работ позволили сделать существен-
ный шаг на уровне ХТС производства гранулированной аммиачной селит-
ры, которым явилась разработка к началу 7С-х годов интенсифицирован
ног о крупнотоннажного агрегата (мощностью 1360 т в сутки) по схеме
АС-67 н после,дующее внедрение'его в промышленность в IX пятилетке,
а затем разработка к середине 70-х годов оптимизированного агрега-
та по схеме АС-72; такие агрегаты осваивались и строились в X и XI
пятилетках /4/. В ХИ пятилетке ведется внедрение модернизированной
технологии крупнотоннажных агрегатов с установкой узла комбинирован-
ной очистки выхлопов и применением в качестве кондиционирующей до-
бавки - нитрата магния (схема - АС-72М). Большой вклад в разработ-
ки и внедрение указанных крупнотоннажных агрегатов был сделан Н.И.
Беляевым, А.Т. Зотовым, Е.А. Казаковой, В.М. Олевским, Н.Н. Поля-
ковш М.Л* Фердом).
При концентрации исходной азотной кислоты 58-60%, обеспечивае-
мой современными агрегатами ее производства, удается реализовать
стадию выпарки в одну ступень, в которой содержание воды в раство-
ре аммиачной селитры снижается с 8-10% до 0,2-0,3% путем испарения
в поток ннерта. В таком случае фушщионх-фование стадии выпарки не
обязательно должно сопровождаться образованием технологического кон-
денсата, как это имеет мзото при выпарке в прежних агрегатах АС-60.
Образовавшиеся под атмосферным давлением на стадии нейтрализации со-
ковые пары становятся ненужными для частичного применения в стедии
выпарки.
В результате технология может быть организована по принципу
полного устранения выброса в окружающую среду загрязненного тех-
нологического конденсата. Соковые пары из узла нейтрализация и
340
паро-газовая смесь из узла выпарки при этом смешиваются с пото-
ком воздуха, уходящего из грануляционной башни.
Такой принцип был применен в вышеупомянутых крупнотоннаж-
ных агрегатах производства гранулированной аммиачной селитры.
Тогда все проблемы очистки выбросов сосредотачиваются в газовой
фазе. Следует однако заметить, что даже без зтого обстоятельст-
ва вопрос очистки газовой фазы существенно усиливается примене-
нием интенсифицированного процесса башенного гранулирования с
повышенными скоростями охлаждающего воздуха, за счет чего воз-
растает унос пыли аммиачной селитры из башни.
Теоретические расчеты, как следует из рис.3.29, показыва-
ют возможность при обеспечении равномерного орошения поперечно-
го сечения грануляционной башни дальнейшей интенсификации про-
цессов обмена в ней, даже для случая агрегата АС-67, у которого
плотность орошения сечения в 4 раза выше, чем у агрегатов АС-60
прежних (до 1972 г.) лет постройки. Соответствеано при разра-
ботке и создании узлов башенного гранулирования большой мощнос-
ти на основе применения статических систем грануляторов, была
принята линия на интенсификацию процесса. После указанного че-
тырехкратного увеличения плотности орошения в агрегатах АС-67
в агрегатах АС-72 плотность орошения была увеличена еще на ~25%
по сравнению с последними, а в перспективном егрегате намечает-
ся ее увеличить по сравнению с АС-72 на 12,5% и довести до 850
кг/м^ч. Рис.4.1 иллюстрирует эту тенденцию.
Следует отметить, что рост плотности орошения, являющийся
весьма важным показателем, требует кроме обеспечения главного
фактора - соответствующего термического состояния гранул в кон-
це их полета также и выполнения при этом условии недопущения
попадания гранул на стены и внутренние конструкции башни с целью
предотвращения налипания на них аммиачной селитры. Это обстоя-
Soo
^ецзелбяп
«уиая
700 |
- ле-Б? I
J" 1 I
зоо I
ЯС -за , ! I
। 1
.1___________,___I_____,____L
1963 1370
М>72
(7ъ&б/1
/373
/ззо
,Рис. 4.1 Увеличение плотности орошения (интенсификация) поперечного сечения
грануляционных башен отечественных, крупнотонажных, серийных агре- ’
гатов производства аммиачной селитры.
342
тельство вызывает необходимость достаточно полных расчетов всех
элементов траекторий полета гранул, что каждый раз выполнялось
на основе использования разработанной теории и полученных выше
соотношений.
Агрегат АС-67.Основные стадии технологии по схеме АС-67
(рис.4.2) и характеристики технологических параметров:
Нейтрализация азотной кислоты аммиаком. Процесс проводится
под давлением, близким к атмосферному, в аппарате ИТН 5 при тем-
пературе 155-165°С. В агрегате параллельно установлено 2 аппара-
та ИТН, производительностью по 30 т/ч (по готовому продукту).
Азотная кислота (58-60% HN03 ) предварительно подогревает-
ся в теплообменнике I до температуры 70-80°С соковым паром из
аппарата ИТН, газообразный аммиак подогревается в теплообменнике
2 - до 120-150°С паровым конденсатом из выпарного аппарата 4.
Азотная кислота и газообразный аммиак с помощью системы ав-
томатического регулирования дозируются таким образом, чтобы на
выходе из аппарата ИТН (рис.4.3) раствор имел некоторый избыток
азотной кислоты - в пределах 2-5 г/л, что необходимо для обеспе-
чения полноты поглощения аммиака в реакционной зоне. Равномер-
ность распределения кислоты в растворе аммиачной селитры обес-
печивается за счет создания большой (порядка 10^) кратности цир-
куляции в реакционном стакане I (рис.4.3). Представляет интерес
возможность другого варианта / 349 / осуществления процесса ней-
трализации - в барботажном слое на тарелках. Однако его реализа-
ция требует проведения дополнительных исследований.
В сепарационной зоне аппарата ИТН соконый пар отделяется от
кипящего раствора и поступает на очистку в промывную зону аппа-
рата ИТН, состоящую из 4 тарелок и брызгоуловителя. На верхнюю
тарелку подается конденсат сокового пара, образующийся в подо-
гревателе азотной кислоты 2, на вторую снизу - 20-25%-шй кислый
343
J’nc. 4.2 Принципиальная схема серийного крупнотоннажного
агрегата производства гранулированной аммиачной
селитры АС-67.
344
СакоЕь/и пар
1
Рис. 4.3 Аппарат для нейтрализации азотной кислоты аммиа-
ком: I-реакционный стакан, 2-распределитель азот-
ной кислоты, 2п-первоначальное расположение рас-
пределителя азотной кислоты, 3-циркуляционные
окна, 4-секция распределителя аммиака, 4п-перво-
начальное расположение распределителя аммиака,
5-трубки для прохода циркулирующего раствора,
6-крышка с направляющими, 7-промывные тарелки,
8-брызгоотбойник.
345
раствор аммиачной селитры, который получается в промывном скруб-
бере 6, на вторую снизу тарелку при необходимости также подает-
ся азотная кислота для отмывки из сокового пара аммиака при его
проскоке из реакционной зоны. На промывных тарелках осуществля-
ется очистка оокового пара от аммиака, брызг раотвора аммиачной
селитры и паров азотной кислоты.
На выходе из аппарата ИТН соковый пар содержит до 2-5 г/л
NHijNO^ , 1-2 г/л HNOj • Количество загрязняющих примеоей в
соковом паре на выходе зависит как от работы очистной части ап-
парата, так и от содержания этих примесей в паре, уходящем из
реакционной части аппарата. Последнее по существу характеризует
качество работы реакционной части аппарата при прочих равных
обстоятельствах, а также учитывая высокую скорость реакции и
большие кратности циркуляции^определяемое работой распредели -
тельных устройств и организацией потоков. Первоначально приме -
ненные распределители кислоты и аммиака, показанные на рис.4.3
пунктиром, были выполнены первый из перфорированного отрезка
трубы, располагавшегося по диаметру реакционной части аппарата
над распределителем аммиака, а второй в виде перфорированного
тора располагался внизу реакционного отакана. В результате рас-
пределение кислоты по сечению последнего было достаточно нерав-
номерным, существенно и то, что кислота концентрацией 58-60$,
попадая в виде струек в зсну газовых пузнрей с аммиаком интен-
сивно испаряется, создавая благоприятные условия для образова-
ния аммиачной оелитры в газовой фазе. Это приводит к образован™
значительного количества аэрозольных фракций аммиачной оелитры
в газовой фазе. Поскольку последние трудноуловимы, то возрастает
уноо аммиачной селитры соковый паром. Было предложено поменять
местами расположение распределителей аммиака и кислоты и увели-
чить равномерность раздачи потоков последними / 350 /. Если ра-
346
нее перфорированная часть распределителя аммиака составляла
около 45% сечения рабочего стакана, то вновь предложенное ре-
шение, изображенное на рис.4.3 сплошными линиями составляет 75%
ст поперечного оечения рабочего стакана. Как видно из рио.4.4
после новой организации распределения реакционных аммиака и кис-
лоты резко сократилось содержание аммиачной селитры в соковых
парах, уходящих со стации нейтрализации, а удельную производи-
тельность реакционной зоны удалось довести по сухому продукту
до 6,9 т/м3, тогда кан в агрегатах АС-60 она составляет 3,9 т/м3.
Из этого же рисунка видна независимость содержания аммиачной се-
литры от наличия или отсутствия орошения на очистных тарелках,
что характеризует присутствие аммиачной селитры практически толь-
ко в аэрозольном виде. С другой стороны из рис.4.4 видно оильное
влияние орошения тарелок на содержание кислоты (брызговое сос-
тояние) и аммиака (газ).Полнота и стабильность очистки сокового
пара от загрязнений зависят также от стабильности дозировки азот-
ной кислоты и аммиака в аппарат ИТН, конденсата сокового пара и
разбавленного (слабого) раствора селитры на тарелки прсмывной
части аппарата. Эта стабильность обеспечивается системой автома-
тического регулирования процесса. Контроль среды осуществляется
при помощи pH-метрии с предварительным разбавлением раствора
конденсатом.Может быть при этом предложен и уточненный, обладаю-
щий повышенной чувствительностью компенсационный метод / 351 /.
Дельнейшую очиотку от загрязнений насыщенный соковый пар прохо-
дит в смеси с воздухом из грануляционной башни в промывном скруб-
бере 6.
Образующийся в аппарате ИТН 92-93%-ный раствор аммиачной
селитры несколько расслабляется растворами из промывной части
аппарата и при концентрации 69-91% направляется в выпарной аппа-
рат 4 через скоростной донейтрализатор 3, в который подается га-
347
Рис. 4.4 Содержание аммиачной селитры, аммиака л азот-
ной кислоты в соковом паре после аппарата ИТН
(граммы на I литр конденсата) в зависимости ст
кислотности реакционного раствора (граммы на I
литр раствора)
1,2 - переконструированный аппарат
3,4 - реконструированный аппарат
сплошные линии - ранимы работы с орошением 4х
тарелок очистной части, пунктирные линии -
без орошения.
348
зообразный аммиак для нейтрализации избытка кислоты и создания ще-
лочной среды раотвора (избыток аммиака должен поддерживаться в пре-
делах до 0,1 г/л свободного NH3 ). Донейтрализатор выполняется в
виде полого аппарата с системой поперечных перегородок. Последние
правда подчао вызывают гидравлические удары в потоке, выламывающие
их. Учитывая необходимость тонкой и равномерной дозировки аммиака
в дснейтрализуемый раствор может быть предложено для этой цели спе-
циального вида устройстве, работающее по принципу вдувания аммиака
через пористую стенку в стекающую по другой ее стороне пленку раот-
вора / 352-354 /, или в поток раствора, подаваемого внутрь трубы.
В донейтрализатор 3 дозируется серная кислота с таким расчетом,
чтобы содержание сульфата аммония в готовом продукте было в преде-
лах 0,3-0,7% (кондиционирующая добавка).
Получение высококонцентрированного плава. Донейтрализован-
ный раствор нитрата аммония концентрируется до 99,7-99,8% под
давлением,близким к атмосферному, в комбинированной доупарке 4.
В межтрубное пространство подается свежий пар давлением 1,2-1,5
МПа (12-15 атм). В трубчатке происходит упаривание раствора до
концентрации 99% нитрата аммония, при сочетании процеосов мас-
сообмена и теплообмена (си. гл. 2), В тарельчатой чаоти аппарата
на провальных тарелках путем масоообмена с сухим горячим возду-
хом происходит обезвоживание плава до концентрации 99,7-99,8%.
В нижнюю часть аппарата воздуходувкой подается 18-25 тыс.
м3/ч воздуха, нагретого до 180-190°С в теплообменнике 10 овежим
паром.
Стабильность концентрации плава на выходе из выпарного ап-
парата обеспечивается системой автоматического регулирования по-
дачи пара в выпарной аппарат по температуре плава на выходе из
Аппарата (поддерживается в пределах 175-185°С) и в теплообменник
10 до температуре воздуха на входе в выпарной аппарат 4 (под-
349
держивается в интервале 180-190°С). При опасных нарушениях тем-
пературного режима, которые могут повлечь за собой разложение
плава, автоматически прекращается подача пара в межтрубное про-
стренство и включается подача слабого раствора (воды) в трубное
пространство для подавления разложения плава.
Воздух, выходящий из доупарки при температуре 170-185°С,за-
грязнен аммиачной селитрой и аммиаком, как свободно растворенным,
так и образующимся в результате небольшого гидролиза аммиачной
селитры. Содержание нитрата аммония в паровоздушной смеси на вы-
ходе из трубчатки составляет 10-12 г/м5, а аммиака до 3 г/м3.Па-
ровоздушная смесь подается в промывной скруббер 6.
Гранулирование плава. Процесс гранулирования плава осуществ-
ляется в цилиндрической железобетонной башне внутренним диамет-
ром 12 м.
Особенностью грануляционной башни в егрегате АС-67 является
ее прямая связь с аппаратом охлаждения гранул в псевдоожиженном
(кипящем) слое 9, поскольку весь воздух, поступающий в башню,про-
ходит через кипящий слой гранул селитры, чем определяется его
расход, который должен обеспечивать поддержание гранул в псевдо-
ожиженном состоянии. При среднем диаметре гранул 1,8-1,9 мм не-
обходимая для этого скорость в кипящем слое равна 1,8 м/с. Таким
образом, скорость воздуха в башне независимо от сезона и нагруз-
ки должна быть практически постоянна и близка к 1,5 м/с. Возможно
придание значительной гибкости связи между работой башни и кипя-
щего слоя путем секционирования последнего / 355 /, требующее од-
нако существенного объема работ по реконструкции низа башни.
Поскольку при падении в кипящий слой торможение гранулы про-
исходит / 356 / в надслоевом пространстве и достаточно / 338 /
обеспечить в конце ее полета степень закристаллизованнооти равную
0,6 для гранул размером 3 мм рабочая высота гранбашни агрегата
350
АС-67 могла быть принята равной 30 м.
Непосредственно на башне установлен промывной тарельчатый
скруббер диаметром 12 м. Для предотвращения провала жидкости ско-
рость воздуха в свободном сечении скруббера не должна быть ниже
1,6 м/с, (расход воздуха около 500 нс.и3/^).
В отличие от других схем, в агрегате АС-67 грануляционная
башня работает под подпором, равным сопротивлению промывного скруб-
бера - около I кПа (100 мм вод.ст.). Воздух нагнетается под ре-
шетку аппарата охлаждения селитры 9 воздуходувками, установленны-
ми на отметке + 0,00.
Разбрызгивание плава в башне осуществляется шестью леечными
грануляторами, установленными в ее потолке.99,7-99,8%-ный плав
через гидрозатвор, в котором о помощью газообразного аммиака осу-
ществляется его донейтрализация и кассетные фильтра, направляет-
ся в распределительный коллектор и из него поступает в грануля-
торы 7.
Уровень плава в вертикальных трубопроводах, соединяющих рас-
пределительный коллектор с грануляторами, замеряется и сигнализи-
руется. Повышение уровня в этих трубопроводах выше нормального
свидетельствует о забивке отверстий в грануляторах, необходимос-
ти их промывки и чистки.
На первом этапе освоения агрегатов АС-67 использовались толь-
ко статические леечные грануляторы. В настоящее время внедрены
акустические леечные гранулятора, что позволяет резко увеличить
долю гранул фракции 2-3 мм (о 40-50% ДО 70-80%).
Грануляторы (рио. 3.1 б,в) рассчитаны и установлены таким
образом, чтобы весь поток гранул был направлен на решетку аппара-
та охлаждения гранул в кипящем слое и чтобы струи плава не попа-
дали на стенку башни.
Охлаждение гранул. Так как воздух в башню поступает непос-
351
родственно через аппарат охлаждения, то он входит в нее подогре-
тым до 40-45°С. Соответственно гранулы в полете после кристалли-
зации охлаждаются до температуры 120-130°С. Дальнейшее охлажде-
ние гранул осуществляется в псевдоожиженном слое.
В аграгате АС-67 установлен аппарат ЕС, площадь которого
равна 88 н?, ограничена диаметром 10,6 м. Выгрузочные течки рас-
положены между периметром КС и стенкой башни. Гранулы аммиачной
селитры охлаждаются до температуры 40-50°С. Производительность
воздуходувки для подачи воздуха в кипящий слой - 500-550 тыс.
т^/ч при напоре 4-6 Й1а (400-600 мм вод.ст.).
При высокой относительной влажности атмосферного воздуха
даже в теплое время года может возникнуть необходимость в неко-
тором подогреве воздуха (примерно на 10°С) во избежание увлажне-
ния гранул. Подогрев воздуха необходим и в особенно холодное вре-
мя года, когда без этого не удается удержать температуру гранул
на уровне 40-50°С, требуемых по ГОСТ / 37 /.и оптимальных для
сохранения прочности гранул готового продукта.
Охлажденные гранулы через течки-затворы выгружаются на лен-
точный конвейер, которым транспортируются в отделение упаковки,
где упаковывается в мешки. При отсутствии вагонов упакованные
мешки хранятся на складе. Перед упаковкой происходит обработка
гранул поверхноотно-активным веществом (кондиционирующее покры-
тие ПАВ).
Обработка гранул поверхностно-активным веществом. Обработка
проводится при пересыпке гранул перед надвесовыми бункерами в по-
лых аппаратах путем опрыскивания о двух сторон плоского потока
гранул распыленным с помощью пневматических форсунок водным раст-
вором диспергатора "НФ".
Очистка воздуха и сокового пара перед выбросом в атмосферу.
Воздух на выходе из грануляционной башни загрязнен пылью аммиач-
352
ной селитры и аммиаком. Содержание пыли в отработанном воздухе
составляет до 1000 мг/м3, аммиака ~ 150 мг/м3. Очистка воздуха
от этих примесей осуществляется в промывном скруббере 6.
Отличительной особенностью схеш АС-67 является очистка
воздуха из грануляционной башни в смеси с соковым паром из аппа-
ратов ИТН и воздушно-паровой смесью из выпарного аппарата. Тепло
сокового пара из аппарата ИТН может быть использовано частично
на подогрев кислоты. Остальной соковый пар не может быть утили-
зирован в пределах агрегата АС-67 и выводится в атмосферу после
предварительной очистки его от примесей. В схеме АС-67 соковый
пар подвергается двухступенчатой очистке: в аппарате ИТН и в про-
мывном скруббере в смеси с воздухом из башни. На входе в промыв-
ной скруббер воздушно-паровая смесь после смешения воздуха из
башни, сокового пара из ИТН и воздуха из выпарного аппарата,име-
ет температуру 70-75°С, оодержит до 1300 мг/м3 NH4NO3 и до
250 мг/м NH3
Очистка воздушно-паровой смеси от загрязнений осуществляет-
ся на двух тарелках циркулирующим слабым раствором аммиачной се-
литры, концентрация которого поддерживается в пределах 20-25% ре-
гулированием подпитки цикла паровым конденсатом или химически очи-
щенной водой. Для улавливания аммиака в циркулирующий раствор ам-
миачной оелитры дозируется азотная киолота, кислотность раотвора
поддерживается на уровне 10-20 г/л HNOj . Циркуляция раствора
осуществляется двумя насосами производительностью 160 м3/ч каждый.
Компоновка оборудован™ в агрегате АС-67. Отличительной осо-
бенностью агрегата АС-67 является размещение основного технологи-
ческого оборудования на грануляционной башне, что определялось
отсутствием в период создания агрегата насоса для перекачивания
растворов аммиачной селитры высокой концентрации. Этому решению
способствовала схема узла гранулирования: впервые в промышленной
353
практике была принята башня, работающая под подпором, о подачей
воздуха воздуходувками, установленными на нулевой отметке.
Общий вид цаха производства аммиачной оелитры, включающего
2 агрегата АС-67, показан на рис. 4.5 и 4.6.
Шесть разработанных крупнотоннажных егрегатов по схеме АС-67
были в 1973-1975 гт. внедрены на Черкасском, Новомосковском, Ро-
венском химических комбинатах и Ионавском заводе удобрений на об-
щую номинальную производительность 2,7 млн. т/год. Досрочно вве-
денный в строй на Черкасском.химкомбинате агрегат АС-67 был отме-
чен премией Совета Министров СССР за 1976 год. Опыт пуска и на-
ладки агрегатов АС-67 отражен в работах / 357,358 /.
Агрегат АС-72. Крупнотоннажный агрегат АС-72 (рис.4.7) бази-
руется на том же сырье и основном технологическом оборудовании
(аппараты ИТН, выпарной аппарат), что и агрегат АС-67. Одинакова
и мощность обоих агрегатов. Агрегат АС-72 должен был обеспечить
дальнейшее повышение качества готового продукта, снижение капи-
тельных затрат, уменьшение энергозатрат на производство продук-
ции, сокращение срока строительства агрегата. Дельнейшее повыше-
ние качества аммиачной селитры требовалось для обеспечения воз-
можности ее бестарного хранения на заводе, бестарной перевозки
железнодорожным, водным и автомобильным транспортом, длительного
хранения у потребителя без потери рассыпчатвсти как в таре, так
и насыпью.
Для достижения этой цели в схеме АС-72 приняты следующие тех-
нические решения:
предусмотрено получение гранул более равномерного состава
(не менее 70% фракции 2-3 мм), для чего было рекомендовано при-
менить в агрегате акустические виброгрануляторы;
предусмотрено повышение прочности гранул путем воздей ствия
трех факторов: применения сульфатно-фосфатной добавки, регулиро-
354
Рис. 4.5 Общий ввд двух агрегатов АС-67 (и коммуникационной
башни) на суммарную производительность 2700 т/сутки.
355
Накануне XXV съезда КПСС у коллектива черкасского производ-
ственного объединение «азот. была бопыиаа радость: *а успешное
д выполнение заданий дмктого плтимтнего плена н еаод действие
С болыаит мощностей дм производства минеральных удобрений
Ч объедниенне награждено орденом -Знак Почета*. Вдохновленные
5 наградой черкесски кмммоа обкмжкь мыиеетнем году дат* стра-
Е; не 1Д миллиона тони минеральные удобрений. Десат* «ысич тонн
х витаминов плодородие реамно пронмесп сверк пиала. Радом с
дойстауюаснми вшам здесь растут маме корпуса.
Ио смиммо: граиулздиониие башни нового дем аммначнов
селитры.
.. -Н и-a.-.. W..-—ОЮто 5- Авмнасьваа
Рис. 4.6 Фото грануляционных башен двух агрегатов АС-67
Черкасского ПО "Азот".
W Агрегат „ЛС72
Рис. 4.7 Принципиальная схема серийного крупнотоннажного агрегата производства гранулирован-
ной аммиачной селитры АС-72.
g. Гмнумтор
S Пюиыышь
7 Ошнпеи КС
t. THirmuHOHUI
SHM
ЛП s Скине/
4 Кекткшо/
j Коюйт/шмто/
2 lOmi/Kl 10SJVI1IMI
I Ихит НТК
356
357
ваши темпа охлаждения гранул в выносном кипящем слое.
Ошт строительства и эксплуатации агрегата. АС-67 показел, что
размещение воего основного оборудования на грануляционной башне
не является оптимальным решением. Ствол башни несет большую на-
грузку и соответственно выполнен из железобетона с внутренней фу-
теровкой кислотоупорным кирпичом, что определяет повышенную стои-
мость башни и длительность ее сооружения. В вицу этого в агрегате
АС-72 основное оборудование размещено на отдельной этажерке, рас-
положенной на нулевой отметце.
В агрегате АС-67 жесткая связь между охладителем гранул - ап-
паратом КС, собственно грануляционной башней и промывшм скруббе-
ром согласно изложенному выше вызывает в холодное время года по-
вышенные затраты электроэнергии и пара, которых можно избежать
при разрыве такой связи. В агрегате АС-72 применен выносной аппа-
рат охлаждения гранул в кипящем слое, подача воздуха в башню осу-
ществляется независимо от этого аппарата. Промывной окруббер, ус-
тановленный наверху, секционирован, каждая секция снабжена инди-
видуальным вытяжным вентилятором. Такое техническое решение поз-
воляет регулировать подачу воздуха в грануляционную башню, эко-
номно расходуя электроэнергию в зависимости от нагрузки и времени
года, и повышает технологическую надежность агрегата.
Одновременно достигается и более стабильная очистка воздуха,
выбрасываемого в атмосферу. Более гибкой схема АС-72 является и
в части регулирования степени и темпа охлаждения гранул.
Принципиельных отличий в технологическом процессе на стадиях
нейтрализации и выпаривания в схеме АС-72 (по сравнению со схемой
АС-67) нет, если не считать того, что разработан и применен насос
для подачи плава на гранбашню, а выпарной аппарат. 5 снабжен.про-
мывателем воздуха 8, дополнительно уменьшающим поступление за -
грязнений в промывной скруббер 20 и снижающим температуру потока.
358
Процесс гранулирования плава в аграгате АС-72 осуществляется
в прямоугольной башне 8XII м. Высота полета гранул 50-55 м.Такая
высота выбрана из условий обеспечения экспериментельно найденной
стапени закристаллизованности равной 0,75 / 341 / для гранул раз-
мером 3 мм, необходимой, чтобы предотвратить налипание при их па-
дении на приемные конуса, а также обеспечения полной кристаллиза-
ции капель и охлаждения в полете гранул средним диаметром 2,2-2,6
мм до температуры 90-100°С.
При установке леечных акустических виброгрануляторов (рис.
3.1 в и 3.34) высококонцентрированный плав из напорного бака по-
ступает в три гранулятора 9 производительностью 20 т/ч каждый,
расположенные по продольной оои потолка башни.
Как уже указывалось, режим охлаждения имеет существенное зна-
чение для получения гранул высокой прочности. В агрегате АС-72
гранулы охлаждаются в выносном аппарате 7, разделенном на три сек-
ции, подбор и расчеты которого выполняются на основе результатов
исследований / 3,31,359 /. Каждая секция имеет независимый подвод
воздуха от вентиляторов и независимый узел выгрузки. Между венти-
ляторами и аппаратом охлаждения установлены теплообменники, в ко-
торых воздух подогревается соковым паром из аппаратов ИТН.
Двух ступеней охлаждения достаточно, чтобы обеспечить тем-
пературу гранул перед отправкой на склад и упаковку на уровне
4О-45°С. Третья ступень аппарата при температуре атмосферного воз-
духа не выше 20°С в работу не включается. При температуре наруж-
ного воздуха выше 20°С в работе находятся вое три ступени.
Как и в схеме АС-67, воздух из грануляционной башни в омеси
с соковым паром из аппарата ИТН I и воздушно-паровой омесыо из
комбинированной доупарки 2 подвергается мокрой очистке в тарель-
чатом скруббера 20.
Существенным элементом усовершенствования системы очистки
359
воздуха и пара от загрязнений в схеме АС-72 является секциониро-
вание скруббера на шесть секций по числу вытяжных вентиляторов.
Каждая секция имеет независимое орошение циркулирующим промывным
раствором аммиачной селитры. Небольшие размеры тарелок и раздель-
ная подача промывной вддкооти способствуют надежному орошению та-
релок и контакту жидкости с газом.
Установка скрубберных тарельчатых устройств позволяет приве-
сти удельные выбросы с газовой фазой на агрегатах АС-67 и АС-72
/ 4 / к величинам, имеющим место на агрегатах АС-60, в то ле вре-
мя в указанных агрегатах по сравнению о АС-60 сняты выбросы с
жидкой фазой и интенсифицирован процесс башенного гранулирования,
а также улучшен гранулометрический состав продукта.
Общий вид агрегата АС-72 представлен на рио. 4.8. В 1976-1985
гг. на Березниковском, Кемеровском, Новгородском ПО "Азот", Доро-
гобужском ЗАУ и др. предприятиях внедрены 12 агрегатов АС-72 на
суммарную номинальную производительность 5,4 млн.т/год. Завершено
строительство и ввод в эксплуатацию одного агрегата АС-72, закуп-
ленного по лицензии Болгарской Народной Республикой.
В таблице 4.1 представлены основные показатели режима работы
агрегатов АС-67 и АС-72.
Таблица 4.1.
Показатели режима работы основных узлов агрегатов
АС-67 и АС-72
Показатели режима по стадиям Агрегат Агрегат
АС-67 АС-72
Подогрев исходных компонентов
температура, °C
азотной кислоты 70- 80 80- 90
газообразного аммиака 120-150 120-160
Рис. 4.6. Промышленный агрегат АС-72.
361
продолжение таблицы 4.1
Показатели режима по стадиям Агрегат А0^67 Агрегат АС-72
Нейтрализация в аппарате ИТН давление (абсолютное) кПа кгс/с№ температура, °C концентрация раствора NH^NO^ на выходе, % содержание избыточной HN03 в растворе, г/л Донептрализация раствора NHi/NOj содержание аммиака, г/л Выпаривание концентрация на выходе,% давление (абсолютное) греющего пара, МПа (кгс/ст.^) температура плава, °C расход воздуха, м3/ч температура воздуха, °C Перекачивание 99,8%-ного плава температура, °C давление (абсолютное), МПа (кгс/с№) избыток NH3 , т/ll Гранулирование температура, °C плава в грануляторах воздуха на входе (после КС) I05-II0 (1,05-1,10) 155-170 89-91 89-92 2-5 0,05-0,10 99,7-99,8 1,3-1,6(13-16) 175-185 15000-25000 180—190 175—185 1,0(10) ДО 0,1 175-180 40-50
362
продолпенпе таблицы 4.1
•Показатели режима по стадиям Агрегат АС-67 Агрегат АС-72
воздуха на выходе (перед
скруббером) 70-75
гранул перед КС 120-130 70-110
гранул после КС 40-45
скорость воздуха в башне, тл/с 1,6-1,8 I,4-2,0
Промывка воздуха и сокового пера
концентрация раствора, % NHi/NOj 20-25
избыток кислоты (.HNOj ) > г/л 10-20
В таблице 4.2 приведены показатели отечественных крупнотон-
Наиннх агрегатов и показатели агрегатов по предложениям инофирм.
Отметил, что сегодня интенсивно ведутся работы по дальнейше-
щу повышению показателен отечественных агрегатов в части экологии.
На основании полояптельных результатов работ по очистке вых-
лопов, описанных в главе 2, разработаны рекомендации для проекти-
рования и соответствующая проектная документация и в-настоящее
время скрубберы агрегатов АС-67 и АС-72 оснащаются фильтрующей
частью для дальнейшего сокращения (в 2-3 раза) выбросов аммиачной
селитры в атмосферу.
Направление на применение фильтрующей очистки взято также
за основу радом фирм европейских, японских и американских. При
этом предложено /360/ даче с целью уменьшения количества очи-
щаемой газовой фазы (воздуха) применение локального варпанта
очистки выхлопа из грануляционной башни, путем отвода части
( ~ 1/4) воздуха из верхней зоны факела орошения гранулятора,
ограждаемой специально устанавливаемыми конусами, через которые
363
Таблица 4.2
Показатели крупнотоннажных агрегатов
Отечественные Зарубежные
Показатели ------------------------------------------------------
АС-60 АС-67 АС-72 перепек- Франция Англия США
тивный Кальтен- Ай-Си- Гер-
агрегат бак Ай длер
Мощность ТЫС о т/год 225 450 450 520 350 400 500
Удельные кап. влоиения (склады одинаковые, цены 1384г.) руб/т 22,2 21,2 21,2 26,5 нет данных
Расходы на I т продукта Аммиак кг 212 211 211 210 212 212,5 214,6
Азотная кислота I0Q% кг 790 788 786 784 775 800 791
Пар кг 290 275 215 -300 220 300 400
Бода оборотная м3 33 0,2 0,2 II, 4 16,0 нет данны:
Электроэнергия КВТ.Ч 25 35 25 125 28 16 14
Затраты топливно-
энергетич.рес. х I03 тут/т 42,2 44,3 33,7 -10 35,4 39,9 50
Выброс амселитры т/год 730 1200 1000 <50
Выброс аммиака т/год 310 280 200 <50 нет данных
Примечания:
I. Расход электроэнергии отечественных агрегатов указан с учетом
ее затрат на стадиях упаковки, хранения и отгрузки продукта.
2. Данные по зарубежным агрегатам взяты из рекламных публикаций
и проспектов срирм.
364
воздух отводится на очистное устройство. Однако, такое решение
о одной стороны может быть эффективным лишь при малой интенсивнос-
ти работы грануляционаой бешни, в противном случае вся масса ох-
лаждающего воздуха содержит пылевые частицы аммиачной селитры и
без очистки выбрасываться не может. С другой стороны, разработан-
ная теория процессов обмена в двухфазной системе при башенном
гранулировании (см. гл.З) и расчеты на ее основе показывают, что
при рекомендуемой установке в грануляционной башне конусов, окру-
жающих начальные зоны факелов орошешп грануляторов, в объемах
этих конусов создается сложная гидродинамическая обстановка. Фи-
зически это является следствием необходимости обеспечения зна-
чительных скоростей газовой фазы, необходимых чтобы отвести из
центральной зоны факела пары аммиачной селитры и аммиака. Учиты
вая значительное эжектирующее действие (см.гл.З) дисперсной фа-
зы в начальной зоне факела орошения гранулятора не трудно заклю-
чить, что внутри конусов должно тлеть место сильное взаимодейст-
вие противоположно направленных потоков газовой и дисперсной фаз.
Последнее должно вызывать смешение траекторий движения гранул,
которое будет зависеть от расходов сплошной и дисперсной фаз. В
результате создается связь, существенно снижающая устойчивость
эксплуатационных характеристик узла гранулирования. Следует учесть
что хотя предложение / 360 / и включает обогрев паром ( с соот-
ветствующими тепловыми потерями) конусов для предотвращения эа-
кристаллизовывания плава при попадании на них, но этот же неза-
кристаллизовавшийся плав, стекая с нижней кромки конусов в виде
капель и струй, вызовет образование нестандартной продукции и
налипание на нижних конструкциях башни. Учитывая изложенное и
достаточную конструктивную сложность предлагаемой системы, осо-
бенно при расположении в грануляционной башне нескольких грануля-
торов, не приходится ее считать принципиально перспективной.
365
Возвращаясь к вопросу внедрения фильтрующей стадии очистки,
следует отметить, что первый период наладок и освоения выявил
ряд технических деталей, существенно повлиявших на конечные ре-
зультаты работы получающихся комбинированных устройств, позволил
отработать характеристики фильтрующего войлока и показал необхо-
димость строгого исполнения разработанных технических решений.От-
метим такие, что оказалась неприемлемой методика отбора проб при
помощи эвакуированных колб, поскольку при этом объемы последних
оказываются недостаточными для обеспечения представительности про-
бы и следует рекомендовать проточную систему / 220 / отбора пробы.
Намечается по завершении освоения фильтрующих устройств и
стабильном получении выброса на уровне 100 мг/нм5 воздуха и ме-
нее, перейтн на втором этапе к дальнейшему улучшению этого пока-
зателя до уровня 50 мг/нм5 воздуха и ниже при усилении характе-
ристик вентиляционного оборудования и улучшении показателей вой-
лочной системы.
Сегодня, оДнако, все чаще и такие выбросы оказываются непри-
емлемыми, когда дело касается агрегатов и устеновок, располагае-
мых или уже располагающихся на освоенных промышленных площадках,
где суммарные выбросы находятся на пределе допустимых норм и не
могут быть превышены, либо их необходимо снизить по тем или иным
соображениям. В виду этого последнее время параллельно о пред -
ставленными выше работами проводились исследования и разработки,
направленные на создание практически безвыбросной технологии ам-
миачной селитры вообще и башенного гранулирования в частности,с
замкнутым циклом охлаждения воздуха. Одновременно!тлелось в виду
понизить энергозатраты и повысить использование тепла реакции
нейтрализации азотной кислоты аммиаком. Результаты этих работ бу-
дут представлены в следующем разделе.
Внедрение упомянутых выше 6 агрегатов по схеме АС-67 и 12
366
агрегатов по схеме АС-72,принципиальная реконструкция агрегатов
АС-60 (постройки до 1972 г.) в части узлов выпарки и гранулирова-
ний привели к значительному повышению качества гранулированной
аммиачной селитры, выпускаемой отечественной промышленностью, что
иллюстрируется данными, приведенными на рис. 4.9 и 4.10 из этих
рисунков оледует, что достигнутые среднеотраслевые показатели гра-
нулированной аммиачной селитры обеспечивают требования Государст-
венного знака качества,а также видно существенное превышение основ-
ных показателей качества продукта, вырабатываемого новыми крупно-
тоннажными агрегатами, над среднеотраслевыми показателями.
К началу 80-х годов выявилась целесообразность по балансам
мощностей производства азотной кислоты и аммиака наращивании мощ-
ности крупнотоннажных агрегатов с 450 тыо. т в год до 520 тыс. т
в год. Проведенные на основе применения результатов представленных
выше последований проработки позволили разработать такие рекомен-
дации. На этом основании в настоящее время проводится интенсифика-
ция технологии агрегата АС-72.
Материалы, освещающие внедрение результатов работ этой гла-
вы в промышленности и полученные эффекты представлены н приложе-
ниях.
4.2. Перспективный агрегат
Выше (см. гл. I) уже отмечался резкий рост в последнее время
требований к экологическим показателям химических производств. На
ряде промышленных площадок допустимые величины выбросов сокращены
на 1-2 порядка как для вновь строящихся, так и для уже эксплуа-
тируемых агрегатов. Ввиду столь значительных количественных изме-
нений возникают качественно новые задачи, поскольку допустимые
выбросы в окружающую среду оказывается уже практически крайне за-
труднительным обеспечить за счет только улучшении и обновления
Рис. 4.9 Снижение влажности гранулированной аммиачной селитры, выпускаемой отраслью,
пр мере внедрения доупарочных аппаратов пленочного и комбинированного, пленочно-барбо-
тажного типов.
367
363
Рис. 4.10 Изменение по годам н внедрению новых, более совер-
шенных конструкций грануляторов, показателей грану-
лометрического состава продукции (аммиачной селит-
ры) , выпускаемой отраслью в целом и действующими
серийными крупнотоннажными агрегатами АС-67 и АС-72.
369
систем очистки. Тогда неизбежно возникает требование изменить тех-
нологию в сделать ее безвыбросной. Следует оговориться об определен-
ной условности понятия безвыбросноств, что достаточно четко сфор-
мулировано в работе / 361 / Г.А.Ягодина и Л.Г.Третьяковой "Концеп-
ция безотходной технологии в некоторой степени носит условный ха-
рактер. В точном смысле слова - это идеальная модель производства,
в котором полностью отсутствуют какие-либо отходы". ..."По мере
развития в совершенствования технологических процессов мы все бо-
лее будем приближаться к идеальной безотходной технологии". Соот-
ветственно под безвыбросноотью будем далее понимать понижение выб-
росов по порядку величин по сравнению о тлеющим место в действую-
щих производствах аммиачной селитры.
В действительности сегодня оказывается возможным или невоз-
можный создание нового или дальнейшая эксплуатация построенного
агрегата в зависимости от того, удастся или нет обеспечить соот-
ветствующие нормы, устанавливаемые органами санитарной инспекции.
Задача приобретает первостепенное значендр. Такая задача примени-
тельно к производству аммиачной селитры, да в к другим производст-
вам минеральных удобрений, в которых имеет место башенное грану-
лирование, решена не была, что в значительной степени объясняется
большими объемами охлаждающего воздуха, выбрасываемого в окружаю-
щую среду.
Подробный анализ на основе результатов исследований, прове-
денных в данной работе и представленных в главах 2 и 3, а также
накопленного опыта по разработкам и освоению крупнотоннажных аг-
регатов, освещенным в предыдущем разделе, показал, что может быть
предложена новая , как на уровне ФХС, так в на уровне ХТС практи-
чески безвыбросная технология аммиачной селитры, включающая корен-
ное изменение технологии и аппаратуры основных узлов агрегата,
создание в них замкнутых или сопряженных по газовой фазе циклов
370
/ 362, 363 /. Дня получения пара о малый содержанием загрязняю-
щих примесей газов, капель и аэрозоля применена очистка, основы-
вашцаяся на последовательной его обработке в тарельчатом, фильтру-
ющем и перепопарвтельном устройствах. В работе / 364 / Ю.И.Дытнер-
ского, Г.С.Борисова в др. показана эффективность применения плас-
тинчатого типа тарелок в сочетании с брыэгоотбойными сеткаыи.При
разработке нами тарельчатых скрубберных устройств использовано их
секционирование по высоте с установкой между секциями просечно-
вытяженых тарелок сетчатых отбойников и изменением характеристик
потока орошающего раствора от секции к секции.
Рациональное решение процесса нейтрализации получается при
применении повышенного давления, что позволяет, например на основе
принципа териокомпрессии, обеспечить практически полное использо-
вание соковых паров, частично вернув их на обогрев в технологию,
а частично выдавая для внешнего потребления.
Следует отметить, что повышение давления в узле нейтрализа-
ции было реализовано на отдельных зарубежных агрегатах, а в ав-
торском свидетельстве / 365 / А.Н.Литвиновым предложено кроме то-
го отводить при этом тепло из зоны нейтрализации для подогрева
им испаряемого затем раствора аммиачной селитры. Аналогичным явля-
ется патент / 366 /, на основе которого раэработанн предложения
/ 103, 104 / по использованию тепла реакции нейтрализации. При
этом вводятся стации вакуумных выпарок, в которых не решаются воп-
росы очистки соковых паров и их конденсата. Указывается содержание
аммиачной селитры в выбрасываемом конденсате 600 мг/л, что непри-
емлемо.
Принципиальная технологическая схема перспективного агрегата
на производительность 450-520 тыс. т/год гранулированного нитрата
аммония представлена на рио. 4.II. Азотная кислота концентрацией
не менее 58$ подогревается в подается в аппарат ИТН I на нейтра-
UOuumeuxc
ю оюмиитеи
9 Окхят покипи
ОГшпиичюти
ши
г 1кчшыгеи
отсос
f.fset lerencnue-
ns » юптесск»
i йюиычтеи,
> опции lownu
22ОШШ UHDUWU
i Ыпиизтп
371
Рис. 4.II Принципиальная схема перспективного экологически чистого агрегата.
Обозначение потоков: АК-азотпая кислота; АК-аммиак жидкий; ЛГ-а шпак
газообразный; ВО-вода оборотного цикла.
372
лизацию аммиаком, поступающим в ИТН вместе с парами воды из доу-
парки 2, проходя через которую предварительно нагретым он выпол-
няет там функцию внерта (дополнительно к этому нейтрализуя упари-
ваемый раствор, в котором в процессе доупарки образуется некото-
рое количество азотной кислоты). В аппарате ИТН образуется раст-
вор аммиачной селитры концетрацией 86% NHyNO^ при давлении
3 ата и температуре 185°С. Раствор доупаривается в аппарате 2 до
98-99% при течении его в виде пленки по внутренним стенкам рабочих
труб навстречу газообразному аммиаку при давлении 3,5 ата. Упаренны
99% расплав дросселируется до атмосферного давления и направляет-
ся в аппарат 3, где происходит отдувка аммиака в поток воздуха,
подаваемый снизу. Одновременно с отдувкой аммиака из плава, проис-
ходит подсушка последнего до содержания воды 0,2-0,3%. Парогазо-
вый поток проходит через промыватель 7, где из него выделяется
аммиак, нитрат аммония в вода. После промывателя воздух направля-
ется обратно в 3, чем достигается замкнутый по газовой фазе цикл
в этом узле.
В узле 4 осуществляется очистка сокового пара из I и 2. Име-
ется ввиду за счет промывки на тарелках, фильтрации и пвреиспаре-
ния / 367 / достичь очистки до уровня единиц - десятка миллиграмм
примесей на литр конденсата. Проведенные нами исследования пока-
зали, что, если после двухслойных волнистых отбойников остаточное
содержание жидкости в виде брызг составляет -^1 г/м3 воздуха, то
после фильтрующего войлока эта величина составляет 0,2-0,3 г/м3
воздуха. Были проведены опыты по переиспарению растворов аммиач-
ной селитры, которые показали, что при содержании в жидкой фазе
аммиачной селитры в количестве порядка I г/м3, в парах ее содвр-
жение будет составлять не более десяти миллиграмм на литр конден-
сата. Очищенный соковый пар с давлением 2 ата в количестве около
40 тн подается в 5 на компрессию до 17 ата (в частично до 9 ата),
373
после чего меньшая часть его возвращается в схему для обогрева, а
большая часть видается в заводскую сеть. Расплав аммиачной селит-
ры подается в грануляционную башню 8, где диспергируется вибро-
грануляторами в гранулируется, падая с высота 50 м. Башня имеет
замкнутый по газовой фазе, безвыбросный цикл работа, циркуляция
газовой фазы и ее охлаждение осуществляются в оросительном устрой-
стве 9 50$ раствором аммиачной селитры, отдающим тепло в оборот-
ный цикл и на испарение жидкого аммиака, поступающего из изотер-
мических хранилищ.
Исследования и расчетн, представленные в главе 3, выявили
сильное влияние движения гранул (капель) на кинематику сплошной
фазы. Проведенный на этой основе анализ показал возможность орга-
низовать замкнутый по газовой фазе контур не только с применением
дутьевых циркуляционных газодувок / 368 /, но и без них / 347 /,
за счет использования компримирующего действия дисперсной фазы -
(гидродутье). Технологическая схема такого решения представлена
на рис. 4.12. При этом в смежной полой колонне создается более
мощное, чем в грануляционной башне, орошение, обеспечивающее од-
новременно эффект гидродутья, охлаждения и очистки сплошной га-
зовой фазы, циркулирующей по замкнутому контуру между этой ороси-
тельной колонной (на схеме рис. 4.II - позиция 9) и грануляцион-
ной башней / 347 /. Располагая дутьевую колонну смежно с гранбаш-
ней в условиях отсутствия газодувок и соответствующих соединитель-
ных газоходов получаем возможность устранить участки с повышенны-
ми скоростями газовой фазы, чем резко сокращаются потери на прео-
доление гидравлических сопротивлений всего тракта и соответственнс
требуемые для этого затраты энергии. Следует отметить, что описан-
ная замкнутая система циркуляции обладает не только преимуществом
безвыбросности, но она позволяет достаточно эффективно применить
при этом другие газы-носители, что дает существенный потенциал
зп
Рис. 4.12 Безвыбросная технология башенного гранулирова-
ния на основе гидродутья: I-грануляционная баш-
ни; 2-гццродутьевая тепло- и массообменная ко-
лонна; 3-диспергаторы-распределители; 4-ороси-
тели; 5-узел баланса тепла; 6-насос; 7-узел
баланса массы; РАС-раствор аммиачной селитры;
САГ-селитра аммиачная, гранулированная; КСП-
конденсат сокового пара; ВО-вода охлаждающая.
375
для .разработки различных технологических решений такого экологи-
чески чистого узла.
Один из вариантов конструктивного решения безвыбросной грану-
ляционной башни представлен на рис. 4.13.
Следует отметить, что поскольку орошение осуществляется раст-
вором, практически для всех гранул в башне условия на их поверх-
ности будут выше гигроскопической точки. Для предотвращения уноса
брызг с газом на входе в башню устанавливается сепаратор с малым
гидравлическим сопротивлением (например, из волнистых лент). При
рабочей высоте оросительной колонны 50 м можно получить комприми-
рующие усилия порядка 10-20 мм вод. ст.
Для экспериментальной проверки гидродутья была создана опыт-
ная дутьевая колонна сечением 0,5x0,5 м и высотой 6 м. Схема ус-
тановки для испытания колонны показана на рис. 4.14. Характерные
результаты испытаний представлены на рис. 4.15. На этом же рисун-
ке приведены результаты теоретических расчетов, выполненных на
основе решения системы соотношений (3.24), (3.90), (3.92) для
изотермических условий проведения процесса с учетом / 138 / гид-
равлических потерь на входе и выходе, а также за счет трения у
стенок канала. Позже была создана укрупненная модель колонны сече-
нием 2,5x2,5 м и высотой 16 м. Укрупненная модель включала в се-
бя брызгоотбойное устройство (отсутствовавшее в первом случае) и
при этом обеспечивала подачу требуемого для грануляционной башни
удельного количества воздуха на единицу площади поперечного сече-
ния, хотя указанная высота модели примерно втрое меньше высоты
башни (50 ы). Т.о. налицо существенный запас. Дополнительно отме-
тим - специально проведенное ранее теоретическое рассмотрение
/ 369 /, которое показало (рис. 4.16), что за время, соответствую-
щее прохождению каплей половины высоты полета в дутьевой колонне
и при принятых рабочих плотностях орошения в ней изменение гран-
Рис. 4.13,
376
Олин из вариантов конструк-
тивного решения безвыбросной
грануляционной башни.
377
Рис. 4.14 Схема установки для испытания дутьевой колонны:
1-поддон, 2-насос, 3-ороситель, 4-дутьевая ко-
лона.
Рис. 4.15 Характеристика работы дутьевой колонны (рис.4.14): Сплошные линии-
результаты теоретического расчета, точки-результаты экспериментальных
измерений при различных расходах орошающей вода, соответственно I-
0,435 кг/с; 2-0,71 кг/с; 3-1,03 кг/с; 4-1,19 кг/с.
378
379
Еис. 4.16 Изменение гранулометрического состава орошаю-
щих капель различных диаметров (1-2мм, 2-2,5мм,
3-2,9мм, 4-3,2-«4мм) в зависимости от времени их
падения при различных плотностях орошения:
а-104кг/м^с, б-2’104кг/м2* с, в-3-104кг/м2«с
.380
состава капель в результате их слияния - невелико. С учетом изло-
женного кроме отметки расположения оросителя - 50 м предусматри-
вается также возможность расположения его на отметке 25 м.
В соответствии с расчетом процесса грануляции количество цир-
кулирующего воздуха составит 0,5-0,6 • 10^нм3/ч, необходимое для
обеспечения такой подачи орошение дутьевой колонны составит
~ 600 м3/ч.
В представляемом агрегате окончательное охлаждение до требуе-
мой по ГОСТ температуры продукта (40-50°С) производится в аппара-
те II с кипящим слоем при помощи воздуха, циркулирующего по замк-
нутому контуру, включающему промыватель 10. В последнем от возду-
ха отводится тепло и отделяется пнль аммиачной селитры путем про-
мывки на тарелках 50^-ным водным раствором.
Предлагаемая технология разработана на уровне авторских сви-
детельств и патентов (как уже имеющихся, так и проходящих стадию
оформления), она не тлеет аналогов за рубежом и обладает преиму-
ществами безвыбросности, а также сбережения материальных и энер-
гетических ресурсов.
При гранулирования плав аммиачной селитры поступает на акус-
тические виброгрануляторы, обладающие, как указывалось выше, вы-
сокими эксплутационными показателями и обеспечивающие большую
однородность гранулометрического состава продукта.
Для дальнейшего повышения качества продукта по показателю
прочности гранул намечается применение высокоэффективных конди-
ционирующих добавок, в том числе введение связывающей влагу до-
бавки МдО •
Выпарка построена на принципе, включающем продувку ее амми-
аком / 219, 349 /, подаваемым затем на стадию нейтрализации. В
результате снимается выброс из нее загрязненного воздуха в окру-
жающую среду, имеющий место в существующих схемах, отпадает не-
381
обходи гость в газодувке для подачи инерта в выпарку, увеличивает-
ся безопасность работы этой сталии, поскольку закисление плава
при выпарке нейтрализуется аммиаком, образующиеся пары добавляют-
ся к соковым парам аппарата ИТН.
В современных производствах аммиачной селитры с нейтрализа-
цией под атмосферным давлением ссковый пар выбрасывается в атмос-
феру. Проведение процесса нейтрализации под повышенным давлением
в 3 ата, принятое в новой схеме, позволяет решить вопрос полного
использования тепла соковых паров. После специально разработанной
многостадийной очистки, о которой упоминалось выше, соковый пар
компримируется до 1,6 МПа и часть его идет на обогрев аппаратов
схемы, осуществляя таким образом самообеспеченность агрегата по
пару.Другая не, большая, часть скомпримированного пара монет быть
выдана для употребления в заводскую сеть. При отсутствии такой
необходимости эта большая часть пара может быть без дополнитель-
ного компримирования подана на конденсационную турбину и использо-
вана для привода компрессора.
Экономический эффект от агрегата при прочих равных условиях
существенно зависит от цен на пар и электроэнергию, различных для
различных площадок строительства, он может достигать 1,5 руб/т
продукта.
В ХШ пятилетке намечается создание опытно-промышленного об-
разца агрегата или его экологического модуля - замкнутой гранбаш-
ни и охладителя с кипящим слоем. В схеме намечается применение
оборудования только отечественного производства. Предполагается,
что далее может быть создана серия подобных агрегатов или указан-
ных модулей как для вновь вводимых мощностей, так и для замены
действующих агрегатов.
Существенно важным фактором является то обстоятельство, что
при необходимости решить только проблему экологии результаты про-
382
веденных разработок позволяют осуществить сочетание предлагаемой
технологии с технологией агрегата АС-72, применяя последнюю в час-
ти получения плава аммиачной селитры с комбинированной скрубберно-
фильтрующей очисткой выхлопа из доупарки. При этом гранулирование
и схлаздение гранул осуществляются по безвыбросной технологии, по-
следняя позволяет также осуществить достаточно полную очистку со-
ковых паров (в этом случае уже без последующего их компримирова-
ния, а с переиспарением под вакуумом). В результате.выброс аммиач-
ной селитры монет быть снижен с II00-I800 т/год, имеющих место в
агрегате АС-72, до величин не более 50-80 т/год.
Такое решение позволяет реконструировать действующие агрега-
ты АС-72 на практически безвыбросную технологию.
Имеется также перспектива расширить применение отдельных раз-
работок данного агрегата на другие производотва, например, карба-
мида и сложных удобрений, по основным признакам: безвыброоность,
энергосбережение, комбинированная очистка парогазовых потоков.
383
ОСНОВНЫЕ вывода и итог/
I. Проведен анализ задач современной технологии аммиачной се-
литры, выявлены главные направления исследований по решению этих
задач для разработок и внедрения нового поколения крупнотоннажных
агрегатов, а также коренной модернизации построенных ранее агрега-
тов. Указанными направлениями явились процессы обмена в физико-хи-
мических системах грануляции и доупарки. Разработаны научные осно-
вы и технология крупнотоннажного производства высококачественной
гранулированной аммиачной селитры (исслеживающейся, повышенной проч-
ности, однородного гранулометрического состава), базирующаяся на
почти полном ( < 0,2-0,3%) удаления воды из плава и проведении ме-
тастабильного превращения из П кристаллической модификации в 1У при
его охлаждении, позволяющая обеспечить экологическую чистоту про-
изводства. Упомянутая технология включает доупарку в токе газа,
интенсификацию башенной грануляции с возможностью ее безвыбросного
решения и использованием виброраспада струй плава, комбинирование
процессов обмена теплом, массой и количеством движения, замыкание
и совмещение по газовой фазе циклов в основных узлах и применение
комбинированных систем очистки.
2. Проведены экспериментальные и теоретические исследования
движения фаз, теплопереноса и массопереноса при наличии фазовых
превращений. Применительно к условиям дсупарки, развита теория про-
цессов обмена в системах пленочного и пленочно-дисперсного типа.
На этой базе даны соотношения, позволяющие определить все основные
технологические параметры потоков сплошной газовой и диспергирован-
ной е виде капель и тумана жидкой фаз в канале, а также жидкой плен-
ки на его стенках,включая учет наличия транзитного переноса тепла
последней, когда не применимо представление о коэффициенте тепло-
отдачи в пленке.
384
Разработаны экспериментальные методики и впервые определен ряд
основных характеристик процесса переноса тепла от стенки к барбо-
тажном/ слою. Разработана схема этого переноса и даны расчетные со-
отношения, обобщающие большой объем экспериментальных результатов,
полученных в данной работе, а также е работах других авторов.
С применением тонкой термометрии, осциллографирования и спе-
циальной методики регистрации положения спая термопары в гранулах
проведены экспериментальные исследования нестационарного поля тем-
ператур в них. Результаты этих исследований позволили получить пол-
ную картину охлаждения гранул, обосновать и сформулировать мате-
матическую модель, определяющую протекание процесса кристаллизации
и модификационных превращений в ней. Экспериментально изучено дви-
жение гранул и распределение температур воздуха в сачениях гран-
башни. Выявлена стохастическая составляющая движения гранул. Впер-
вые предложен количественно определенный механизм переноса тепла
в газовой фазе и разработана теория процессов обмена в двухфазной
системе башенного гранулирования, базирующаяся на представлениях
о нестационарном переносе при наличии фазовых и модификационных пре
вращений в гранулах при их полете и турбулентном переносе в газовой
фазе. Расчетами по разработанной теории получены ранее отсутство-
вавшие зависимости изменения всех основных технологических парамет-
ров сплошной и дисперсной фаз при башенном гранулировании. Резуль-
таты расчетов находятся в соответствии с экспериментальными данными
Полученная возможность расчета термического и модификационного сос-
тояния гранул позволяет обосновано подойти к оценке возникающих в
них напряжений, влияющих на прочность.
В итоге проведенных исследований разработаны научные положе-
ния и теория протекания процессов обмена количеством движения, теп-
лом и массой в определяющих узлах технологии аммиачной селитры, с
385
учетом физико-химических характеристик, позволяющих найти величины
всех технологических параметров и их взаимозависимость, анализиро-
вать различные варианты решения технологической схемы получения
этого продукта, конкретно применять разработанные решения крупно-
тоннажного его производства с обеспечением требований, предъявляе-
мых к современной технологии.
3. Результаты проведенных исследований положены в основу раз-
работки и серийного внедрения интенсифицированной технологии ново-
го поколения крупнотоннажных агрегатов АС-67, АС-72, АС-72М произ-
водства высококачественной гранулированной аммиачной селитры и мо-
дернизации построенных ранее агрегатов АС-60. При этом разработаны
и в отраслевом масштабе внедрены: новая аппаратура и технология ком-
бинированной доупарки, позволившая одновременно о применением исхо-
дной азотной кислоты концентрацией 58-60%, подогревом ее и аммиака,
снять необходимость узла предварительной выпарки растворов аммиач-
ной селитры; новые типы грануляторов-оросителей, интенсифицирован-
ные в несколько раз узлы башенного гранулирования; внедряется ком-
бинированная система очистки выхлопов. Высокая однородность грану-
лометрического состава, получаемого с помощью грануляторов-ороси-
телей, сняла необходимость в технологической стадии рассева про-
дукта для обеспечения требований ГОСТ-2-85.
В итоге вышеуказанных работ, а также совместного внедрения
на агрегатах АС-60 усовершенствованных Б.Г. Холиным конструкций
грануляторов:
а) средние по всей отечественной подотрасли показатели влаж-
ности и гранулометрического состава аммиачной селитры с 1980 г.
удовлетворяют требованиям Государственного знака качества (IBK) -
влажность < 0,3$, содержание фракций 2-Змм > 50$ и составляют
соответственно 0,17$ и 60$, а для новых крупнотоннажных агрегатов
в среднем 0,15$ и 75$. К 1987г. более 60% продукции отрасли прис-
воен IBK.
386
Достигнутые показатели гранулированной аммиачной селитры (од-
новременно с применением при этом кондиционирующих добавок) откры-
ли путь к бестарным перевозкам и хранению ее, что позволяет сущест-
венно повысить механизацию погрузочно-разгрузочных операций.
Высокая равномерность гранулометрического состава продукта
обеспечивает возможность его использования для тукосмешения.
б) Трехкратное наращивание выпуска аммиачной селитры отечест-
венной промышленностью за три последние пятилетки осуществлено на
основе серийного строительства вышеуказанных крупнотоннажных агре-
гатов, оснащенных только отечественный оборудованием.
4. Впервые предложено применить оросительное нагнетание (гвд-
родутье) сплошной среды - воздуха; при котором одновременно обес-
печивается его охлаждение и очистка. На этой основе разработана
принципиально новая безвыбросная технология башенного гранулирова-
ния.
Предложена трехстадииная очистка соковых паров, включающая
скрубберно-тарельчатую, фильтрующую и переиспарительную стадии,
после которой они могут быть использованы в качестве не загрязня-
ющего окружающей среды теплоносителя.
Предложена впервые практически безвыбросная, энергосберегаю-
щая технология аммиачной селитры, В ее основе - применение безвыб-
росного узла башенного гранулирования; замена е доупарке воздуха
газообразным аммиаком, идущим на реакцию нейтрализации; трехстадий-
ная очистка соковых паров, последующее сжатие и использование их;
применение в отдельных звеньях схемы замкнутых по газовой фазе цик-
лов. Основные узлы технологии защищены авторскими свидетельствами
и патентами. Реализация намечена на ХШ пятилетку. При этом ожидает-
ся значительный социальный эффект (от оного агрегата мощностью
450 тыс.т в год устраняется выброс в атмосферу 103и в год нитрата
аммония и 0,2*I03 т в год аммиака). Ожидаемая экономическая зффек-
387
тивность перспективного агрегата существенно зависит от стоимости
электроэнергии и пара, поэтому различна при строительстве в раз-
личных точках Союза. Ее величина может составлять до 1,5 руб. на
тонну продукта.
5. Результаты выполненных исследований могут быть применены
при рассмотрении других технологий: результаты гл. 2 - в синтезе
аммиака (его выделение), в производстве азотной кислоты (охлажде-
ние нитрозных газов и конденсация из них паров); результаты гл. 3
и 4 применены в производстве-карбамида, где внедрены акустические
виброгрануляторы, результаты этих глав могут быть далее применены
для разработок интенсифицированного безвыбросного гранулирования
замкнутых по газовой фазе циклов, а также комбинированной очистки
выхлопов (анадогичнне приме нения возможны в других производствах
минеральных удобрений).
6. Фактический экономический эффект, приходящийся на долю
представленных в данном исследовании разработок автора, составляет
2,6 млн.руб./год при общем народохозяйс^венном эффекте работ
15,9 млн.руб./год.
Основные разработки защищены 20 авторскими свидетельствами и
12 патентами.
388
Литература
I. Основные направления экономического и социального развития СССР
на 1986-1990 годы и на период до 2000 года.-Й.: Политиздат,
I985.-95 с.
2. Hyrter Lecture, Paul Rhyner, Future reseazch prespects in the ch-
emical industry// Chemistry and Industry.-1977.-N15«-P«515-520.
3. Иванов M.E..Олевский В.M. .Поляков H.H. Прогресс в развитии про-
изводства аммиачной селитры // Журнал ВХО им.Д.И.Ыенделеева.
-1978. —т .ХХШ /Я. -с. 48-51.
4. Иванов М.Е. .Олевский В.1Л. .Поляков Н.Н. .Стрижевский И.И. ,Фе-
рд 1Я.Л. .Цеханская Ю.В. Технология аммиачной селитры / под ред.
Олевского В.М.-М. :Химия, 1978.-312 с.
5. Клевке В.А. .Поляков Н.П, .Арсеньева А.З. Технология азотных удо-
брений -4Л. :Госхимиздат,1963.-392 с.
6. Справочник азотчика. -М.:Химия, 1986, -т. I.-510 с <►, -1987. -т. 2. -
461 с.
7. Позин М.Е. ,3инюк Р.Ю. Физико-химические основы неорганической
технологии.-ГЛ. :£имия,1985.-383 с,
8. Позин м.Е. Технология минеральных удобрений.-Л. :Химия,1983,-
835 с.
9. Торочешников Н.С. Технология высокоэффективных минеральных удо-
брений и сырья для их производства.-?Я. ;димяя,1984.-217 с.
10. Торочешников Н.С. .Родионов А.И. .Кельцев Н.В. .Клушин В.Н. Техни-
ка защиты окружающей средн.-м. :лимия, 1981.-368 с.
II. Родионов А.й..Кузнецов Ю.П.,Зенков В.В..Соловьев Г.С. Оборудо-
вание, сооружения основы проектирования химико-технологических
процессов защиты биосферы от промышленных выбросов.-М.:Химия.
1985.—352 с.
12. Каферов В.В. .Дорохов И.М. Системный анализ процессов химической
технологии. -1.1. :Нау ка, кн. I -1976. -500 с, кн. 2-1979. -400 с.
389
13. Горловский Д.ivl. .Альтшулер Л.Н.,Кучерявый В.И. Технология кар-
бамида . -Л.: Химия, 1981. -319с.
14. Атрощенко В.И. .Каргин С.Я. Технология азотной кислоты.-ГЛ. :Хи-
мня, 1970.-494 с.
15. Ангелин А.Г. Технология серной кислоты.-I.I. ;Химия, 1983.-360 с.
16. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической техноло-
гии. -М. :Химмя.-750 с.
17. Цпборовский Я. Основы процессов химической технологии.-Л.:Хи-
мия, 1967.-719 с.
18. Франк-Каменецкий Д.А. Диффузия и теплоотдача в химической кине-
тике. : Наука, 1967.-491 с.
19. Кайаров В.В. Основы массопередачи.-3-е изд.-М. :Высшая школа,
I979.-439 с.
20. Гоманков П. Г.,Курочкина М.И. Гидромеханические процессы хими-
ческой технологии.-3-е изд.-Л.:Химия, 1982.-287 с.
21. Гельперин Н.И. Основные процессы и аппараты химической техно-
логии. -ГЛ. :Химия, 1981 кн.1-384 с, кн.2-427 с.
22. Амелин А.Г. Теоретические основы образования тумана при конден-
сации пара• -М.: Химия, 1972. -304 с.
23. Гамм В.М. Абсорбция газов.-ГЛ. :Химия, 1976.-655 с.
24. Левич В.Г. Физшсо-химическая гидродинамика. Изд.2-е.—Х :Фяз-
матгиз,1959.-699 с.
25. Хоблер Т. Иассопередача и абсорбция.-ГЛ. :Химия, 1964.-479 с.
26. Шервуд Т. .Пыгйорд Р.,Уилки Ч. Иассопередача.-ГЛ. :Химия, 1982.-
695 с.
27. Астарита Да. Массоиередача с химической реакцией.-Л.:Химия,
1971.-224 с.
28. ОлевскиЯ В.1Л. ,ручинскич В.Р. Ректификация термически нестойких
продуктов.-Гл. :Химия, 1972.-2С0 с.
29. Бесков В.0.,Гришин Л.3..Зайцев В.Н. Химические реакторы.-ГЛ.,
390
ЖГИ,1984.-48 с.
30. Холин Б.Г. Центробежные вибрационные грануляторы и распылите-
ли жидкости.-М.:Машиностроение,1977.-182 с.
31. Казакова Е.А. Гранулирование и охлаждение в аппаратах с кипя-
щим слоем.-!:Химия,1973.-152 с.
32. Соколов В.Н..Доманский И.В. Газожидкостные реакторы.-Л.:Маши-
ноотроеиие,1976.-214 с.
33. Горбис З.Р. Теплообмен и гидродинамика дисперсных потоков.-И.:
Энергия,1970.-295 с.
34. Аэров М.Э.,Тодео О.И. Гидравлические и тепловые основы работы а
паратов со стационарным и кипящим зернистым слоем.-И.:Химия,
1968.-510 с.
35. Левеншпиль 0. Инженерное оформление химических процессов.-М.:
Химия,1969.-620 с.
36. Берд Р.,Стюарт В..Лайтфут Е. Явления переноса.—М. :Химия,1974.-
687 с.
37. ГОСТ 2-85 Селитра аммиачная. Технические условия.-X :Гос.ком.
СССР по стандартам. Изд-во стандартов,1986.
38. Кувшинников И.м. Минеральные удобрения и соли.-М.:Химия,1987.-
256 с.
39. Кутателадзе С.С..Стырикович М.А. Гидравлика газо'вдкостиых
систем.-М-Л.;Гос.знергетич.изд-во,1958.-232 с.
40. Дейч 1м. Е. .Филиппов Г.А. Газодинамика двухфазных сред.-М. Энер-
гия, 1968.-424 с.
41. Coy С. Гидродинамика многофазных систем.-il. :Иир,1971.-536 с.
42. Циклаури Т.В.,Данплин В.С..Селезнев Л.И. Адиабатные двухфаз-
ные течения.-41.:Атомиздат,1973.-448 с.
43. Уоллис Г. Одномерные двухфазные течения.-И. :Мпр,1972.-440 с.
44. Нигматулин Р.И. Основы механики гетерогенных сред.-И.:Наука.-
1978,—338 с.
391
45. Олевский В.М. .Ручинский В.Р. .Кашников А.Ы., Чернышов В. И. Пле-
ночная тепло-и массообменная аппаратура / под ред.Олевского B.I.
-М. :Химия,1988,-240 с.
46. Хьюитт Дж.,Холл-Тэйлор Н. Кольцевые двухфазные течения.-ТЛ.:
Энергия,1974.-407 с,
47. Теплопередача в двухфазном потоке / под редакцией Д.Баттерво-
рса, Г. Хьюитта,-М.: Энергия, 1980. -328 с.
48. Тананайко Ю. И.,Воронцов Е.Г. Методы расчета и исследования
пленочных процессов.-Киев.:Техника,1975.-311 с,
49. Холпанов Л.П. Гидродинамика и теплообмен при двухфазных пленоч-
ных и струйных течениях в контактных устройствах тепломассо-
обменных аппаратов: Дис.докт.техн.наук-Й.:1983.-510 с.
50. Кулов Н.Н. Гидродинамика и массообгяен в нисходящих двухфазных
пленочно-дисперсных потоках: Дис.докт.техн.наук~й1. ,1984.-409 с.
51. Кутепов А.М..Стерман Л.С.,Стюшин Н.Г. Гидродинамика и теплооб-
мен прп парообразовании.-ГЛо'.Высшая шк. ,1986.-448 с.
52. Levi S. Prediction of two-phase annulaz flow wits liquid entra-
inment// Int.J.Heat Mass Transfer, 1966.-v.9.-p.171-188.
53. Anderson G.H.,Mantzouranis B.G. Two-phase (gas/liquid) flow
phenomena.11. Liquid entrainment// Chem.Engng Sci.,-196o.-v.
12,N4.-p.233-242.
54. Colliez I.G.,Hewitt G.E. Lata on the vertical flow of air-water
mixtures in the annular and dispersed flow regions.Part N.Pilm
thickness and entrainment data and analysis of pressure drop
measurement// Trans.Inst.Chem.Enjrs,-1961.-v.39.-p.127-136.
55. Gill L.E.,Hewitt G.F.,Lacey P.M.C.Sampling probe studies of the
gas core in annular two-phase flow.-N. Studies of the effect of
phase flow rates on phase and velocity distribution// Chem.
Engng Sci.-1964»-v.9--₽«665-682.
56. Gill L.E.,Hewitt G.P.,Lacey M.C.Data on the upwards annular flc
of air-water mixtures// Chem.Engng Sci.-1965.-v.20.-p.71-88.
332
57. Pallev I.I. .i'ilippcvich B.S. Penomena cf liquid transfer in
two-phase dispersed annular flew// Int.J.Heat Mass Transfer.-
1966.-v.9.-p.1089-1093.
58. Диденко А.Я..Дубровский Г.П..Леонов В.А..Петровичев В.И.,По-
пов В.Г. Исследования сопротивления в пристенной области газо-
жидкостного изотермического потока при дисперсно-кольцевом ре-
жиме течения.-В ка.:Вопросы теплофизики адерных реакторов.-М.:
Атомиздат,1971,вып.З.- с.23-31.
59. Hutchinson Р..Walley Р.В. A possible characterisation of ent-
rainment in annular flow// Chem.Bngng Sci.- l97J.-v.28.N3.-
p.974-975.
60. Jagota A.K.,Rhodes B.,Scott B.S. Tracer Measurements in two
phase annular flow to obtain interchange and entrainment// The
Canadian Journ.of Chem.Engng.,-1973.-v.51 .-p.139-148.
61. Jagcta A.K.,Rhodes B..Scott B.A. Radial Mixing and Residence
times in the liquid phase in gas-liquid annular flow in
vertical tubes// The Canadisn Jcurn.cf Chem.Engng.-1972.-v.
50»p.194-203.
62. Jagota A.K.,Rhodes B.,Sooft P.S. Measuzement and residence ti-
mes and film and drop velocities in two phaee annular flow//
The Canadian Journ.of Chem.Engng.-1973.-v.51.-p.393-399.
63. Семенов П.А.,Рейбах M.C., Горшков A.C. Определение толщины
слоя жидкости в аппаратах пленочного типа // Хим.пром-ть.-
1966.-ВЗ.- с.213-219.
64. Аладьев И.Т..Пожарнов В.А. Течение в ядре двухфазного дисперс-
но-кольцевого изотермического потока // В об. :Вопросы тепло-
и массообмена в энергетических установках.-Я.:1974,вып.19.-
с.14-26.
65. Малафеев Н.А..Малюсов В.А. Исследование гидродинамики колонны
с плоскопараллельной насадкой для скоростного массообмена.
393
// йассообменные процессы химической технологии.-Л. .Химия. -
1967.-Сб.#2 под ред.Гоманкова П.Г. и Медведева А.А.— с.152-153.
66. Пожарнов В.А. Потери давления и толщина жидкой пленки в двух-
фазном дисперсно-кольцевом изотермическом потоке.- В кн.: Вопро-
сы тепло-и массообмена е энергетических установках,1974, еып.
19, с.5-13.
67. Hewitt G.F. Liquid mass transport in annular two-phase flow//
In:”Two-pnase momentum, heat and mass transfer in chemical,
process, and energy engineering systems,” Hemispheza Publ.
Corp., 1979.-v.1.-p.272-30.
68. Kusselt W. Lie oherflachenkondensation des wesserdampfes// Z.
Ver.Leut.Ingr.-1916.-Bd.60,N27.-S.541-546.
69. Капица П.Л.,Волновое течение тонких слоев вязкой жадности. I.
Свободное течение // КЭТФ.-1948.-т.18,М.- с.3-18.
70. Капица П.Л. .Капица С.П. Волновое течение слоев вязкой жадности.
Ш. Опытное изучение волнового режима течения // ЖЭТФ.-1949.-
т.19,й2,- с.105-120.
71. Шкадов В.Я. ,Холпанов Л.П. ,Малюсов В.А.,Жаворонков Н.М. К нели-
нейной теории волновых течений пленки жидкости // Теор.основы
хим.технол.-1970.-т.4,JS6.- с.859-867.
72. Холланов Л.П.,Шкадов В.Я. ,Ыалюсов В.А. .Жаворонков Н.М. О массо-
обмене в пленке жидкости при волнообразовании // Теор. основы
хим.технол.-1967.-т.1,й!.- с.73-79.
73. долпанов Л.П.,Шкадов В.Я. .Малюсов В.А.,Жаворонков Н.М. О мас-
сообмене в пленке жидкости при волнообразовании (Линейное рас-
пределение скорости) // Теор.основы хим.технол.-1969.-т.З,
J?3.- с.465-468.
74. Шкадов В.Я. Волновые режимы течения тонкого слоя вязкой жид-
кости // Изв.АН СССР,Механике жидкости и газа.-1967.с.
43-51.
394
75. Шкадов В.Я. К теории волновых течений тонкого слоя вязкой пад-
кости // Изв.АН СССР, Механика падкости и газа.-1968.-J52.- с.
20-25.
76. Telles A.S.,Dueler А.Е. Statistical characteristics of thin, ver-
tical, wary, liquid films// Ind.Eng.Chem, Fundam.- 1970.-v.9,
NJ.-p.412-421.
77. Алексеенко C.B. ,Накоряков B.E. ,Покусаев Б.Г. Волны на поверх-
ности вертикально стекающей пленки жидкости.- Препринт №36-79.
Новосибирск: Институт теплофизики СО АН CCCP.-I979.- 51 с.
78. Олевский В.М. Исследование, разработка и внедрение пленочной
массообменной аппаратуры. Дис.докт.техн.наук.-М. ,ШТИ им.Мен-
делеева.-1969.- 336 с.
79. Роговая И.А. .Олевский В.М.,Руднова Н.Г. Измерение параметров
пленочного волнового течения на вертикальной пластине.// Теор.
основы хим.технол.-1969.-т.3,№2.- о.200-208.
80. Chu K.I.,Dukler А.Е. Statistical characteristics of thin, wavy
films.;Part П . Studies of the substrate and its wave structu-
re// AICHE Journal.-1974.-v.20,N4.-p.695-706.
81. Chu K.I.jDukler A.E. Ststistical characteristics of thin, wavy
film. EE. Structure of the larje waves and their resistance to
gas flow// AICHE journal.-1975.-v.21,N5«-p.585-593.
82. A.c. 466839 СССР, МКИ^ В 01 1/22. Выпарной аппарат / Иванов ГЛ.Е
Быков В.П. .Ведения В.А. и др. (СССР).- №1324413/23-26; Заявле-
но 16.04.69; Опубл.II.II.1971.
S3. Hiroshi Y.,Yosohitaka M.,Kazuhiro M.,Kurashiki E.fNarimitsu Y.
Heat transfer in Bubble Bed-Air-Water System// Kagaku Eogaku
(Chem.Engin,,Japan).-1965.-V.29>N1.-p.19-25.
84. Ruchensten E.,Smigelschi 0. Heat transfer to bubble beds// Tra-
ns. Inst.Chem.Eng.-1965.-V.43,N1O.-p.334-338.
395
85. Соколов В.Н. .Саламахин А.Д. Теплообмен мевду газо-надкостной
системой и теплообменным элементом.// ЗКурн. прикл. химии.-1962.-
т.ХХХУ.внп.б.- с.1022-1026.
86. Соколов В.Н. .Саламахин А.Д. Теплообмен мевду газо-надкостной
системой и теплообменным элементом.// Зурн.прикл.химии.-1962.-
т.ХХХУ.вып.П.- с.2570-2573.
87, Novosad 2. Prevod tepla ve dvoufazovem system kapalina-phyn.//
Chem.Listy.-1954R.48,-e.946-970.
88. Eblbel H»,Siemes W,,Maas,R..Muller E. Warmetibergang an Blasnsa-
ulen// Chem.-Ing.-Technik.-1958.-j.30,N6.-e.400-404.
89. Fair IOR..Lambright A.I..Andersen I.W, Dissipation of Energy in
Single Particle Grusging// Ind.Eng.Chem.(Proc.Pes.and Develop.)
- 1962.—v.1,N1•—p.33-56.
90. East W. Analyse des warmetibergangs in balasensaulen// Int.
Journ. of Heat and Mass Transfer<j-1962.—v.5.-p. 529-356.
91. East W. Untersuohungen zum Warmetibergang in Blasensauln //
Chemie - Ingenieur — Tecnik.- 1963.— 55. jahrgang, heft 11,
s.785-788.
92. Eonsetov V.V. Hest transfer during bubbling of gas through
liquid// Internal. Journal, of Heat and Mass Transfer.-1966.-
v.9,И10.-Р.1103-1108.
93. Доманский И.В. .Соколов В.Н. Обобщение различных случаев конве-
ктивного теплообмена с помощью полуэмпирической теории турбу-
лентного переноса.// Теор.основы хим.технол.-1968.-т.й2,№5.-
с.761-768.
94. Roberts A,G-,Shah E.D. The largesoale application of pril-
ling// The Chemical engineer.- 1975-- v.304.-p.748-752.
95. A.c. 1223986 СССР, МКИ^ В 01 2/16. Аппарат для гранулирования
материалов в кипящем слое / Широков С.Г. .Грудзинский Л.Г. .Кре-
тов Н.И. .Овчинников Л.Н. .Кисельников В.Н. .Иванов А.Б. .Иванов М.Ь
396
(СССР).- Л3512887/23-26; Заявлено I9.II.82; Опубл.15.04.86,
Бюл. BI4.
96. А.с. 416080 СССР, МКИ^ Б 01 2/04. Способ гранулирования расп-
лавов /Махова Н.А..Аксельрод Л.С.,Бахтин Л.А..Линдин В.М..Ива-
нов М.Е.,Поляков Н.Н..Иванов А.Б..Классен П.В. (СССР).-
BI177568/23-26; Заявлено 01.08.67; Опубл.25.11.74, бюл. Л7.
97. Rayleigh D. On the stability of jets // Proc. bond. Math.
Soc.- 1878.- vol.10.-p. 4-13.
98. Кравченко Ю.С. Формирование и теплообмен монодисперсного потока
частиц кдцкого теплоносителя в контактных аппаратах: Дис.
канд.техн.наук - Киев, 1984,- 174 с.
99. А.с. 435634 СССР. МКИ^ ВО 2/04. Устройство для разбрызгивания
жидких продуктов/Волошин П.С.,Иванов М.Е..Клоповский Б.А. и др.
(СССР).-81701337/23-26;Заявлено 30.09.71;0пуб.07.07.74,Бюл.К25.
ЮО.Быков В.П.,Иванов М.Е..Захарова Н.Ф.,Попов С.И..Ревин А.А.,Са-
довский Б.Ф..Источники потерь нитрата аммония в производстве
гранулированной аммиачной селитры // Хим.пром.-1975.- 812.-
с. 904-906.
101 .Hester A..Dorsey J.,Kanfman J. Stengel Process Ammonium nit-
rate// Ind. and Bng.Chem.- 1954.-v.46,И4.-Р.622-632.
1О2 .Кильман Я.И..Клевке В.А. Одностадийный процесс получения амми-
ачной оелитрн.-М. ".Отраслевое бюро технической информации РИАЛ,
1959.- с.5-10, 42-43.
103 .Hagen К..Lane К.Н. A low - energy process for ammonium nitra-
te manufacture// Hitrogen.- 1984.- 1.148.- p.32-36.
104 . Moniotte R., Rouilliart R., Van Hecke F. Make Ammoniom
nitrate with net export eteam// Hydrocarbon Processing.—
1985-- H5.- p.109-113-
Юб.Розен A.M..Беззубова А.И. Массоотдача в одиночных каплях // Те-
ор.основы хим.технол.-196с.- т.2,К6.- с.850-862.
397
106. Иванов М.Е. Общая система уравнений, описывающих основные про-
цессы обмена в аппаратуре переработки аммиака с движением кад-
кой фазы в пленочном и дисперсном состоянии // М.:Труды ГИАП.-
1976.- вин.39.- 0.54-68.
107. Хинце И.О. Турбулентность. Ее механизм и теория,- И.:Фиэмагиз,
1963.- 680 о.
108. Волынский М.С. О дроблении капель в потоке воздуха // Докл.
АН СССР.- 1948,- Т.62.ЖЗ,- O.30I-304.
109. Ляшевский А.С. Закономерности дробления жидкости механическими
форсунками,- Новочеркасск:!!!!!!, 1967.- 184 о.
НО. Витман Л.А..Канцельсон Б.Д..Палеев И.И. Распиливание жидкости
форсунками.-М.-Л.:Госэнергоиздат, 1967.- 263 о.
III. Karabelas A.J. Droplet Size Spectra Generated in Turbulent
Pipe Plow of Dilute Liquid/Diquid Dispersiona // A.I.Ch.B.
Journal.- 1976.- v.24,N2.- p.170-180.
112. Вырубов Д.Н. 0 методике расчета процесса смесеобразования.-М.:
Машгиз, 1964.- 125 о.
ИЗ. Раушенбах Б.В. Физические основы рабочего процесса в камерах
сгорания воздушно-реактивных двигателей.-М.:Машгиз, 1964.- 526
114. Козлов В.Н. Определение коэффициента теплообмена по замерам
температур в процессе нагрева неограниченной пластины.// Инк.
физ.журнал,- 1968.- T.I5.JS5.- о. 912-917.
II5. Левин А.М. Исследование по физике грубодисперсных аэрозолей.-
М.:Изд-во АН СССР, 1961,- 112 о.
116, Braner H.,Mewer 0. Strdmungswiderstand sowie stationarer und
instationarer Stoff - und Waraeubergang an Kugeln// Chem,
Ingen. Tecnic.- 1972,- t.44,H15.- s.865-868.
117. Шлихтинг Г. Теория пограничного олоя.-М.:Наука, 1974.- 712 о.
118. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа.-М.:Наука,1973.-848 с
398
119. Бэтчелор Дж. Введение в динамику жидкости.-И.:Мир, 1973.- 760 с
120. Homann Л. Luf twiderstand der Kugel her hohen Untsrschallges-
chwindigkeiten// Allgemeine Warmetechnik-1953.- jg.4,h.1O,
s.217-221.
121. Jenkis D.C. The acceleration of water drops by ovematream
of constant relative velocity.- London.:H. M. Stat, 1961.-
9 p.
122. Jonson A.L.,Briada L. The Velocity of Ball of circulating
and Oscillatihg Liquid Props Through Quiescent Liquid
Phases// The Canadian Journal of Chemical Engineering.- 1957.
-v.35,N4.-165-172.
123. Shengen H..Kintner R.C. The fall of single liquid drops thro-
ugh water// A.I.of Chem.Eng.J•,—1955.—v.1,Ы1.— p.42-48.
124. Klee A.J.,Treyhal R.E. Rate of Rise or Fall of Liquid Drops//
A.I.Ch.E.Journal.- 1956.-v.2,Ы4.- p.444-447,
125. Рой Д.К. Исследование кинетики взаимодействия двуокиси серы
с водой в условиях скоростного массообмена: Дис.кан.техн.наук.-
М.,1963.- 128 с.
126. Иванов А.Б..Иванов М.Е. Метод определения коэффициента лобового
сопротивления капель / Рж Горное дело.- 1977, реф.10 и 40,
деп. Ш15-Ш6/77.
127. Иванов А.Б. Вопросы распределения диспергированной фазы в га-
зовой среде и приложение результатов к расчету гранулирующих
устройств: Дис.канд.техн.наук.-М., 1975.- 195 с.
128. Масюк В.А. Экспериментальное исследование некоторых вопросов
гидродинамики и массопередачи в системе одиночная капля жцдкос-
ти-газ: Дис.канд.техн.наук.-М.,МИХМ, 1972.- 167 с.
129. Иванов М.Е. Основные характеристики движения капель пленочно-
дисперсного потока // Теор.основы хим.технол.- 1984,- т.ХУШ,
399
JH.- о. 72-77.
130. Иванов М.Е..Арустамян Э.С..Рустамбеков М.К. Перепад давления
при пленочном газо-жвдкостном восходящем потоке // Хим.пром.-
1969.- J6I.- с. 64-67.
131. Петров Г.А. Движение жидкости с изменением расхода вдоль пу-
тя.-М-Л.: Етройиздат, 1951.- 178 с.
132. Мещерский И.В. Работы по механике тел переменной массы.-И..
Изд. Техн-теор.лит., 1952.- 280 с.
133. Дилъман В.В..Сергеев С.П..Генкин В.С. Описание движения пото-
ка в канале с проницаемыми стенками на основе уравнения энер-
гии // Теор.основы хим.технол.- 1971,-т.У. JS4,- с. 564-571.
134. Дильман В.В..Крупник Л.И..Адинберг Р.З. Исследование гццро-
динамических характеристик турбулентного потока несжимаемой
жидкости в канале с проницаемыми стенками // Инж.физ.журн.-
1977.- T.32.J64.- с. 588-594.
135. Синха А.П. Скоростной массообмен в присутствия поверхностно-
активных веществ: Дис.канд.техн.наук.-М., 1961.- 132 с.
136. Иванов М.Е. Об одномерном потоке, упорядоченно обменивающегося
с ограничивающей поверхностью //Массообменные процессы химичес-
кой технологии.-Л..Химия.- 1967.- сбJS2 под ред.Романкова П.Г.
и Медведева А.А,- с. 168-170.
137. Иванов М.Е..Рустамбеков М.К. Расчет гидравлического сопротив-
ления выпарных аппаратов с падающей пленкой // М.:1руцы ГИАП,-
1978.- вып.49.- с.79-91.
138. Цдельчик И.Е. Аэродинамика промышленных аппаратов.- М-Л.: Эне-
ргия,1964.- 287 с.
139. Рустамбеков М.К. Некоторые вопросы гидродинамики потоков в
выпарных аппаратах с падающей пленкой: Дис.канд.техн.наук.-
М..ГИАП, 1970.- с. 118.
140. Конобеев Б.И..Малюсов В.А..Жаворонков Н.М. Гидравлические со-
400
противления и толщина пленки при обращенном течении жидкости
под действием газа в вертикальных трубах // Хим.пром.-
1957.- *3.- с. 166-169.
141. Конобеев Б.И..Малюсов В.А..Жаворонков Н.М. Массообмен в тонких
пленках жидкости // ДАН СССР,- 1957.- T.II7.S4.- с. 671-674.
142. Конобеев Б.И..Малюсов В.А..Жаворонков Н.М. Изучение пленочной
абсорбции при высоких скоростях газа // Хим.пром.- 1961.-
JS7.- с. 475-481.
143. Нивайкин Л.Я..Волгин Б.П. Гидравлическое сопротивление при
нисходящем двухфазном потоке в пленочных аппаратах // Хим.
пром.- 1963.- Кб.- С. 445-449.
144. Дин Вэй. Гидравлическое сопротивление при восходящем течении
потоков в тонких слоях // М.:ТрУЗы ГИАП, Химия и технол.азотн.
удобр; Процессы и аппараты.- 1969.- с. 28-36.
145. Тагинцев Б.Г..Дильман В.В..Лейтес И.Л. Гидравлическое сопротив-
ление восходящего двухфазного пленочного потока // Жури.
Всесоюзного ош.общ.им.Д.И.Менделеева.- IS66.-t.I3.K4.- с.
473-474.
146. Арустамян Э.С.,Иванов М.Е..Рустамбеков М.К. Экспериментальное
исследование восходящего воздушно-водяного потока //Массооб-
менные процессы химической технологии.-Л..Химия.- 1967.- Сб.№4
под ред.Романкова П.Г. и Медведева А.А.- с.13-14.
147. Арустамян Э.С. Исследование гидродинамики и теплообмена двух-
фазных восходящих газо-кадкостных потоков: Дис.канд.техн.
наук.-М.,ГИАП, 1970, 157 с.
148. Соловьев А.В. Исследование гидродинамики двухфазного газо-
жидкостного потока в режиме пленочного течения. Автореф.
дис.канд.техн.наук- /М., 1964,- 19 с.
149. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена.-М.: Атомиздат,
401
1979.- 415 с.
150. Уоллис. Кольцевое двухфазное течение. Часть I. Простая теория
// Тр.Амер.общества инженеров-механиков.- 1970.- т.92.- с.82-
91.
151. Gill L.E.,Hewitt G.F.,Hitchon J.W.,Lacey F.ld.G. Sampling pro-
be studies of the gas core in annular two-phase Flow-1, The
effect of lengthen phase and velocity distribution // Chsm.
Engng.Soi.- 1963»—v.18,118.— p.525-535.
152. Gill L.E.,Hewitt G.F. Sampling probe studies of the core
in annular two-phase flow- [tl . Distribution of velocity and
droplet flowrate after injection through an axial jet// Chem.
Bngng.Sci.- 1968.-v.23.N7.- p.677-688.
153. Чен Ше-фу, Ибеле. Потери напора и толщина жидкой пленки при
кольцевом двухфазном чисто пленочном течении и течением с об-
разованием эмульсии // Тр.Амер.общества инженеров-механиков,-
1964.- т.88, серия С, JSI.- с. II6-I25.
154. Коновалов Е.М.,Харин В.Ф..Николаев Н.А. Расчет гидравлического
сопротивления в условиях прямоточного нисходящего движения
газа и пленки жидкости // Теор.основы хим.технол.- 1985,-
T.XIX, №1.- с. 48-52.
155. Иванов М.Е., Арустамян Э.С. Исследование теплообмена в пленоч-
ном, газо-жидкостном восходящем потоке // Хим.пром.- 1970.-
В9,- с. 706-708.
156. Colburn A«F.,Hongen О.A. Design of Gooler Condensers for
Mixtures of Vapors wits Noneonedensing Gasse// Ind.Eng.Chem.-
1934.-v.26,1111.- p.1176-1182.
157. Иванов M.E., Арустамян Э.С. Исследование теплообмена в восхо-
дящем пленочно-дисперсно газо-жидкостном потоке // Оборудова-
ние в химической промышленности. НИИТЭХИМ.- 1972.- Кб.- с.3-9.
158. Braley D. Predicting Vertical Film Characteristics in the En-
4 02
tpanes Region// A.I.Ch.E.Jonrnal.-1965.-v.11 ,N5«- p.945-950.
159. Chiang Kuo-Liang, Chu Rao-Lin. Theoretical analyseв of liquid-
phase mass transfer in wettsd-wall column// Scientia Sinioa.-
1964.-v.13,N12.- p.1987-2000.
160. Kirkbrids C.G. Hsat Transmission by Condensing Purs and Mi-
xed Substances on Horizontal Tubs // Ing.Ehg.Chem.— 1955-—
v.25,N12.- p.1324-1351.
I61. Fiend K. Stromungsunter-suchungen bei Gegsnstrom von
Rissslfilmsn und gas in lotrsohten Rohren// VPJ - Forsehu-
ngsheff.- I960.- N461.- s.231-245-
162. Erausr H. Stromung und Warmeubergang bei Riessfilm// VDJ-
Forschungshsff.- 1956.- N457»- s.28-34.
163. Роговая И.А..Олевский В.M.,Рунова Н.Г. Измерение толщины и
профиля пленки жадности // Приборы и техника эксперимента.-
1968.- J₽I.- с. 183-185.
164. Шкадов В.Я.,Холпаяов Л.П. .Мальсов В.А. ,Каворонков Н.М. К не-
линейной теории волновых течений пленки жадности // Теор.
основы хим.технел.- 1970.- т.4,Ж>.- с. 859-867.
165. Jepssn J.,Grosser О.,Perry R. Ths Effsct of Wave Induosd Tu-
rbulence on the Rate of Absorption of Gases in Falling Liquid
Film// A.I.Ch.E.Journal.- 1966,-v.12,N1.- p.186-192.
166. Hiby J.,Braun D.,Eickel K.H. Fine Fluoreszenrmsthode rur Un—
tsrsuohung des Stoffubergangs bsi Gasabsorption im Riesel-
film// Chemie Ingenienr-Tecnik.- 1967.- v-39- Jahrgang.
Helf 5/6.-s.297-501.
167. Sherwood T.K.,James C.W.Interfaoial Ehenomsna in Liquid Extra-
ction// Ind.Eng.Chemistry.- 1957.- v.49,N6.- p.1030-1034-
168. ’ Хуторянский Ф.М. Экспериментальное исследование некоторых за-
кономерностей поверхностной конвекции при масоопередачи с хи-
мической реакцией, Дис.кавд.техн.наук.- М.:ГИАП, 1975.- 180 с.
403
169. Дильман В.В..Рабинович Л.М. Модель гидродинамики и массообме-
на в стекающей пленке жидкости в условиях поверхностной кон-
векции при наличии растворимых поверхностно-активных веществ
// Теор.основы хим.технол.- 1979.- т.ХШ.И.- с. 54-57.
170. Крылов В.С..Малюсов В.А..Нитшке У. .Лохтов В.А. О влиянии кон-
векции Марангони на кинетику реакции в пленочной колонне //
Теор.основы хим.технол.- 1985.- T.XIX.Jel.- с. 12-16,
171. Гилвденблат И.А..Родионов А.И..Демченко Б.И. О влиянии поверх-
ностного натяжения на интенсивность массоотдачи в турбулентных
потоках жидкостей, взаимно-действующих с газами на свободной
поверхности // Докл.АН СССР - 1971.- т.198,Jf6.- с. 1389-1392.
172. Иванов М.Е..Михельсон И.С. Математическая модель процесса до-
упаривания плавов минеральных удобрений // -М;:Труды ГИАП.-
1976.- ВЫП.39.- с. 69-76.
173. Семенов П.А. Течение жидкости в тонких слоях. П // Яурн.техн.
физики.- 1950.- т.ХХ.Вып.8,- с. 980-990.
174. Авдонин Ю.А..Олевский В.М..Попов Д.М. Исследование гидравли-
ки пленочного течения жидкости при противотоке газа // Хим.
и нефт.машиностроение.- 1965.- й!2.- с. 16-20.
175. Крашенинников С.А. Исследование абсорбции аммиака соляным рас-
твором в аппаратах скрубберного типа с насадками применительно
к аммиачно-содовому процессу: Дис.канд.техн.наук.-М.:1960.-
130 с.
176. Малюсов Б.А..Жаворонков Н.М.,Малафеев Н.А..Ромейков Р.Н. Ис-
сладование эффективности регулярных насадок в процессе ректи-
фикации воды // Хим.пром.- 1962.- №7.- с. 519-729.
177. Сорокин Ю.А. Об условиях устойчивости некоторых режимов дви-
жения газо-лщдкостных смесей в вертикальных трубах // Яурн.
прикладн.механики и технич.физики.- 1963.- .'56.- с. 160-165.
178. Сорокин Ю.Л..Кирдяткин А.Г..Покусаев Б.Г. Исследование устой-
404
чивости пленочного режима течения жидкости е вертикальной
трубе при восходящем движении газа // Хим. и нефтяное машине-
стр.- I960.- Лб.- с. 35-38.
179. Hewitt G.,Lacey P.,Nioholles Б. Transitions in film flow in
a vertical tube.- Symposium on Two Phase flow.- 1965.-V.2.-
p. Б4О1-430.
180. Clift R.,Pritchard C.,Nedderman R. The effect of viscosity
on the flooding conditions in wetted wall columns// Chem.
Eng.Science.- 1966.- v.21,N1.- p.87-95»
181. Конобеев В,И. .Жаворонков Н.М. Гидравлические сопротивления в
трубах с волнистой шероховатостью // Хим.пром.- 1962,- JH.- с.
14-19.
182. Дытнерский 10. И. .Борисов Г.С. Гидродинамика и массоперенос в
аппаратах пленочного типа // Доклады на Всесоюзном совещании
по тепло- и массообмену 5-9 мая 1964, Минск, секция П-Е, док-
лад 16, II с.
183. Фрадков А.Б. Скорости захлебывания в трубчатых аппаратах //
бюл. Кислород.- 1947,- №2,- с. 16-23.
184. Иванов М.Е. .Рустамбеков М.К..Арустамян Э.С. Об оценке влиянии
восходящего газового потока на толщину стекающей пленки //
Сб. №2 Массоб.проц.хим.технол,- 1967.- с. 170-172.
185. Taibly S.R..Portalski S. Ths detsrmination of the wavelength
on a vertical film of liquid flowing lonm a hydrodynamical-
ly smooth plate// Trans. Inst.Chem.Engin.- 1962.-- v.40,N2.-
p.114-122.
186. Bsrbent C.P.,Ruckenstsin E. Hydrodynamics of Wave Flow//
AlchE Journal.- 1968.- v.14,N5.- p.772-782.
187. Малафеев H.A.,Малюсов В.А. Исследование гидродинамики колон-
ны с плоскопараллельной насадкой // Хим.пром,- 1967.- №10.-
с. 780-781.
405
188. Ластовцев М.А..Пивоваров В.Е..Семенов П.А..Чехов О.С. Иссле-
дование брызгоуноса в условиях восходящего прямотока газа и
жидкости // Изв.Вузов СССР, Химия и хим.технол.- 1965.- т.8,
/85.- с. 864-869.
189. Нигматулин Б.И..Милашенко В.И..Шугаев 10.3. Исследование рас-
пределения жидкости между ядром и пленкой в дисперсно-коль-
цевом пароводяном потоке // Теплоэнергетика.- 1976.- /85.-
С. 77-79.
190. Иванов М.Е..Арустамян Э.С..Рустамбеков М.К. Определение кри-
тической скорости газа, соответствующей началу брызгоуноса и
распраделение жидкости между ядром потока и пленкой. // МВССО
УССР, Одесский ГУ, материалы IX Межвуз.конф.по вопросам горе-
ния и газовой динамики дисперсных систем.- Одесса,- 1969.-
с. 89-91.
191. Иванов М.Е..Арустамян Э.С..Рустамбеков М.К. К расчету распре-
деления жидкости между ядром потока и пленкой в двухфазном
пленочно-дисперсном потоке //-М.:Труцы ГИАП.- 1971.- вып.У!.-
с. 250-253.
192. Арустамян 3.С.,Иванов М.Е..Рустамбеков М.К. Исследование рас-
пределения жидкости в двухфазном пленочно-дисперсном потоке
// М.:НИИТЭХИМ, Оборуд.его зкспл..ремонт и защита от корро-
зии в хим.пром.- 1972.- вып.1.- с. 6-13.
193. Семенов П.А. Течение жидкости в тонких слоях // Курн.техн.фи-
зики,- 1944,- т.14, /87-8.- с.427-437.
194. Иванов М.Е..Быков В.Н. Исследование частоты прохождения пу-
зырей и газосодержание в барботажном слое // Теор.основы хим.
технсл.- 1970.- Т.1У./Н,- с. 127-130.
195. Иванов М.Е..Быков В.П. Теплоотдача от стенки к барботажноцу
слою //Теор.основы хим.технол,- 1970,- Т.1У./62.- с. 239-244.
196. Быков В.П..Иванов М.Е. Теплоотдача от стенки к барботажному
406
слой // -М.:Труды ГИАП.- 1969.- вып.1, Ч.2.- с. II6-I29.
197. Быков В.П. Теплоотдача от стенки к барботажному слою: Дис.
канд.техн.наук.-М., ГИАП.- 1969.- 116 с.
198. Пендеров Л.З. Движение газа в барботажных реакторах: Дис.
кавд.техн.наук.-М., ГИАП.- 1984.- 227 с.
199. Коновалов И.М. Приближенная теория подъема глубинной воды пу-
зырьками воздуха // Труды Ленинградского инстит.водного транс-
порта, Из-во: Мин.реч.флота СССР.-М.-Л.- 1951.- вып.18.- с
30-37.
200. Блинов В.И..Худяков Г.Н..Петров И.И..Реутт В.Ч. 0 движении
жидкости в резервуаре при перемешивании струей воздуха //
Инж.физ.журнал.- Инж.физ.журнал.- 1958.- Т.1.И1.- с. 6-13.
201. Гребер Г.,Эрк С.,Григуль У. Основы учения о теплообмене.- М.:
Изд.Иностр.лит.- 1958.- 568 с.
202. Айэенбуд М.Б..Лильман В.В. Вопросы гидравлики химических реа-
кторов // Хим.пром.- 1961.- ИЗ,- с. 199-203.
203. Азбель Д.С. Гидродинамика процессов в реакторах барботажного
типа // Хим.пром.- 1964.- с. 523-527.
204. Дильман В.В..Шульц Э.З. Полузмперическая теория продольного
рассеяния вещества в потоке жидкости // Теор.основы хим.тех-
нол.- 1968.- T.n.JSI.- с. 84-91.
205. Айзенбуд М.Б..Дильман В.В. О газосодержании барботажного слоя
// Хим.пром.- 1963,- JM.- с. 295-297.
206. Миниович М.А. Производство аммиачной селитры.- М.: Химия.
1974,- 239 с.
207. А.с. I8I6I5 СССР, МКН3 В 01. /Выпарной аппарат/ Иванов М.Е.,
Олевский В.М..Низяев В.М. и др.(СССР).- 7902755/23-26; Заяв-
лено 28.05.64; Опубл.21.04.66, Бюл.КЕО.
208. А.с. 389801 СССР, МКИ3 В 01 1/22./Выпарной аппарат/ Иванов М.
Е..Быков В.П. .Михельсон И.С. и др.(СССР).- .71346660/23-26;
407
Заявлено 10.07.69; Опубл. 11.07.73, Бюл. КЗО.
209. Иванов М.Е..Кильман Я.И. Об усовершенствовании выпарной ап-
паратуры производства аммиачной селитры // Узбекский химиче-
ский журнал, АН УЗ ССР.- 1967.- И.- с. 69-73.
210. Малкин Б.И..Иванов М.Е..Хавкин Л.М. Расчет тепломассообмена
в процессе пленочной доупарки //-М.: Труды ГИАП,Химия и тех-
нология азотных удобрений.- 1984.- с. 41-48.
211. Михельсон И.С.,Хавкин Л.М..Иванов М.Е..Быков В.П. Распределе-
ние потоков жидкости и.газа в пленочном аппарате // Азот,
пром,- 1973.- КЗ.- с. 57-61.
212. Хавкин Л.М. .Иванов М.Е. .Быков В.П. .Михельсон И.С., Конструкти-
вное оформление нижнего среза орошаемой трубки в условиях
противотока жидкости и газа // Азотн.пром.- 1973.- КЗ.- с. 61
-64.
213. А.с. 514611 СССР, МКИ^ В 01 1/00./Способ автоматической за-
щиты процесса выпаривания в производстве аммиачной селитры/
Огаджанов Г.А..Иванов М.Е..Михельсон И.С. и др. (СССР).-
K205I667/23-26; Заявлено 09.08.74; Опубл.25.05.76, Бюл. KI9.
214. А.с. 509277 СССР, МКиЗ В 01 1/00. Способ регулирования проце<
са выпаривания аммиачной селитры /Огаджанов Г.А..Иванов М.Е.,
Михельсон И.С. и др. (СССР).- K2053I74/23-26; Заявлено
16.04.74; Опубл. 05.04.76, Бюл. КЗ.
215. Ужов В.Н..Мягков Б.И. Очистка промышленных газов фильтра-
ми- М.: Химия, 1970.- 319 с.
216. Садовский Б.®..Гаврилов В.В..Фролов Ф.Я..Базаров И.В..Петря-
нов И.В. Малогабаритные смачивающиеся фильтры ФТС для улавли-
вания туманов // Хим.пром.- 1979.- К7.- с. 536-537.
217. А.с. 685314 СССР, МКИ^ В 01 Д 46/24. Фильтрующий элемент /
Иванов М.Е..Михельсон И.С.,Захарова Н.Ф. и др. (СССР).-
162593207/23-26; Заявлено 27.03.78: 0публ.15.09.79, Бюл. К34.
408
218. Хавкин Л.М..Михельсон И.С.,Иванов М.Е. Модернизация выпарного
отделения в производстве аммиачной селитры // Азотн.пром.-
1975.- №6.- с. 1-6.
219. А.с. 614026 СССР, МКН3 С 01 С I/I8. Способ получения аммиач-
ной селитры/ Дубинский Я.И.,Ганз С.Е. .Дорфман А.Д.,Ферд М.Л.,
Олевский В.М. .Иванов М.Е..Брагинская Р.И. (СССР).- JS2320588/
23-26; Заявлено 16.01.76; Опубл. 05.07.78, Бюл. 1425.
220. Иванов М.Е..Захарова К.М..Колесников В.П. .Ярковая В.А..Бае-
ва В.П..Пономарев А.П..Широкова Л.В..Воротынцева О.В. Комби-
нированная очистка газового потока от нитрата аммония // Хим.
пром.- 1985.- №5.- с. 296-298.
221. Улучшение качества аммиачной селитры: Отчет РИАЛ: № гос.per.
69032304, 1970, рук.темы-Иванов М.Е..Быков В.П. .Линдин В.М.,
инв.»Б113732,- 43 с. инв. ЙБ134987.- 65 с.
222. Франк-Каменецкий Д.А. Теория конденсации паров в присутствии
нековденсирующихся газов // Журнал техн.физики,- 1942,- т.ХП,
J67.- с. 327-356.
223. Иванов М.Е. Расчет процесса конденсации пара из паро-газовой
смеси // Хим.пром.- 1961.- Б9- с. 52-58.
224. Атрощенко В.И..Ястребенецклй А.Р. О конденсации водяных паров
из нитрозных газов, получаемых окислением аммиака воздухом //
Журнал прикладной химии.- 1953.- т.ХХТУ.вып.З.- с. 251-257.
225. Караваев М.М. Исследование физико-химических свойств системы
Н °3 ~ 2^4 ~ ^2° и технологии получения азотной кислоты по-
вышенной концентрации: Дис.докт.техн.наук- Северодонецк.-
1970.- 363 с.
226. Караваев М.М..Скворцов Г.А. Получение 60-68% ной Е Од при
производстве концентрированной азотной кислоты // Хим.пром.
- 1967.- J44.- с. 273-277.
227. Скворцов Г.А..Кирилов И.П..Караваев М.М. О выделении реакци-
409
ониой воды из нитрозных газов контактного окисления аммиака
под давлением // Хим.пром.- 1968.- JJIO.- с. 742-744.
228. Атрощенко В.И..Савенков А.С.,Засорин А.П. Абсорбция окислов
азота в холодильниках-конденсаторах под давлением // Вестник
Харьковского политехнического института.- 1970.- МО(88),
вып.3,- с. 3-5.
229. Караваев М.М..Вислогузова В.Г..Мастеров А.П. Исследование ра-
боты холодильников-конденсаторов с целью снижения содержания
окислов азота в выхлопных газах // Хим.пром.- 1970.- !Я1.-
с. 839-841.
230. Тихонович В.10..Хитерер Р.З..Иванов М.Е..Олевский В.М..Комаро-
ва В.И. Окисление окиси азота в двуокись в динамических усло-
виях.- Материалы отраслевого семинара по вопросам создания
отечественного крупнотонажного агрегата производства азотной
кислоты. Часть 1,-М.: 1974.- с. 230-236.
231. Тихонович В.10..Хитерер Р.З..Олевский В.М..Иванов М.Е. Абсорб-
ция окислов азота в аппарате с капельным орошением.- Материа-
лы отраслевого семинара по вопросам создания отечественного
крупнотонажного агрегата производства азотной кислоты. Часть
1,-М.: 1974.- с. 224-229.
232. Иванов М.Е..Тихонович В.10..Новиков Э.А..Степанов А.Б. Матема-
тическая модель процесса конденсации водяных паров из парога-
зовой смеси, содержащей окислы азота / Р.ЖХимия, Черкассы
НИИТЭХИМ ВИНИТИ, 1974.- И, реф.1 п 67, с. 16, деп. JS82/73.
233. Тихонович В.10..Иванов М.Е..Комарова В.И. Экспериментальное
исследование процесса конденсации водяных паров из парогазово
смеси, содержащей окислы азота // Хим.пром.- 1974.- JS4.-
с. 14-20.
234. Тихонович В.10..Хитерер Р.З..Иванов М.Е. Экспериментальное ис-
следование процесса конденсации паров воды из нитрозного газа
410
в аппарате с воздушный охлаждением //-М.:Труды ГИАП.- 1976.-
вып. 39.- с. 43-48.
235. Тихонович В.Ю. Исследование процессов окисления и конденсации
из парогазовой смеси в производстве азотной кислоты: Дис.
кавд.техн.наук.-М.,РИАЛ, 1975.- 124 с.
236. Тихонова Г.А..Копейкина А.М. Некоторые способы гранулирова-
ния твердых азотных удобрений // Хим.пром, за рубежом.-
1979.- вып.10.- с. 40-54.
237. Пат.1183938, Великобритания, МКИ3 В 01j 2/02. Prilling/
Jewel н.Е. (Великобритания);- К42О61/67 ; Заявлено
06.10.67.
238. А.с. 656653 СССР, МКИ3 С 05g1/06. Способ гранулирования
нитроаммофоски/ Линдин В.М..Иванов М.Е..Олевский В.М. и др.
(СССР).- «2185007/23-26; Заявлено 28.10.75; 0публ.15.04.79,
Бюл. «14.
239. А.с. 676584 СССР, МКИ3 С 05 G1/00. Способ гранулирования
нитроаммофоски/ Линдин В.М..Быков В.П..Иванов М.Е. и др.
(СССР).- «2303783/23-26; Заявлено 26.12.75; Опубл.
30.07.79, Бюл. «28.
240. А.с. 782855 СССР, МКИ3 В 01j 2/04. Способ получения сферичес-
ких двухслойных гранул/ Олевский В.М..Иванов М.Е..Быков В.П.
и др. (СССР).- «2655970/23-26; Заявлено 25.02.75; Опубл.
30.11.80, Бюл. «44.
241. А.с. 849595 СССР, МКИ3 В 013 2/02. Способ гранулирования рас-
плавов, содержащих твердые частицы/ Иванов М.Е..Иванов А.Б.,
Линдин В.М. и др. (СССР).- «2736236/23-26; Заявлено
11.03.79, Не публиковалось.
242. А.с. 889081 СССР, МКИ3 В 01j 2/04. Способ гранулирования удо-
брений/ Иванов М.Е..Беркович А.Ш..Иванов А.Б. и др. (СССР).-
«2828592/23-26; Заявлено 26.07.79; Опубл.15.12.81, Бюл. «46.
411
243. А.с. I00I992 СССР, МКИ^ В 01j 2/02. Устройство для разбрызгива-
ния жидкостей/ Мельников В.И. .Шевченко В.Д..Шульман Я.М.,
Ливдин В.М,.Иванов М.Е. и Олевский В.М. (СССР).-
№3210545/23-26; Заявлено 01.12.30; Опубл. 07.03.83, Бюл. №9.
244. А.с. I074I7 СССР, МКИ3 В 01 j2/02.Центрабежный гранулятор/
Холин Б.Г..Граншан А.В. (СССР).- №556042/23-26; Заявлено
04.08.56; Опубл. 18.10.57, Бюл. «8.
245. Холин Б.Г. О гидродинамическом парадоксе центрифуги.- В сб.
Интенсификация технологических процессов в химической и мяти-
ностроительной промышленности.- Харьков, Харьковский политех-
нический ин-т,- 1970.- с. 7-13.
246. Холин Б.Г. К теории движения зжвдкости в полной перфорирован-
ной вращающейся оболочке // Вестник Харьковского политехни-
ческого института.- 1966,- №12.- с. 28-35.
247. Холин Б.Г. Центробежные грануляторы и качество гранул аммиа-
чной селитры // Хим.пром.- 1971.- №2.- с. II6-I38.
248. Иванов М.Е..Линдин В.М..Иванов А.Б..Захарова К.М. Разработка
статической системы гранулирования плава аммиачной селитры //
Хим.пром.- 1973,- №5.- с. 376-381.
249. Иванов М.Е..Линдин В.М..Иванов А.Б..Рустамбеков М.К..Захаро-
ва К.М. Усовершенствование башенного метода гранулирования
аммиачной селитры // Материалы Всесоюзного совещания по про-
цессам гранулирования химических продуктов.- М.:НИУИФ,-
1974.- с. -75-88.
250. А.с. 262850 СССР, ЖИ^ В - 01 j 2/02. Гранулятор расплавов /
Волошин П.С..Новаковский В.Е..Колпаков Г.В..Иванов М.Е..Лин-
дин В.М..Липский Д.Я. (СССР).-№1285925/23-26; Заявлено
27.11.68; Не публиковалось.
251. А.с. 272951 СССР, МКИ^ В 01 j2/02. Гранулятор расплавов /
Иванов М.Е..Линдин В.М..Иванов А.Б. и др. (СССР).-
412
№1170132/23-26; Заявлено 27.06.67; Не публиковалось.
252. А.с. 844033 СССР, МКИ^ В 01j 2/02. Устройство для разбрызги-
вания расплавов/ Шульман Я.М.,Мельников В.И..Шевченко В.Д.,
Линдин В.М. и Иванов М.Е. (СССР).- №2646744/23-26; Заявлено
12.06.78; Опубл. 07.07.81, Бюл. №25.
253. Пат.42364А/69, Италия, МКИ^ Б 01J 2/02.Perfezionamento negli
apparecchi per produrre granular!/ Vagin A. A. ,Vablonsky S.V.,
Voloshin P.S.,Sharov N.G.,Shiborin V.I.,Novakovsky V.E.,
Kolpacov GeV.,Ivanov M.E.,Lindin в.M.,Lipsky D.Y.
(СССР),- £891771; Заявлено 22.12.69; Опубл. I0.II.7I.- 8 с.
254. Пат. 1260452, Англия, 1'ЛКИ^ В 01 3 2/02 2/04.Apparatus for gra-
nulating melts/ Vagin A.A..Yablonsky S.V.,Voloshin P.S.,
Sharov N.G.,Shiborin V.J.,Novacovsky V.E.,Kolpacov G.V.,
Ivanov М.Е.,Lindin V.M.,Lipsky L.Y.
(СССР).- £723170; Заявлено 07.01.70; Опубл. 19.01.72.- 2 с.
255. Пат.1964614 ФРГ, МКИ^ В 01 2/04. Vorrichtung zum Granu-
lieren von Shiboriv/ Vagin A.A.,Yablonsky S.V.,Voloshin P.S.,
Sharov N.G.,Shiborin V.J.,Novakovsky V.E.,Kolpakov G.V.,
Ivanov M.E.,Lindin V.M.,Lipsky L.Y.
(СССР).- £PI9646I41-41; Заявлено 23.12.69; Опубл. 8.10.70.-
4 с.
256. Пат.3700364 США, В 05 В 3/14. Apparatus for granula-
ting melts/ Vagin A.A.,Yablonsky S.V.,Voloshin P.S.,
Sharov N.G.,Shiborin V.I.,Novakovsky V.E.,Kolpakov G.V.,
Ivanov M.E.,Lindin V.M.,Lipsky L.Y.
(СССР).- £887,600; Заявлено 23.12.69; Опубл. 24.10.72.- 5 с.
257. Пат.935966 Канада, В 01 2/02. Apparatus for granula-
ting melts/ Vagin A.A.,Yablonsky S.V.,Voloshin P.S.,
Sharov N.G.,Shiborin V.I.,Novakovsky V.E.,Kolpacov G.V.,
Ivanov М.Е.,Lindin V.M.,Lipsky L.Y.
413
(СССР).- №070,743; Заявлено 23.12.69; Опубл. 30.10.73.- 3 с.
258. А.с.105726 СССР, ГЛЕСИ3 В 01 j 2/02. Гранулятор плава, например,
аммиачной селитры или мочевины/ Холин Б.Г. (СССР).-
№550335/23-26; Заявлено 08.04.56; 0публ.28.07.57, Бюл. №3.
259. А.с.137902 СССР, МКИ® В 01j 2/02. Виброгранулятор для по-
лучения гранул из плава аммиачной селитры, мочевины и дру-
гих плавов / Холин Б.Г. (СССР).- №675702/23-26; Заявлено
05.08.60; Опубл. 6.03.61, Бюл.№9.
260. А.с.182685 СССР, МКИ3 В 01 j 2/02. Виброгранулятор для пла-
ва / Холин Б.Г. (СССР).- №1017224/23-26; Заявлено 10.07.65;
Опубл. 1.04.66, Бюл. №12.
261. Кремнев 0.А..Кравченко Ю.С.,Буцкий Н.Д, и др. Анализ эффек-
тивности и результаты опытно-промышленных исследований моно-
дисперсной грануляции аммиачной селитры // Хим.пром.- 1976.-
№5.- с. 369-375.
262. А.с.786105 СССР, МКИ3 В 01j 2/02. Вибрационный гранулятор/
Кремнев 0.А..Кравченко Ю.С.,Буцкий Н.Д..Мельников И.В..Фе-
дченко В.В..Олевский В.М..Иванов М.Е..Линдин В.М..Иванов А.Б.,
Захарова К.М. (СССР).- №2789336/23-26; Заявлено 18.06.79;
Не публиковалось.
263. Пат.105730 ГДР, МКИ3 В 05 1/26. Vorrichtung run versprit-
zen/ Voloshin Г.S.,Ivanov M.B. .Klopovsky B.A. .llndin V.M.,
Novitsky B.G.,01evsky V.M. „Fridman V.M.
(СССР).- Й172486; Заявлено 24.07.73; Опубл.12.05,74.- 14 с.
264. Пат.3845901 США, МКИ^ В 05 3/14. Device for spraying Liquid
products and melts/ Voloshin P.S.,Ivanov M.E.„Klopovsky B.A.,
Lindin V.M.„Novitsky B.G.,01evsky V.M.„Fridman V.M.
(СССР).- J6382.I8I; Заявлено 24.07.73; Опубл.05.II.74.- 8 с.
265. Пат.2242850 Франция, МКИ^ В 05 В 9/00. Dispositing pour la
pulverisation de produits liquides et de salins/ Volosh-
in P.S.,Ivanov Ш.Е.,Klopovsky B.A.,Lindin V.M.,Novitsky E.G.,
Olevsky V.M. „Fridman V.M.
414
(СССР).- «7331127; Заявлено 28.03.73; 0нубл.28.03.75.- 6 с.
266. Пат.140П48 Англия, МКИ^ В 05 В I/I8.Device for spraying li-
quid products and melts/ Voloshin P.S.,Ivanov Ы.Е..Klopovsky
B.a.,Lindin V.M.,Novitsky B.G.Olevsky V.M.,Fridman V.M.
(СССР).- №35519/73; Заявлено 25,07.73; Опубл.23.07.75,- 3 с.
267, Пат.26677А/73 Италия, МКИ3 В 05 В 9/00. Dispositive per
spruzzare profotti liquodi e masse fuse/ Voloshin P.S.,
Ivanov M.E..Klopovsky B.A.,Lindin V.M.,Novitsky B.G.,
Olevsky V.M.,Fridman V.M.
(СССР).- №994961; Заявлено 17.07.73; 0публ.20.11.75.- II с.
268;' Пат.999618 Канада, МКИ^ В 05 В 9/00. Device for spraying
liquid products and melts/ Voloshin P.S.,Ivanov M.E.,
Lindin V.M.,Olevsky V.M..Novitsky B.G.,Fridman V.M.
(СССР).-№177,089; Заявлено 23.07.73; Опубл.9.II.76.- 9 с.
269. 48-88559 ЯПОНИЯ, МКИ^ В 05 В 17/06. Device for apraing li-
quid products and melts/ Voloshin P.S.,Ivanov M.E.-,Lindin E.
M., Novitaky B.G..Klopovsky B.A.,Olevsky V.M., Frid-
man V.M.
(СССР).- №1148749; Заявлено 08.08.73; Опубл.21.06.82.- 5 с.
270. Иванов М.Е. .Захарова К.М..Линдин В.М. Исследование теплооб-
мена в процессе гранулирования удобрений башенным способом /
НИИТЭХИМ.- Черкассы, реф. ВИНИТИ, 1979.- №6.- с. 69-73.
271. Lindblad N.R.,Schneider J.M. Production of uniform-
sized liquid droplets // Journal of Scient.Instrum.- 1965.-
v.42, N8.- p.6J5-638.
272. Рэлей Д. Теория звука,- M., Изд-во технико-теоретической
литературы, 1955. т.1, 503 с., т.П, 475 с.
273. Weber С. Zum Zerfall eines Fliissigkeitsstrahles // Zeito-
415
chrift fur angenandete Mathematik und Mechanic.- 1931.-
b.11, N2.- s.136-154.
274. Haenlein A. Uber den Zerfall eines Fliissigkeitsstrahles //
Forsohung anf dem Gebiete des Ingenienrwesens.- 1931•—
B.2, N4.- s.139-149-
275. Crane L.,Birch S.,Mc Cormack P.D. The effect of mechanical
vibration on the break-up of cylindrical watar jet I*1
air // Brit. Journ. of Applied Physics.- 1964.- v.15» N5.-
p.743-750.
276. Me Cormack P.B.,Crane L.,Birch S. An experim ental and
the oretical analysis of cylindrical liquid jets sub-
jected to vibration // Brit. Journ. of Applied Physios.-
1965.- v.16, N3-- p.395-408.
277. Mo Cormack P.D.,Crane L.,Birch S. Derivation of jrt velo-
city modulation caused by injector vibration // Brit.Journ.
of Applied Physios.- 1965.- v.16, N12.- p.1911-1912.
278. Явельский М.Б, Некоторые характеристики монодисперсного рас-
пада струи жидкости Ц Инж.-физ.журнал.- 1969,- т.ХУТ, №3,-
с. 536-538.
279. Schaeir J.M.,Hendricks C.D. Source of Uniform - Sized
Liquid Droplets // Rev. Scient. Instrum.- 1964.- v.35,
K10.- p.1349-1350.
280. Wissema J.G.,Davies G.A. The Formation of Uniformly Si-
zed Drops by Vibration - Afomization // The Canad.
Journ. of chem. Eng.- 1969-- v-47. N6.- p.530-537.
281. Yuen M.C. Non - linear capillary instability of a liquid
jet // Journ. of Fluid Mechanics.- 1968.- v.33» part 1.-
p.151-163-
282. Маркова М.П. .Шкадов В.Я. 0 нелинейном развитии капилярных
волн в струе жидкости // Механики жидкости и газа,- 1972.-
№3.- с. 30-37.
416
283. Rutland B.F..Jameson G.J. Theoretical prediction of the
sizes of drops formed in the breakup of capillary jets //
Chen. £ng. Science.- 1970.- v.25. H11.- p.1689-1698.
284. Goedde E.F.,Yuen 11.C. Experiments on liquid jet instabili-
ty // Journal of Fluid Mechanics.- 1970.- v.40, part 3--
495-511.
285. Холин Б.Г. 0 влиянии формы регулярных возмущений поверхности
жидкой струи на ее распад на капли // Докл. АН СССР.- 1970.-
T.I94, Й2.- с. 306-308.
286. Кремнев 0.А..Кравченко Ю.С. Доолдаення спонтанного розпаду
струментв рйини // ДАН УРСР.- 1973.- Й2.- о. I097-II02.
287. Кремнев О.А..Кравченко Ю.С. Ст1йк1сть i розпад струментв
Р1ДИНИ // ДАН УРСР.- 1973,- ИО.- с. 895-898.
288. Клоповский Б.А. Влияние качества изготовления и формы отвер-
стий на работу разбрызгивателей расплава // Химическое и не-
фтяное машиностроение.- 1981.- 1гЗ,- с. 23-25.
289. Еуковский Н.Е. Полное собрание сочинений, лекции, внп.5.-
М-Л., ИКАЛ СССР,- 1939.- 1939.- 215 с.
290. Lappie С.Е.,Shepherd С.В. Calculation of particle trajec-
tories // Ind. Eng. Chem.- 1940.- v.32, Ы5,- p.605-617.
291. Иванов М.Е..Иванов А.Б.,Линдин В.М. Расчет падения гранул,
выбрасываемых под углом в вертикально восходящем воздушном
потоке // Теор.основы хим.технол.- 1969.- т.Ш.Мз.- с. 800-803.
292. Иванов М.Е.,Иванов А.Е. Решение зедачи об общем случае двух-
мерного движения гранул в поле тяжести // Инж.физ.журнал.-
1975.- т.ХХУШ, КП.- с. II9-I23.
293. Иванов М.Е. Течение жидкости и рассеяние в ней тел в процес-
се движения последних от одиночного источника под действием
сил тяжести // Т^руды ГИАП,- 1975.- вып.36.- с. 60-67.
294. Иванов М.Е. Рассеяние гранул и спутное течение сплошной сре-
417
ды при их движении от одиночного источника // Теор.основы
хим.технол.- 1983.- т.ХУШ, №4.- с. 551-554.
295. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй.- М., Физматгиз,
I960.- 618 с.
296. Биркгоф Г..Сарантонелло Э. Струи, следы, каверны.- М.: Мир,
1964.- 276 с.
297. Иванов М.Е..Иванов А.Б..Хавкин Л.М. Исследование рассеяния
тел при их падении под действием силы тяжести в газовой
среде // -М.: Труды ГИАП.- 1975.- выл.36.- с. 67-76.
298. Иванов М.Е..Вайнберг А.М. .Ливдин В.М..Захарова К.М. Нестацио-
нарный теплообмен, осложненный фазовыми превращениями для
гранул выбрасываемых в охлаждающую среду // Теор.основы хим.
технол.- 1974.- т.ХУП,№4.~ с. 551-554.
299. Иванов А.Б..Иванов М.Е. Распределение диспергированной фазы
при разбрызгивании //-М.: Труды РИАЛ.- 1977.- вып.46.- с. 65-7
300. Volmer Н. Kinetic der Phasenbildung — Dresden und Leipzig,
1939— 220 s.
301. Френкель Я.И. Кинетическая теория жидкостей. Отв.ред.Семен-
ов Н.П. и Глаубермав А.Е.- Л.: Наука, 1975.- 592 с.
302. Скрипов В.П..Коверда В.П. Спонтанная кристаллизация переохла-
жденных жидкостей: зарождение кристаллов в жидкостях и аморф-
ных твердых телах.-М.: Наука, 1984.- 232 с.
303. Fischer J.C. .Hollinah J.H., Turnbull D. Nucleation // Journal
of Applied Physios— 1948— v.19, K8— p.774-784.
304. Гельперин Н.И..Лапшенков Г.И..Таран А.Л. Исследование процес-
са гранулирования аммиачной селитры в башнях методом электро-
моделирования // Хим.пром,- 1977.- .73,- с. 205-209.
. 305. Казакова Е.А. Гранулирование и охлаждение азотосодержащих
удобрений-М.: Химия, 1980.- 287 с.
306. Таран А.Л. Исследование процесса кристаллизации однокомпо-
418
нентных растворов методом алектроаналогий: Дис.кавд.техн.
наук.- М..МИТХТ, 1976.- 210 с.
307. Гельперин Н.И..Лапшинков Г.И..Таран А.В..Таран А.Л. Исследо-
вание кристаллизации диспергированного расплава с учетом ки-
нетических факторов методом электромоделирования // Теор.ос-
новы хим.технол.- 1977.- т.И, 142.- с. 185-192.
308. Гельперин Н.И..Лапшинков Г.И..Носов Г.А..Таран А.В. Кристал-
лизация расплавов на охлаждаемых поверхностях с учетом кине-
тических факторов // Хим.пром.- 1977.- 164.- с. 294-297.
309. Иванов М.Е..Захарова К.М..Линдин В.М. Экспериментальное ис-
следование нестационарного теплообмена в гранулах, осложнен-
ного фазовыми превращениями // -М.: Труды ГИАП.- 1975.- выл.
33.- с. 50-57.
310. Захарова К.М. Нестационарный теплообмен, осложненный фазовы-
ми превращениями в процессе башенного гранулирования минера-
льных удобрений: Дис: канд.техн.наук,- М., 1976.- 162 с.
311. Каролоу Г.,Егер Д. Теплопроводность твердых тел.- М.: Наука,
1964.- 487 с.
312. Лыков А.В. Теория теплопроводности.- М., Высшая школа, 1967.-
600 с.
313. Kog^ep С.С. Условия термического подобия в процессах промер-
зания и оттаивания // Известия АН СССР, сер.география и гео-
физ., 1943.- 1=3.- с. I43-146.
314. Лейбенэон Л.С. Руководство по нефтепромысловой механике.-
М-Л.: ОНТИ НКТП СССР, 1934,- 120 с.
315. Huher A.,Klingest A. Das Erstarren einer Kugel // zeitscchrift
fur angewante Mathematic und Mechanic.- 1965.- Bd.45,
H.5.- s.360-364.
316. Luh C. Tao Generalized numerical Solutions of Freezing a
Saturated Liquid in Cylinders and Spheres // A.I.Ch.E.
419
Journal.- 1967.- v.13, N1.- p.165-169.
317. Stein W.A. Bereohnung des Warmeubergangs im Spriihturm// CheiD.
Ingen. Teohnik.- 1971.- v.43, K21.- s.1153-1158.
318. Мещеряков H.B..Артемьева H.H. Грануляция аммиачной селитры
// Труды ГИАП.- 1967.- ВЫП.УШ.- с. 194-212.
319. Бахтин Л.А..Вагин А.А..Волошин И.С..Орехово А.В..Шуль-
ман Я.М. Использование статических грануляторов для интенси-
фикации процесса в грануляционных башнях с псевдоожиженным
слоем // Хим.пром.- 1972.- ®5.- с. 47-50.
320. Иванов М.Е..Линдин В.М..Вайнберг А.М..Захарова К.М. Анализ
и расчет теплопередачи в гранулах //-М.: Труды ГИАП,- 1977.-
вып.ХТУ.- с. I8I-I84.
321. Вайнберг А.М. Исследование и расчет процессов тепло-и массо-
обмена с переменными характеристиками переноса и физико-хими-
ческими свойствами в двухфазных системах: Дис.канд.техн.на-
ук.- М, 1977.- 269 с.
322. Ладыженская О.А. 0 разрешимости "в целом" краевых задач для
линейных и квазилинейных параболических уравнений и уравне-
ний Новье-Стокса / Труды четвертого всесоюэн.матем.съезда,
1961, т.1,- с. 134-157.
323. Каменомостская С.Л. 0 зедаче Стефана // Математический сбор-
ник.- 1961.- т.53(95), 164,- с. 489-514.
324. Олейник О.А. Об одном методе решения общей зедачи Стефана //
Доклады АН СССР.- I960.- T.I35, J65.- с. 1054-1057.
325. Балабанова Э.А..Кучерявый В.И. Методы анализа и контроля
производства в химической промышленности //-М.: НИИТЭХИМ,-
1968.- вып.37- с. 40.
326. ГОСТ 21560.082 Методы отбора и подготовки проб.- М.: изд.
Стандартов.- 1982.
327. ГОСТ 2156.2-82. Методы определения статической прочности
420
гранул.- И.: изд. Стандартов,- 1982.
328. Иванов М.Е..Беркович А.Ш..Иванов А.Б.,Козлова Т.Н. Определе-
ние статической прочности гранул нитрата аммония // Хим.
пром.- 1985.- J56.- с. 348-350.
329. Гост 8.ОН-72 Показатели точности измерений и формы представ-
ления результатов.- М.: изд. Стандартов.- 1972.
330. ГОСТ 8.207-76 Прямые измерения с многократными наблкдениями,-
М.: изд. Стандартов.- 1976.
331. Иванов М.Е. Вопросы теории башенного гранулирования //-М.:
Труды ГИАП.- 1976.- вып.39,- с. 76-86.
332. Иванов М.Е. Теория процессов обмена в двухфазной системе при
башенном гранулировании // Теор.основы хим.технсл.- 1983.-
т.ХТШ, JK.- с. 776-783.
333. Иванов М.Е. Теория процессов обмены в двухфазной системе при
башенном гранулировании.- М.: Наука, 1981, ХП Менделеевский
съезд по общей и прикладной химии. Теор.основы хим.технол.
Рефераты докл. и сообщ. /55.- с. 90-91.
334. Иванов М.Е..Малкин Б.И. Численные решения задачи определения
механики и теплообмена при башенном гранулировании //-М.:
Труды ГИАП, Произв.азотн.удобр., 1985.- с. 99-108.
335. Иванов М.Е..Линдин В.М..Иванов А.Б.,Захарова К.М. Методика
расчета процесса гранулирования в башнях. Типовые методики
процессов расчета гранулирования.- М.: НИУИФ, 1977.- с.21-34.
336. Разработка технологии и аппаратуры процесса получения высо-
кокачественной неслеживающийся аммиачной селитры, пригодной
для бестарной перевозки и хранения: Отчет ГИАП: йгос.рег.
72056552, инв..7514257, том Ш, 1975.- 192 с. рук.работы
Иванов М.Е.
337. Разработки и усовершенствование технологии и аппаратуры про-
изводства аммиачной селитры для получения продукта, отвечаю-
421
пего требованиям Государственного Знака качества и улучшения
санитарного состояния воздушного бассейна. Разработка модер-
низированного агрегата АС-80: Отчет ГИАП; Jcroc.per.76014152,
инв. №983800, 1980.- 188 с. рук.теш Иванов М.Е.
338. Иванов М.Е..Линдин В.М..Малкин Б.И..Кучерявый В.И..Горловс-
кий Д.М. Пути увеличения размеров гранул карбамида в грану-
ляционных башнях // Хим.пром.- 1983.- Й4.- с. 241-243.
339. Разработка и освоение технологии получения карбамида, обес-
печивающей повышенные требования к качетству продукта при
его поставке внутри страны и на экспорт. Тема: Гранулирова-
ние карбамида: Отчет ГИАП; Вгос.per.0181400II83, инв. й
02860017910, 1985.- 60 с. рук.работы Иванов М.Е.
340. Иванов М.Е..Линдин В.М..Рустамбексв М.К..Иванов А.Б..Заха-
рова К.М. Опыт пуска и эксплуатации узла статических грануля-
торов агрегата по производству аммиачно!! селитры // Азотная
пром.- 1976.- 68,- с. 30-39.
341. Иванов М.Е..Линдин В.М. .Малкин Б.И. Теплообмен при башенном
гранулировании J5P и JSPK - удобрений // Хим.пром.- 1985.-
Я1,- с. 679-681.
342. Научно-технические исследования на промышленных агрегатах
азофоски для достижения проектных показателей и усовершенст-
вования производства; закупленного по импорту: Отчет ГИАП;
15гос.per.01840056029, инв..902860013824, том П.- 1985.-
101 с. рУк. темы Кабанов Ф.И.
343. Иванов М.Е..Линдин В.М..Захарова К.М..Иванов А.Б..Фадеева Т.Е.
Грануляторы различных типов в производствах аммиачной сели-
тры,- М.:Труды ГИАП, произв.азотн.удобр.- 1981.- с. 39-53.
344. А.с.573654 СССР, МКИ^ I 16 К 7/04.Отсечной клапак/ Иванов М.Е.
Рустамбеков М.К..Линдин В.М. и др. (СССР).-.92149003/08;
Заявлено 27.06.75; Опубл. 25.09.77, Бюл. №5.
422
345. Гольдинов A.JI. .Копылев Б.А..Абрамов О.Б..Дмитревский Б.А.
Комплексная азотно-кислотная переработка фосфатного сы-
рья.- Л.: Химия, 1982.- 207 с.
346. Иванов М.Е.,Линдин В.М..Иванов А.Б. Гранулирование минераль-
ных удобрений // Журнал ВХО им.Меццелеева.- 1983.- т.ХХУШ.-
JS4.- с. 415-419.
347. А.с. II3763I СССР, МКИ3 В ОТ□ 2/04. Способ гранулирования
минеральных удобрений/ Иванов М.Е..Беркович А.Ш..Иванов А.Б.
и др. (СССР).- №3448462/23-26; Заявлено 06.04.82; .не публи-
хсовалось.
348. Дильман В.В. .Иванов М.Е. .Олевский В.М..Хитерер Р.З. Тепло- и
массообменные процессы и современная аппаратура в азотной
промышленности // Журнал ВХО им.Д.И.Мевделеева.- 1978.-
т.ХХШ.М.- с. 73-79.
349. А.с. 6II664 СССР, МКИ3 В 01 1/10.Аппарат для получения пла-
ва минеральных удобрений/ Дубинский Я.И..Кремер А.И..Иванов
М.Е. и др. (СССР).- №2357274/23-26; Заявлено 07.05.76;
Опубл. 25.06.78, Бюл. №23.
350. А.с. 1005866 СССР, МКИ3 В 01j 19/00. Аппарат для нейтрализа-
ции азотной кислоты аммиаком/ Иванов М.Е..Рустамбеков М.К.,
Тен Ю.С. и др. (СССР).- №3303961/23-26; Заявлено 20.03.81;
Опубл. 23.03.83, Бюл. №11.
351. А.с. 889613 СССР, МКИ3 С 01 С I/I8. Способ автоматического уп
равления процессом нейтрализации/ Тен Ю.С..Дубинский Я.И.,
Иванов М.Е. и др. (СССР).- №2889580/23-26; Заявлено
04.03.80; Опубл. 15.12.81, Бюл. №46.
352. А.с. 564298 СССР, МКИ3 С 05 С 1/00. Способ получения аммиач-
ной селитры/ Иванов М.Е..Кремер А.И..Рустамбеков М.К. и
др. (СССР).- №2146451/26; Заявлено 16.03.77; Опубл.
05.07.77, Бюл. №25.
423
353. Кремер А.И..Иванов М.Е. Гидравлическое сопротивление пористых
керамических элементов/-,’.!.: ГИАП-1976.- 15 с. Деп.в
НИИТЭХИМ 1019/76 деп.
354. Кремер А.И..Иванов М.Е. Гидравлическое сопротивление оро-
шаемых пористых керамических элементов/ -М.: ГИАП, 1976.-
12 с.- Деп. в НИИТЭХИМ 1080/76 деп.
355. А.с. 735297 СССР, МКИ^ В 01j 2/04. Установка для гранулиро-
вания расплавов/ Иванов М.Е..Беркович А.Ш..Линдин В.М. и
др. (СССР).- .>62156741/23-26; Заявлено 17.07.75; Опубл.
25.05.80, Бюл. М9.
356. Иванов А.Б..Иванов М.Е..Беркович А.Ш. Время и путь торможения
гранулы при падении ее в кипящий слой //-М.: Труды ГИАП.
производство азотных удобрений.- 1981.- с. 23-28.
357. Олевский В.М..Иванов М.Е.,Ферд М.Л. и др. Рекомендации по
обобщенному опыту пуска и освоения мощностей крупнотонажно-
го агрегата производства аммиачной селитры по схеме АС-67 /
-М.: ГИАП, 1984.- 24 с.- Деп. в НИИТЭХИМ ВДЮО хп- Д83.
358. Olevski V.M. and Ivanov M.E. Development of new large -
scale ammonium nitrate plant // lecture summaries, design
of chemical apparatus and plant, CHISA' 75, p.14-15.
359. Берксвич А.Ш. .Вайнберг A.M. .Иванов M.E. .Яновский E.B. Метод
определения коэффициента эффективности температуропроводнос-
ти в тонком кипящем слое //-М.: Труды ГИАП, вып.ЗЗ, химия и
технология азотных удобрений.- 1975.- с. 63-68.
360. The control of fume from ammonium nitrate prilling towe-
rs // Nitrogen, 1977 K1O7.- p.54-59-
361. Ягодин Г.А..Третьякова Л.Г. Химическая технология и охрана
окружающей среды/ Химия, изд.о-ва "Знание"-М.: 1984,- М3.-64
362. Исследование возможности создания рациональной безотходной
технологии производства аммиачной селитры с утилизацией те-
424
пла реакции: Отчет ГИАП; йгос.per.01827067923, инв. Я
02860009003, T.I.- 1985.- 116 о. рук.работы Иванов М.Е.
363. Разработка перспекти вной технологии производства аммиачной
селитры (АС-85) мощностью 450-520 тыо.т./год с замкнутым ци-
клом: Отчет ГИАП; Вгос.per.01840062381, инв.К02880007165.
T.I.- 1987.- 116 с. рук.работы Иванов М.Е.
364. Дытнерский Ю.И..Борисов Г.С. и др. О возможности интенсифика-
ции работы колонных аппаратов для проведения процессов массо-
и теплообмена и очистки газов/ Энерготехнологические процес-
сы в химической промышленности (Обзорная информация) -М.:
НИТЭХИМ.- 1972.- 22 с.
365. А.с. 44241 СССР, класс I2k/J® с с. Способ производства нитра-
та аммония/ Литвинов А.Н. (СССР), JEI6204I; Заявлено
01.02.35; Опубл. 30.09.35.
366. Пат. ДЕ 3II3783 С2, ФРГ, МКН3 С 05 01/18. Verfahen zur Herete
Hung von Ammoniumnitrat/Pidier Engineering (ФРГ) .21.07.1983.
367. А.с. II5779I СССР, МКИ3 С 05 С I/I8. Способ получения аммиач-
ной селитры/Иванов М.Е..Рустамбеков М.К..Черномордик Л.И. и i
(СССР).- JS3586I6/23-26; Заявлено 29.04.83. не публиковалось.
368. А.с. 822871 СССР, МКИ3 В 01 j 2/04. Установка для гранулирова-
ния минеральных удобрений/ Олевский В.М.,Холин Б.Г..Крем-
нев 0.А..Иванов М.Е. и др. (СССР).- И2408245/23-26; Заявлено
01.10.76; Опубл. 23.04.81, Бюл. И5.
369. Иванов А.Б..Малкин Б.И..Иванов М.Е..Беркович А.Ш. Интенсивно-
сть слияния капель, диспергированных в газовую среду //-М.:
Труды ГИАП,производство азотных удобрений.- 1983.- с. 82-90.
370. А.с. 1249006 СССР, МКИ3 С 05 С 1/32. Способ получения грану-
лированной аммиачной селитры/ Олевский В.М..Стрельцов О.А.,
Брезгин Б.Н..Иванов М.Е. и др. (СССР).- #3749828/30-26;
Заявлено 30.05.84; Опубл. 07.08.86, Бюл. JS29.
425
ПРИЛОЖЕНИЯ
426
АКТ
о внедрении отраслевых мероприятий, в которых
использованы результаты докторской диссертации
зав.лабораторией ГИАП т.Иванова М.Е. "Теорети-
ческие основы технологии аммиачной селитры и
разработки крупнотоннажных агрегатов её произ-
, водства”.
В I967-I97I г.г. на Черкасском, Новомосковском, Днепродзер-
кинсксм, Навоийском, Руставском, Невинномысском, Горловоком хими-
ческих комбинатах (ХК), Череповецком, Гродненском, Куйбышевском,
Ферганском Азотно-туковых заводах (ATS) и др. предприятиях внед-
рены результаты научно-исследовательских работ по улучшению ка-
чества аммиачной селитры путем снижения ее влажности, улучшения
гранулометрического состава и режима охлаждения, обеспечивающие
получение неслеживающегося продукта.
В 1973-1975 г.г. на Новомосковском, Черкасском, Ровенском ХК
и Ионавском заводе азотных удобрений (ЗАУ) внедрены шесть новых
крупнотоннажных (производительностью по 450 тыс.тонн в год) агре-
гатов АС-67 производства аммиачной селитры.
В 1976-1980 г.г. на Черкасском, Новомосковском, Ровенском
ПО "Азот", Череповецком ATS, Ионавском ЗАУ и др. предприятиях
внедрены мероприятия, обеспечивающие получение аммиачной селитры
о выровненным гранулометрическим составом, достаточной прочностью
гранул, обработанной диспергатором НФ, пригодной для бестарных
перевозок и хранения, с 6-ти месячной гарантией качества.
В 1976-1985 г.г. на Березниковском, Кемеровском, Новгородскоь
ПО "Азот", Дорогобужском ЗАУ и др.предприятиях внедрены 12 новых
крупнотоннажных (производительностью по 450 тыс.товн в год)
егрегатов АС-72. Ведется строительство такого агрегата, по лицен-
зии проданного Народной Республике Болгарии.
В T986-I987 г.г. завершено строительство и пущены в эксплуа-
тацию первые образцы агрегата АС-72М на Руставском ПО "Азот",
Чирчикоком ПО "Электрохимпром" и Мелеузовском химзаводе.
Общий народнохозяйственный эффект от внедрения вышеперечислен
них мероприятий - 15228,7 тыс.руб/год. При этом суммарный эффект
427
- 2 -
от использования результатов указанной работы т. Иванова М.Е.
составил 2528,3 тис.руб./год.
Отдельные общие и долевые экономические эффекты представ-
лены в прилагаемых таблице и акте.
Начальник технического
отдела В.О. "Союзазот"
/В.И. Давыдов/
ПРИЛОЖЕНИЯ:
да! - ТаОлица. Экономическая эффективность отраслевых мероприя-
тий и использования в них результатов исследований зав.лабора-
торией ПЛАН т.Иванова М.Е., представленных в его докторской дисс.
"Теоретические основы технологии аммиачной селитры и разработки
крупнотоннажных агрегатов её производства".
02 - Акт проведения оценки доли экономического эффекта от внед-
рения общеотраслевнх мероприятий, полученных за счет использова-
ния результатов исследований зав.лабораторией т. Иванова М.Е.,
представленных в его докторской диссертации "Теоретические ос-
новы технологии аймачной селитры и разработки крупнотоннажных
агрегатов её производства”.'
428
Пта-шоаёнпе I
Экономическая эййективность отраслевых мероприятий и использо-
вания в них результатов исследований зав. лабораторией ГИАП
т.Иванова М.Е., представленных в его докторской диссертации
"Теоретические основы технологии аммиачной селитры и разработ-
ки крупнотоннажных агрегатов её производства"."
Наименование мероприятия, название предприя-
тий отрасли и год, в котором получены на них
представляемые экономические эффекты. .
! Экономический эффект I (тыс.щб./год)
ЮОщин эсхоект I i доля по работе т.Иванова М.Е.
Внедрение в I967-I97I г.г. в промышленность ре-
зультатов научно-исследовательских работ по
улучшению качества аммиачной селитры путем сни-
жения её влажности, улучшения гранулометричес-
кого состава п режима охлаждения, обеспечивающих 9759,5
получение неслеживающегося продукта (Черкасский,
Ново оско скпй, Днепродзбакинский, Навоийский,
^уставский, Не: инномысский. Горловский ХК, Чир-
чикский ЭХК, Череповецкий, Гродненский, Куйбы-
шевский, Ферганский АТЗ)- за 1972 год.
Разработка и внедрение в 1973-1975 г.г. шести
крупнотоннажных агрегатов по схеме АС-67 (Чер-
касский, Новомосковский, Ровенский ХК, Ионавс- 2990
кий ВАУ) - за 1976 год.
1707,9
448,5
Разработка и внедрение в 1976-1980 г.г. меро-
приятий, обеспечивающих получение аммиачной
селитры с выровненным гранулометрическим сос-
тавом, достаточной прочности гранул, обрабо-
танной диспергатором "НФ", с 6-ти месячной 2479,2 371,9
гарантией качества, пригодной для бестарных
перевозок и хранения (Черкасское, Новомосковс-
кое, Ровенское, Ионавское ПО "Азот", Черепо-
вецкий АТЗ) - за 1977 год.
ИТОГО
15228,7 2528,3
Акт экспертной оценки доли экономического эффекта, полученной за
счет использования результатов исследований т. Иванова М.Е., пред-
ставленных в его диссертации, прилагается.
Гл.
Начальник ^еХпйескбрй отдел
В.О.Союзазот ' '
А.Д.Ачнлов
ЛЙ7 Давыдов
429
АКТ
проведения оценки дели экономического
эффекта от внедрения общеотраслевых
мероприятий, полученной за счет исполь-
зования результатов исследований зав.
лабораториям Иванова М.Е., представлен-
ных в его докторской диссертации "Теоре-
тические основы технология аммиачной
селитры и разработки крупнотонажных
агрегатов её производства".
Комиссия, назначенная приказом ГИАП - IS 158 от 29.04.87г.
рассмотрела акты об эксплуатации и внедрении, освоении проектной
мощности, расчеты экономических эффектов, расчеты отчислений в
фонды поощрения от использования предложенных ГИАПом мероприятий
по новой технике, авторские свидетельства и патенты т.Иванова М.Е.
В итоге комиссия пришла к следующему заключению:
Результаты теоретических и экспериментальных исследований и
основанные на них разработки технологии и аппаратуры, представлен-
ные в вышеуказанной работе т.Иванова М.Е., были использованы при
проведении комплекса мероприятий по повышению качества нитрата ам-
мония (аммиачной селитры) на всех этапах, а также при проектирова-
нии и внедрении серийных крупнотонажных агрегатов производства ам-
миачной селитры.
В соответствии с этим экономический эффект от использования
результатов данной работы проявился в полученных общих экономичес-
ких эффектах.
В период I967-I97I г.г. на предприятиях азотной промышленности
были реализованы в два этапа мероприятия, позволившие перейти к
выпуску продукции высокого качества (первого сорта). При решении
задач первого этапа, включавшем анализ работы существовавших узлов
выпарки, разработки и расчеты комбинированной выпарки (А.С. 8I6I5),
430
- 2 -
головных образцов доупарки и комбинированной доупарки (А.С. 466839)
программ испытаний, проведение испытаний и наладок, разработки
рекомендаций, участие в дальнейшем внедрении в подотрасли, доля
вклада результатов работы т.Иванова М.Е. оценивается равной 0,25.
Улучшение качества аммиачной селитры, достигнутое в резуль-
тате внедрения этих мероприятий, позволило подучить народнохозяйс-
твенный экономический эффект за счет использования в сельском хо-
зяйстве продукта, не слеживающегося и не требующего затрат на дроб-
ление и рассев перед внесением в почву. Последние состовляли по
данным Министерства сельского хозяйства СССР- 8,7 руб/т.
На первом этапе улучшения качества после внедрения доупарки
плава на продукцию с более низким содержанием влаги была повышена
цена с 67 руб/т до 69,5 руб/т.
В дальнейшем на втором этапфнедрения мероприятий по улучшению
качества, цена на аммиачную селитру была повышена с 69,5 руб/т до
72 руб/т. При решении задач по второму этапу, включающем расчеты
и разработки статических-грануляторов (А.С. 262850), систем ста-
тического гранулирования, а также охладителей с кипящим слоем для
гранбашен агрегатов АС-60, программы испытаний, проведение испыта-
ний и наладок, разработку рекомевдаций и участие в дальнейшем внед-
рении, доля вклада результатов работы т.Иванова М.Е. оценивается
равной 0,1. Общая средняя на оба этапа доля вклада результатов ра-
боты т.Иванова М.Е. оценивается равной 0,175.
Экономический эффект от внедрения названных выше мероприятий
рассчитан как прирост прибыли, за счет разницы в отпускных ценах
на аммиачвую селитру первого и второго сортов, за вычетом дополни-
тельных затрат на установку и эксплуатацию аппаратов охлаадения,
доупарочных аппаратов и грануляторов (расход пара, электроэнергии,
накладные расходы).
За 1972 год экономический эффект от внедрения результатов
научно-исследовательских и опытно-промышленных работ по улучшению
качества аммиачной селитры суммарно по Ферганскому, Куйбышевско-
му, Гродненскому и Череповецкому АТЗ, Навоийскоту, Новомосковско-
му, ЧеркасокоЖ> Днепродзержинскому, Дуставскогу и Горловскому ХК,
Чирчикскоьу ЭХК составил 9759,5 тыс.руб./год. Соответственно доля
эффекта, приходящаяся на результаты разработок т.Иванова М.Е.
составила 1707,9 тыс.руб./год.
431
- 3 -
При разработке и внедрения крупных агрегатов по схеме АС-67,
мощностью по 450 тыс.т./год высококачественной гранулированной
аммиачной селитры, включавшим расчеты на основе результатов прове-
денного исследования и разработки новых решений узлов выпарки
(А.С. 466839) интенсифицированных башенной грануляции (применение
статических систем гранулирования А.С. 262850) с очисткой выхлопов
и нейтрализации, разработки регламентов, программ, проведение
пуско-наладочных работ и серийного освоения мощностей, а также вы-
дачу рекомендаций, доля вклада результатов работы т.Иванова М.Е.
оценивается равной 0,15.
За 1976 год экономический эффект от агрегатов АС-67 на Черкас-
ском, Новомосковском и Ровенском ХК и Ионавском ЗАУ составил суммар-
но 2990 тыс.руб./год. Соответственно доля эффекта, приходящаяся на
результаты разработок т.Иванова М.Е. составила 448,5 тыс.руб./год.
В 1976-1980 г.г. были разработаны и внедрены мероприятия по
дальнейшему повышению качества аммиачной селитры,(с 6-ти месячной
гарантией качества), обеспечивающему повышенную равномерность вне-
сения её в почву, возможность бестарных перевозок и хранения, за
счет выравнивания гранулометрического состава продукта, для чего
применены акустические грануляторы (А.С. 435634) и увеличения проч-
ности гранул - применена обработка диспергатором "НФ" в условиях
пониженного содержания влаги в них и кондиционирующей добавки. При
этом на основе проведенного исследования выполнены расчеты, разра-
ботаны рекомендации и внедрены на агрегатах АС-72 и АС-67 системы
акустических грануляторов, на агрегате АС-72 осуществлена дальней-
шая интенсификация узла гранулирования. Доля вклада результатов
работы т.Иванова М.Е. оценивается равной 0,15. Внедрение мероприятий
по вышеупомянутому дальнейшему повышению качества аммиачной селитры
за 1977 г. дало экономический эффект на Новомосковском, Черкасском,
Ровенском ПО "Азот", Череповецком АТЗ и Ионавском ЗАУ суммарно -
2479,2 тыс.руб./год. Соответственно доля эффекта, приходящаяся на
результаты разработок т.Иванова М.Е, составила 371,9 тыс.руб./год.
Таким образом общий экономический эффект от получивших отрас-
левое внедрение в производстве аммиачной селитры результатов ис-
следований т.Иванова М.Е., выполненных в его диссертации "Теорети-
ческие основы технологии аммиачной селитры и разработки крупно'.?-
432
- 4 -
тоннажных агрегатов её производства" составил
1707.9 + 448,5 + 371,9 = 2528,3 тыс.руб./год
При общем народнохозяйственном эффекте вышеперечисленных работ в
целом
9759,5 + 2990 + 2479,2 = 15228,7 тыс.руб./год
Председатель комиссии
Зам.директора ГИАП
ф^.с^^./В.М.Олевский/
Члены комиссии:
Нач.КСО /проектный Кис-
лотно-солевой отдел/
Зав.лабораторией J5 64
/лаб.эконом. э®-сти НИР/
Ведущий научн.сотр. ГНЯЭ-3
/Научн.послед, отдел солей/
Старший научн.остр,- лаб.В 64
/лаб.эконом. эсТй-сти НИР/
Старший научн.сотр. НИО-12
/Отдел патентов, эконом.
обосн. и организации НИР/
/Оэ&Аги -
/М.Л.Ферд/
/Д.П.Алейнов/
/Н.Н.Поляков/
/Л.А.Кмай/
/ Г.А.Касаткина/
433
СПРАВКА
об использовании результатов диссертационной
работы "Теоретические основы технологии аммиачной
селитры и разработки крупнотоннажных агрегатов",
выполненной тов. Ивановым М.Е.
Результаты указанной работы были использованы при разработ-
ке основных аппаратурно-технологическкх узлов /грануляции, вы-
парки, нейтрализации и очистки выхлопов/ крупнотоннажных интен-
сифицированных агрегатов производства высококачественной грану-
лированной аммиачной селитры по схемам АС-67, АС-72 и АС-72М,
серийно внедряемых с 1973г. в промышленность по производству
минеральных удобрений.
Начальник кислотно-солевого
отдела ГИАП
M.JT. Ферд
434
СПРАВКА
Настоящим подтверждается,что расчет высоты
грануляционных башен производства карбамида,
необходимой для обеспечения возможности по-
лучать гранулированную продукцию, соответствую-
щую показателям "знака качества", выполнен
на основании теории и математической модели,
разработанных в диссертационной работе
М.Е. Иванова ."Теоретические основы технологии
аммиачной селитры л разработка крупнотоннаж-
ных агрегатов её производства".
Заведующий отделом удобрений
Дзержинского филиала ГИАП,_
кандидат технических наук,
старший научный сотрудник
Нучерявый В.И.
_ -..й^Х^к.ктьющт
" _ М _ 1973 г.
ГРАФИК
ВЫПОЛНЕНИЯ МЕРОПРИЯТИЯ ПО ДОСРОЧНОМУ освоений проектной мощности
АГРЕГАТА ПРОИЗВОДСТВА АММИАЧНОЙ СЕЛИТИ1 /АС-67/ НА ЧЕРКАССКОМ ХИМИЧЕСКОМ
КОМБИНАТЕ,
Ответственные представители ГИАП
т.Иванов - /руководитель/ - от научной части
т.Барбашов - от проектной части
т.Величко - от пуско-наладочной лаборатории
г.Фридман - отДзеркинского филиала ГИАП w
т.Рысин — —— —
JF.fl !!!!!!
пп! МЕРОПРИЯТИЕ (Исполни- !Иппь I Игль (Август (Сентябрь (Октябрь
I I тели (I ! I I
I. Реконструкция аппарата ИТН ,52 по результатам
работы ап. JC-I,i ревизия и выправление решеток
кипящего слоя; реконструкция защитного колпака ч X К ___________
на входе воздуха в скруббер и др.узлов, соглас-
но протоколу совещания в г.Черкассах 16 апреля
с.г;
2. Отладка режима и снятие показателей работы ЧХКГИАП
агрегата при проектной производительности •
(~ 12 т/час аммиака),
‘ I
3. Обобщение результатов обследования и выдача
рекомендаций по дальнейшему совершенствованию ЧХК.ГИАП ----------------
АППАРАТА
передвижному ленточному транспортеру
6. Окончание изготовления и установка под склиза-
ми поз. 108 и НО двух погрузчиков мешков в
вагоны ПКБ Пластиаш Ч X К
7. Доукомплектование упаковочного автомата поз.44 Ч X К
и приведение в рабочее состояние всех упаковоч- ГИАП/Д/(/
них полуавтоматов
8. Работа агрегата па проектной модности. Составление
анта ЧХК.ГИА1
9. Разработка рекомендаций и ввдача техдокумента-
ции по мероприятиям; указанным в п.7,1-7,5
протокола совещания в г.Черкассах 16.04.73 г. ГИАП ~
по освоении головного агрегата АС-67
в том числе:
a/по дополнительному подогреватели аммиака —
б/по станции сбора и перекачки парового кон-
денсатора на отметке +0,00 —
в/расчет водного балапса“агрегата для зимпих
и летних условий,’ при необходимости, проработка
мероприятий по улучшенив указанного баланса. “
г/ по монтажу третьего насоса для питания
промывного скруббера - —
д/ проработка вопроса о замене ситчатых тарелок
в промывной части ИТН на колпачковые для _
исклпчения провала жидкости -' -
зашдиректор/Жап!
/В.Олевский/
ГЛ.ИН1ЕНЕР
по результатам обследования работы агрегата
АС-67 К 2 цеха М-ЗА Черкасского химкомбина-
та за февраль м-ц 1974г. (первдд освоения
мощности).
Агрегат Я 2, по с тр ое нныйУпо схеме АС-67 на Черкасском хим-
комбинате^ течение февраля 1974 г. работал систематически на пр:
ектной нагрузке.
За 28 дней выработано 36.150 тн. аммиачной селитры.что coo-i
ветствует 103,3 % от проектной мощности агрегата.
Ритмичность работы агрегата и причины отдельных случаев снт
жения выработки показаны в прилагаемой таблице (приложение Л I).
Получены следующие основные показатели работы агрегата AC-f
й 2,усредненные за период с I по 28 февраля :
Азотная кислота поступала в цех концентрацией 58,2 % и поде
ревалась до т-ры 60°С.
Аммиак подавался в ИТН с температурой 120°С.
Оба аппарата ИТН работали на проектной нагрузке по .^Н3
6000-6300 кг/час. На орошение очистной части каждого аппарата ИТ
подавался из бака поз. 7 через абсорбер раствор амселитры конценс
цией 20-40 % в количестве 1,0-1,5 м"учас,содержавший 10-20 г/л
Н^03.
При этом концентрация раствора на выходе из реакционной час
ИТН получалась равной 90,2 % ЛН^ЯО^, со держание НЖ>3 = 2/3 г/л.
В соковом паре содержалось - 7,1 г/л, №Н3 - 1,5 r/j
или Н1Ю3 - 1,98 г/л.
Имели место случаи заброса жидкости с аммиаком в подогреве
тель»что усложняло работу цеха и приводило к отклонениям от норм
технологического регламента. На выпарной аппарат из донейтрализа-
тора подавался раствор концентрацией 90,5 %,содержавший 0,4 г/л
ян3.
438
- 2
Выпарной аппарат при подаче 21 тыс. м3/час воздуха с темпе-
ратурой 180-185° упаривал подаваемый в него раствор до концентраци!
не ниже 99,8 % ( по Фишеру).
Имели место случаи колебания давления пара на выходе в цех
что осложняло работу отделений выпарки и грануляции. Грануляция ос,
ществлялась статическими грануляторами (работало 4 гранулятора), с
отверстиями ф 1,1 мм. Готовый продукт выпускался со.следуюшими сре;
ними показателями : влажность - 0,13 % (по Фишеру) ; среда Jffij -
0,003 % или ETOj - 0,01 . Грансостав <rl мм - 0,4 %, 1-2 мм-54,4;
2-3 мм - 42,2 % ; > 3 мм - 3,0 %. Температура 23 °C.
Орошение очистного скруббера осуществлялось одним насосом.
В воздухе после скруббера содержалось - 0,36 г/м 3 ;
jffi3 - 0,045 г/м3 или ИЮ3 - 0,020
РОсснпи селитры за месяц составили 20 тн,некондиционный про-
дукт - 31 тн.
Указанным содержаниям И3 и ЮЮ3 в выбрасываемом воз-
духе из скруббера,россыпям и некондиционному продукту соответству-
ют расходные коэффициенты по JfH3 - 214,0 кг/т ; НЛ03 - 788,2 кг/т
(расчёт прилагается,см.приложение Л 2).
Хозрасчётные приборы показали по цеху М-ЗА
общий расход аммиака- 8207 тн,
слабой азотной кислоты - 30 457 тн,
серной кислоты - 83 тн.
имели место следующие общие или в пересчёте на
расходы за февраль месяц тонну продукта
пар - 6480 г.кал.
вода- 24015 м3
электро
энергия- 166480 квт/час
От
0,17 г.кал.
0,63 м3
28 квт/час
О/Г) fufl-П
/У<ху. цехе
Нач.ШК ЧХК
/Вахрушев Ю.А./
Эав.лаб. Я 29 ГИАП
^^^__/ИваноЕ М.Е./
Ог.инж.ЦЛК
/Исаева Г.П./
439
Приложение Я 2.
Расчёт расходных коэффициентов
ЯН? и HJEOg в кг/т готового про-
дукта.
Выработано 36 150 тн амселитры с содержанием
0,13 % и 0,32 % (ЯН4)2.3 04.
В каждой точке амселитры содержится :
1,3 кн Н20 ; 3,2 кг (ЯН4)2Л‘ 04 ; 995,5
Расход аммиака
I. На образование ЖП.Ж\ в готовом продукте
36 150 • 0,9955 - 17/8° = тн‘
2.
НаобФразование сул^фата^аммония
36 150 ' ~
= 29,8 тн.
100 132
3. На россыпи и некондиционный продукт :
51 тн. 0,9955 = 10*83
4. На JSH^JJOj в воздух из скруббера :
0,36-ю ~ -600 000 -612'lf= 30,80 тн.
/И
5. На JfHj в воздухе из скруббера
0,045 -10 “6-6ОО 000°.600 = 16,20 тн.
Итого израсходовано JJHj : 7734,93
= 7734,93-1000 = 214 0 кг/тн.
“з 36 150
Расход ЕШОд.
I. На образование в готовом продукте
36 150-0,9955 • ед
= 2834,0 тн.
2. На россыпи и некондиционный продукт :
51 тв -0,9955 - — = 39,98 тн.
80
3. На Jffl^Oj в воздухе из скруббера :
0,36 -10 “б-600, 000.672 = 114,31 тн.
440
- г -
4. На ХНЖ)3 в воздухе из скруббера :
0,01 "10 -6 - 600 000 -72 = 0,45 TH.
йгого израсходовано BIOj : 28 494,74 тн.
_ 28 494,74 -1000 _ 788 2 кг/тн.
ЕЮ3 36 150
1 П ВЛ7ЩЛГПЫАиДШЯЛ 4bUV**WHlVl£JH4lW IliV lUUU^U *un ni
пп ! Наиионовашю сырья । и иатерлалов — — - Едн. им. 1 Агрегат hlo проекту на II т. продукта 1 ! АС-67 "А" 1 По данный обследования за февраль Н1ех 3- Черкасского Х.И !по типовому проекту I
1 1 !х)Пез учета потерь !С учато.ч потерь 1 на складе !на складе !хх Дошив э-да за фев- _!даль_ 1974_г±
I. Газообразный аммиак кг 213,2 213,4 213,58 212,7
2. Азотная молота (ИНГ) щ- 287,0 784,4 735,08 791,07
3. Расход сырья в перес- чете па аммиак, на I т. продукта иг 425,7 425,2 225,58 426,29
4. Серная кислота ПНР кг 3,0 2,2 2,2 2,54
5. Диспергатор НФ кг 0,44 — - Обработка но проектиро- валась
6. Пар насыщенный т 0,2 0,2 0,2 0,465
7. Производственная вода м3 0,5 0,5 0,5 45 g
8. Электроэнергия КВТ 27,3 24,3 24,3 19,3
9. Отход производства. Паровой конденсат. т 0,17 0,17 0,17
Примечание j Фактические расходные коэффициенты приведены к условиям проекта,т.е. не учитывают потери продукта па складе и исключаются окислы азота, поступающие с азотной кислоте Содсрааниа основного вещества в продукте - 994 кг/т.
j. При упарке плова до содержания влаги 0*2$ .расходные коэфф па 0,11 кг/т, ИйОэ - 0,42 кг/т и в пересчете сырья на (йПз •циепты увел [чутся: по. feib на о,2г кг/т.
3. Обработка ансеяитры диспоргатси ПФ не производится*
и <j я_ 158ЛЯВВ
JiBAHOB
SAPBAI3OB
Главный спецналиот
Пач.лаб. te 29
Зан.нач. КСО
442
? ?ТПЕР_ЛЫ
Ш ШЗИЕР
Iffrar/Wtt 8-5211,
ЛХДСЛЬСЕ
1ЭТ4 г.
Д21
гЛерггсси
Ссстььжа пестсявса о досрсчяси випоянеияа
графика освссавя врсектасй кщсск сгрсгста
црсвэвадстаа аджевдоп селитра ДС-67
/ цела В-ЗЛ/
Сотлеем у ucpsxesscb? гра’и^ ссаояшя црсекисЕ мадихтп z
$с”риле надаес» агрегата Б 2 воялсз 6tia euocsa ва 7Щ,
С I-го во 2£ «хтсгг.ка; J 2 х>ч₽и^а-£о 36Ii« sous
селитра wo состаыаст ХчЗД/'просиоог ксчкоста.
Вачальпцв прсьадастэбавсго
стгела
яиюмгшжз
443
освоения мощности агрегатами ЛО^?«сгпо^водства аммиачной
Селитры Черкасского ХК за период с Декабря 1974 г. по
ноябрь 1975 г.
Ьда то.бо-' стрегата ! f74-75rr I 'Выполнение!Выработка!процента!Выработ-!Птюцоятн!Птечппы по
[установлен!в тоннах ! !к проск-!ка в тон! к про ок-! !тной мощ’нах вто-’тной нощ! [которым НС [достигнуто. ! выполнение [плана
:плана в ' % % ; ; i первого ! [агрегата . i i
1НОСТИ I-го аг-1 [регата ! !рого аг- регата -'нести ! !2-го аг-! !регата !
1<3рь |74 г. • 94 Л 38084 101.0 26416 » 70,9 Производился РСМОНТ ЕСПТХ1. тога 2гоТ1агр(г гата д яиГа:» натуги трубо- проводов
рь 75 г. 85 28567 76,5 29933 79,8 Отсутствие ил; паяных мегдеов л неосвоенное' тетжюсварочп: аппаратов
|?5 г. 97 30230 80,7 30648 82 Ремюят аппара 1ПН псового агрегата
к г. 101 37467 99,8 33633 90 ЕЛР первого п 2го агрегатов
1 ЕЬ 103 37680 100,5 24853 66,5
75 г.
h г. 105 108 31907 39902 87,7 107,2 34541 26560 91 69,8 ПНР П0ПЕ0Г0 агрегата
for.
114 43353 115,5 19660 52,4
for.
|т 121 45550 124,2 24222 64,5
5 г.
Ррь |75 г. 112 33267 89,8 34793 92,8 1ШР первого и второго агрега- тов. Остановка 48 ч
Ьь f5 г. 106 43147 115 28351 75,5
444
2____1______Е_____!___4______1_____5_ _ J. _ £____!___7.
тбрь Ц0.6 41000 109.5 t ГО г. 34264 91.I
Ьго: 450 154 347 874
План выработки аымиач'ной селитры на агрегаты по схеме
АС-67 на 1975 год установлен исхода из баланса вырабатываемого
аммиака на Черкасском Х.К.
П.К. подольский.
Н.Д. Задано.
445
"СОГЛАСОВАНО-
Директор Черкасского
д/о ЧДао-т”.
/иорокир- Ь-А»/
B^Z- 197 6г,
-утеждАП"
|5£js3Top :П'ЛП /2гичко H.Z.
-/ &V 1У/ 6г
Ш С Ч 11
экапомического эффекта,получаемого в результате зпедрпзия
крупного агрегата производства аммиачной селитры \С - 67' А
на Черкасском п/о "Азот"
Наименование показателя Обозна- Едини- Показатель базового варианта Показатель ново- го варианта, Шгод периода рао чёта
чение на изм.
Мощность тыс.т. 900
Объём производ- ства тыс.т «5 WZD
Производственная себестоимость продукции руб/т Э9,71 ЭВ, 25
Удельные капи- тальные затраты руб/т 10,95 S.7 *
Экономический эффект руб/т 1,6V
Годовой эконо- мический эффект тыс.руб< 1360
Коэффициент эф- фективности wotoif T-e^/’!<ti 0,15
Главный экономист /'•
Начальник лаборатооии Й34
, ^-'-/Лупанов П.А./
> Начальник технологической
лаооратории
/Иванов М.Е.7
Главный бухгалтер
Начальник П'ГО
Начальник планового £ *
отдела
446
"Согласовано
Директор Новомосковского
производственного объедавши
/A.SZE3 ./
. I97S Г,
Директор ГИЛИ
_/Н.2АИЧ1Ф. /
£__________IS76F.
11
Р1СЧЗТ
зконоиотеского вйЬекта,получаемого в результате внедре-
ния коупнпх агрегатов по пропзводстду в;.ыпачвой селитры
AC-ST"на Новомосковском производственном обьадквеипи
"Лэст^
Наименование
показателя
!Обозна-1Единице [Показа/ [Показатель
[ченне [изчере- !тель вазо[нового ларпаг
1 иля 1вого ва- 1та,U год по-
I 1 [рпаята [рпода расчет:
Ксщность тыо.тн 450 900
Объем производства Производственная себестои- тыс,тз 435 656,9
мость продукции Удельные капительные зат- руб/тд 42}6о 40-96 11,11. 1,67 1100 0,15
раты Экономический эффект Годовой экономический 3JUSKT Коэффициент эффективнос- ти руб/тн руб/тя тыс.руб. 10,95
к) с учетом затрат ва разработку вовой тегвикт
Начальник лабораторка 5 24: '•
/Начальник технологической
' лаборатории: -
Главный экономист:
Главный бухгалтер: У
/Начальник ТО: ‘ /7
Начальник кланового отдела: IMij ~~
447
вковоютэекого эффекта.ттолучавмохт) з результат» внедрено
грузного агрегата производства оыхипчной о о литры АС-67 ид
Поваэсхом SAT.3
Esh и а но за ид э Обозначение Единица Показатель Показатель хго.зо-^
показателя изиере- базового го варианта,
ния вариаатя S год периода
расчёте
Мощности
Обьём прозамд-
ства
Прои зводотвенная
себестоимость
продукция
Удельные капи-
тальные затрата
Экономяяеохзй
аффект
Годовой вхоио-
мическлй вффакз
Коэфф ягнент вф-
фектилнооти
с учете??, з?;7.^x2 да
тыо.т «о 450
5U0??/ «5 356'j9
РТб/7 57,73 56,^55
руб/з 12,38 я-,го:
руб/? ; 1.^8
; 533
ian'idoTKV pt эзгета. ©;хз - • ’ f
Начальник, ла бора тора Д' □ 34
/ Нвчалънях технологической.
лаборатория ’
(Язадоз if.X)
Главный БХОНОИИЗТ ,
Главный бухгалтер ’
Начальных НТО -
НачЕльнях планоэ
отдела
448
АКТ
Настоящий акт составлен о том,что б мая 1969 года в
цехе производства амселитры Невинномысского химкомбината введен
в эксплуатацию доупарочный агрегат, смонтированный на гранбашне
Л 3. '
После включения этого агрегата обеспечивается устойчивая
бота с выпуском аммиачной селитры только из высококонцентрфо^
ванного плава.
га
НАЧАЛЬНИК ПО
НАЧАЛЬНИК ВЕХА
(НОВИКОВ)
(ВАСЮТИН )
,449
АКТ ПЛСДРЕЧЯЯ ПРЕДЛОЖЕНИЯ
PcniC'p.1Ullr>ll|!Ml'c №. « /4 , е>4 lD6.gr.
Д-’т.ное предложен:'!- поглс* проведенного испытании .признано годным
внедрено -пи участке цеха
«Jnii'rr-rciniorTi. л» длльцсйц1ср использование возлагается
I» ms, который обязан в случае прекра-
щения «1<сп.1уат.|цпн предложения поставить и известность БРИЗ, инэкерсроз
(vполномл-ц-iiih)Г<>| по пчобрстатсльстоу в течение 5 дней. *'
('.чинный инженер (пячалышк нсха)_/^ fy'yU/'.J .. —___________________________
И» iiiiii'ii 1>>:и'Пт|Ц'||иый но ПР113у J_____^'^1/
linn'll iuniiiMH in »iiiTi«y<iiiii(liii>/4 C*<-^
r Uh'IIIHi:
. A VM
.15* . ,
ой iiuimi ji.'ii|iini. з."2321. т. 3000. Д4-64
t, -fyn-uyi-^ь . Типовая ф. К»* P-2
АКТ ВНЕДРЕНИЯ ПРЕДЛОЖЕНИЯ
Регпстр.чциоииый К” _CJ_ , J&_- п«________________________1я«5Гг
.'1-ч|Ш<м' предложение после иропедспиого испытании призвано^ годным
- _. ’ 'УА 1 внедрено па участке цеха _____________________
£^, ДаЫ£ея>Ъл1пГ
Чт дальнейшее использование возлагается па
- /) ________ который обнзап и случае прекраще-
в И-'шс/П|«ст|\_Т>Р113, инженера
i"ll'**'.V х 1/1 —
TO II.
ши экеллуа Шуг нродложёнпи поставить
(уполномоченного) Ио 1(зобрёт;<телцр-цу у>течение {к.
Главный инженер '(издал ьвиккеха)/.
Ответственный.nd,БРИЗу
Ответственный за эксплуатацию- 'ТгГ' _______
С началом промышленного использования предложении ознакомлен(ы)
Подпись автора (соавторов)
_________ 19^~г
Подписи:
,<п П .
5295
osv
451
ГГВЭЩЦЮ:
Заы.дг.релтора В1АП
"1£" Qg ТЭХЪ г.
/ОлеасхпЗ В.'!./
А « т
к внедрения по разработке
р. гдгигчйой с елг т г ч ч по д-тч з ггг е_ нес17г-уг
. УТВЕЗДАЮ:
Главный инленер °S.
Черзуй^кого IKX "Дзот”
?;/
/Воловиков А.Н./
прочностью гранул
”19 г.
Пнедпзуг-р, говпх типов грануляторов
-аптого ся ппргукта с увеличенной*
Доставлен представителями производственного объединения (завода)
и институтв '%я»лгб,2р Полякевш/ Н.И. инж.Серебряник О?Г?
| нач.цеха аиоелптгы П-й очереди Борзовтом Ф.В.__________________
/ должность, фамилия, имя, отчество/
в том числе в соответствии о планом внедрения новой техники
Союз азот а на 1977г.п.З ________
Произведена сдача в производственную эксплуатацию с указанием:
а) объема внедрении, б) освоения и достижения проектных мощностей
(в абсолютных значениях ) гт--.пп.гСоРтГа •пг^погрячу-
‘ЛЕТОВЫ
(наименование технологического процессе, оборудования, прибора,
-механизма, материала и т.п.) Грагсостав - фракции 2-Зым не менее 60#,
мо’счк (^р<12.::л) не более 2^, прочность гранул не менее бООг/грапулу.
( их краткая характеристика)
*В связи с осдоеигетл эксплуатации грануляторов
Работу считать внедренной в производство с октября 197сг,
Начало реализации разработки в производство считать со I января 1980^
Представители производствен-
ного объединенья (завода)—
Предстаюгели 1ИАП:
Зад.лзб. 28/^4Поляков „
Инженерс#-' Серебряник О.Г.С ’^с‘
' подпись:
:тпн —
Дорзовен ?.?./
подпись:/
452
вставлен пре дстанат елями производственного объединения (завода)
I института Зав.лсб« Поляковым X‘
ЕГЧ.!Т?Х8. Т\Ч,
/ дойность, фамилия, для, отчество/
I том числе в соответствии с планом внедрения новой техника
Роюзазота на ГУЕг.л. 2___________________________________________
[роизведене сдача в производственную эксплуатацию с указанием:
О объема внедренди, б) освоения в достижения проектных модностей
Jb абсолютных значеньях ) ^ч-ттсчкс е:~~гст-:"еск::х гооча’.г'тппд»
(наименование технологического процесса, оборудования, прибора,
механизма, материала в т.п.)Гренсостав ьраъхпи 2-Змк не ;.:енес 60Я,
егзлочя не более 25s, прочность гранул - более бООг/грактлу
( их краткая характеристика)
В связи с освоением проектной мощности в 1979г. и освоение:.: эксплуа-
.кц;:к грёнтляторов
Работу считать внедренной в производство с октября 1979г.
Начало реализации разработка в производство считать со * янтаря 1960г
Поляков Hjnf1
Представители производствен-
ного объединения (завода)
ГПАП Заказ II723 - 11.07.80. Тираж 100 зкз.
1УГВЕРЕШ):
2аы.директора ВЦП
'"12." О’#
'R нЗавру шеи •/
прочностью гранул'
типов грспужттс^зо]
1ос,"г тт-. плукФя с увеличенной
внедрения по разработке иВттс-<г;
Составлен предстнввтелями производственного объединения (завода)
и и нети тут я Егтт.~те~:а •*оятоКову51<В.^,
________г— ~.?у-:?? г.'б.. со,?—'тч::к С-Э-2. Кузнецова В,В,
/ должность, фамилия, имя, отчество/
в том числе в соответствии о планом внедрения новой техники
Союз азота на 1277 г., ^тнгт 5______________________________________
Произведена сдачи в производственную эксплуатацию с указанием:
а) объема внедрении, б) освоения в достияенян проектных модностей
(в абсолютных значениях ) аг:;-ст:гт?ст:ге г^гтлчтсгг.
"Р’-стт ГрСгпЯР — О" "ГК1П'*1
(навмевовЕНзе технологического процесса, оборудования, приборе,
•механизма, материала и т.п.)
-У— fa .«и. ЭДГ, гелочп ( 4 ее богое й$________________________
( их краткая характеристика)
• Прочность гранул - более бООг/граиулу
с сдуе:: с ос^оонле..: проз;: Pi. о». г.о-досл. ь i-ivi1. uo=o_i...u:!
i:x гг.с-.уаТЕд:: ;
Рабсту считать внедренной в производство с оптгтбт 1?75г.
Начало реализации разработки в производство считать со I ррзс^.
Представители П1/Л:
подпись:
Сог'7Дл_п; С 32: < ►<
/Кузнецова В.В./
ГИАП Заказ II723 - 11.07.80. Тираж 100 экз.
454
с/сг-'Л'м/.
Типовая междуведомственная форма № Р-10
Утверждена приказом ЦСУ СССР
30 нюня 1982 г. № 380
Код по ОКПО |
УТВЕРЖДАЮ:
___________________________
подпись руководителя
I
I
к т
ВНЕДРЕНИЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОГО МЕРОПРИЯТИЯ №
на котором внедрено мероприятие
| 7 “ дет, участоКиЯфонэводство ,
I 2. Краткое описание и преимущество внедренного мероприятия
ине- AfefUe /Жемйу яг>
Уаяжшш шт/кет?
\Jia№h. ffattfuo’/ne- е&г
\шлгаеет»иае ^неаегвт^х^ -j^Haa«zSae«»- Z
wax# foixpaJ &?.£/
_ s__' ялмдрл.'М'б' ^хкггтх-Уа” ^дг’/f^vv'
\t/OHt> /лУаУУУУ' /ярАлашо еЯ>%&&&гУ& sfflxziff /’•Zfi
I 3. Дата внедрения
4. Основные показатели, характеризующие результаты внедрения мероприятия:
А. За отчетный год
- Номер строки Единица измер. 19&Гг. 198 г. 198 г 198 г. 198 г. 198 г.
А Б В 1 2 3 4 5 6
ыпуск продукции (в птовых ценах предпри- ми на 1.01.198- г.) 01 тыс. pyfi. 4£/3<f
455
Иомер строки Единица 198.5г. 198 г. Г98 г. 198 г. 198 г. I98 г.
А Б В 1 : 2 3 4 В 0 - *
том числе категориям качества: высшей категории 02 руб. UM,
первой категории 03 руб.
второй категории 0* тыс. руб. •
иевттестованной 05 тыс. руб. l'
исло условно высво» ржденных работников 1,1 чел.
рнрост прибыли (+'), меиьшено прибыли -) 12 тыс. руб.
рибыль (+), 5ыток (—) 43 тыс. руб.
кономия от снижении ‘бестонмости про- екции (+), цорожапие от гвышения себе- окмостн продукции 14 тыс. руб- i (
— «комический эффект актические затраты । внедрение, включая траты прошлых лет 1.5 16 руб. руб. ^5-
Главный бухгалтер
Начальник планового отдела
456
Приложение К? 2 к акту внедрения
научно-технического мероприятия
№
Изменение текущих затрат и прибыли в результате внедрения научно-технического
мероприятия
Номер строки Единица измер. 1984-г. 1985г 198 г. 198 г. 198 г 198 г 198 г.
до внед- рения после внедрен
А Б В 1 2 Э 4 5 6 7
апуск продукции (объ- । работ) МУ 0] — ЛХ.-?
жущие затраты (себс- оимость) всего выпу- а продукции (объема бот) 02 руб-
из них: лье и материалы 03 руб. 1
пишво и энергия 04 тыс, руб.
>абптная плата основ- я и дополнительная н 1исления 05 руб.
06 • руб.
07 руб.
08 тыс. руб.
сущие затраты (себе- имостъ на единицу >дукции (работ) р. 02 стр. 01) - 09 руб.
жомия от снижения ), удорожание от оо- иеиия (—) себестои- :тн единицы продук- (оабот) 10 руб. X
говая цена единицы духции ]] руб. зй? да г
сбыль (+). убыток ) от реализации еди- ы продукции (стр- 11 стр. 09) руб. fi/zuF- %,
Бухгалтер
Экономист планового отдела ’ 7 __
/расчете ns единицу продукции (работ), руб. (13)
эномнчсский эффект
пуск продукции (объем работ) в расчетном году
Экономист планового отдела
Бухгалтер
457
Б. В расчетном 198^* году
1 р - . Номер строки Единица измерения 198^r.
1 А Б Б 1
|сло условно высвобожденных работников 1 21 чел.
рирост прибыли (+), сеиьшенпе прибыли (—) 22 тыс. руб.
рнбыль ( + ), убыток (—) 23 тыс. руб. -
кономия от снижения себестоимости продукции ц-—-—. 24 тыс. руб. -
'коном ячеек и ц эффект 25 тыс. руб. -
fyzv. mexcrngarq
Руководитель цеха
/г/7
п/п
Главный бухгалтер
Начальник планового отдела
458
Приложение № I к акту внедрения научно-технического мероприятия № Карточка учета затрат на внедрение научно-технического мероприятия
№ Месяц Н ГОД В котором произведены затраты Виды затрат Наименование документа, подтверждающего затраты Сумма затрат (тыс. руб.)
А Б В Г 1
Z -
/ W.&. &г. /г#. *?>/>-£ £7 w. efi/a
?. — ✓/— £х. nr. i-yi-e
к 7
Г. fiKXifS,, — •'л'б'-iw ?/г ^£S~
— г^- &r. ^7- У/
(.
Итоге по мероприятию Бухгалтер / 1ч —
459
TOYO ENGINEERING CORPORATION
Technical Requirements
for the Acourstic Granulator
Fluid: Molten Urea *1
Capacity: 250-300 ton/day (10.4-12.5 t/hr)
Size of Granule: _
1 - 4 mm diameter: 98%
2 — 3 11113 diameter: 65%
under 1 mm diameter: 1%
Material of Construction: suitable for Molten Urea
Note: *1 Required pressure shall be specified by the
manufacturer of granulator
Г53319’
ьазаз-карпд
дд ,-303859----
з.-1ЧО. "осДиипяроЕГраДСКИй ВЗВОД
хшячесиого иапшсстроелня
•Мгакспоспо- Цинхишаи
гжоростъп по еэкладпсй
- зюСщекйя указанные нпхе товары
Тертпсаллегва
"7 —'— Фсчдодбр-даты- СОД31Йо11ыь1*»ЯыьмТыыиы! ПргЗЕад scMEBKrrri’PB наряд .1 |~бооблпз допслиитгльид сск,л|Даьс!иСсбита . 1
1 полнись)
Пункт вагначезвя
пркв и номера
Код Срок от- Мзссз
га“” груз- ки МСГГО В КГ-
I АКУСТИЧЕСКИХ ГРАНУЛЯТОР
LP-CI6 для получения гранул ст S октябрь
[арбзшиа, согласно ТУ завода- - !»•» г-
кзгстсзитсля. Технические характеристики: г
(роизводительность: иавс.-13 т/час; шш.-Э т/час
Рабочая тсипература до 200 гвад. С
'сковная Ьравция йолучаонсх Гранул
езиерси 2-3 из, 80-90#
сошлем постами согаасно пр'лолениа Ы и дестояцеиу заназ-наряду
Техническая в товгросоЕрово£ате.чьиая документация о4|Срмляетгл из _pJ-CCEOJ языке,
разрягсяие на выг.ся ^D'g324I_______gt «jep ^ШЯ___________19% г*1!аходКтся
1 Ссрсагтмлсзбйх1 таможне. Иарзпров.га ва взгапНсвоа языке
ЭКСПОРТ
Made In USSR
Сделано в СССР
BJO «ТЕХМАШЭКСГЛЭРТ»
____________jms__________
1ст;>ак« назначении)
- НАтЖ-ЛЛГКВТ-ЛАШТ
ставила ила порт наэначе i.ini
МАРКИН
заказ-наряд
ЛМ_303059
Contract A": S8 /35519
{Дополните-чьяья маркировка)
.гено яакго——
IJ-asecf-gcc^et-AC-CIETIC -СВШПА9ХЖ-
Размеры места в см. О;
__________Документация в месте № 1'
Вышеуказанная маркировка должна быть обязательно указана полностью как Пи гйЬ-и-'Чпо
г типаросопроьоллтельнйй декумектвц ни, так к ж. д. накладной в графе «От-
че 1ки отправителя, же обязательные для ж. ж.». Данная маркировка пжяостгт-
сж также на тару «ли упаковку оборудолакня».
алзтгльпа еоблюзеовк «слоев*. вадожеяцыа ви оборов».
461
» ИЗВДД» <»
Гл, каайгир Гродмиохаго
suu. комбинат*
^^2_______^ЦДИШН CJc/
аигуета 1У71.
А К S
о результатах’ обследования работа аедтрадьвсго статической
гранулятора ГИАП вд плава аи. селитра с добавкой оулмуата
аммония иа Гродзанеком хим, комбинате,
На граибаияе ЛЙ цеха № 5/3 Г роданистого хим .комбината
смонтирован я установлен имеете цонтраввивсео пентрельний
статический гранулятор ПИД произзоди^ельиостьэ до 27т/час
(для летних условий акоплоамцик).
Статический гранулятор имеэт диаметр ОДОммр радиус кривизны
дяица sMcug диаметр отверстий 0,9мм; количоетво отверстий
21 СОшт,
Внутри гранулятора уареслен циллнздичесснй JittMp из кернавав-
цел сетям с ячейкой 0,4 Плав, попадаоций в граиулятор
Ередваратолъяо проходит через филзтр» с оотхой 0,4 х 0,4мм.,
уетааовлеяям з баке плава*
Эксилуатацчсзнзо обследование статичесхогз гранулятора ла
плазе ам. селитра с добавхой сульфата аммония в количестве
462
- 2 -
Q,I5>’ било начато I8/yiiyir. я пртавладааь яепрарывао з
течение 10 суток, ' '
Обнаружено, что статичаскжй гравулятор ГИ4Д обеспечивает
получение пвиулометрическсго постава ем, селитры с маяны хо-
личесгвсы мелочи (0,95?/oJ)
Средний грансрстав за время обследования,
более 3 Ш 3-2 мм 1-2 мм менее I MJ
о,13 35,32 63,6 0,95
За время обследования температура подаваемого на грануляцию
плава составляла 183^0, концентрация плава 99,72^, температура
продукте после кифявд'о слоя Э^С, температура наруииего воз-
духа 23иС( '.ровность гранул диаметром 2iai ббОгр/гранул, пилеу-
нос 0,р9г/м°, производительность 18-25 т/час.
Производительность гранулятора лимитировалась отсутствием
аппарата двухступенчатого кипящего слоя пел гранбпиней Д-2 .
Испнтапия проводились о использованием одноступенчатого ииия-
ДвГО СЛОЯ.
В коаце обследования бнла проведена ревизия фильтров и грая;
датора, которая показала, что забивка грязью была незвачитель-
Ной.
Рзхсыейдуется производить ревизию в очистку фильтров и гра-
нулятора (о очистков Отазрояй от грязи) I раз з 10-15 оутск,
СтатячасжйГ гранулятор преет з эксплуатации, ав требует
злектровиергаи, герметичен; э sen отсутствуй дэкзуциеоя к тру-
внеся детали,
463
..S-,
JJeaetjuo
Sa основании положительных реэудиатоз оболедсз® из
работы отатачеокого гранулятора ГИАД„ обеспечивающего
получение гранулированной аы. оелитры о малы» кадичеот-
ром мелочи (до 0,5^), цех И 5/3 Гродненского хим, комбината
принимает его к дальнейшей аксилуатации.
2. Гродненский хим. комбинат просит ГИАЦ изготовить еще
один статический гранулятор для цеха № о тем, чтобы
увеличить количестве крупной фракции (2-3 мы) р готовом
продукте до Ю-бО^.
/Лхроменя И.М,
Технорук цеха 5/3
/Штейнгроб S.X./
/Кучеихоз П.М,
464
."УТВЕ.РЕДАЮ”
. инженер Череповецкого.А
Тараненко А.Г. ,
'=&'" у 1971г.
АКТ .
о принятии в эксплуатацию цецтралышго статического грану-
лятора ПИП плава аммиачной селитры производительностью ,
до ЧЭт/чао на Череповецком АТ8,
Согласно договора ГИАП к Череповецким АТЭ X 835-Н от
2б/Х1-ТОг. ГИАП разработал конструкции центрального стати- -
ческого’ гранулятора и с помощью цеха ЛЭ споит провал его на
гранбащне М вместо центробежного гранулятора.
Статический гранулятор имеет диаметр ЧГОмм; радиус кри-
визны 215и.ц диаметр отверстий О,85мц; количество отверстий
ЗВДО.штук.
Внутри гранулятора укреплен цилиндрический ильтр из
нержавеющей сетки с ячейкой 0,Э15'£0,315 нм. Плав, попадающий
в гранулятор, предварительно проходит через фильтры с сет-
кой С, 4x0,4мы, установленные в баке плава. ,
С I по 10 июня 1971г. было проведено обследование работ;
статического гранулятора производительностью до йОт/час
( с диаметром отверстий 0,0 им ).
В период обследования был получен хороший грапсостав
продукта: ’
е 2-3|-м 1-2мм Ыенее 1мм ***’
13,355 85,0$ 1,7%
Количество мелочи было Всего около' 2%, что значительно
выше требований ГОСТ-2-65, '*
.465
-3-
Одиаии >..»лгчестЪ1г крупной фракции было нзбдашин. Пру азе.»-
/ • •
длтель.< з испытаниях колебалась а интервале ст 20 до 4Ст/час
в зависимости ст пздлваеной цехом нагрузки.
Лл I’увеличения количеств* крупной фракции гранул в продук-
те Г’акЛо-j было изготовлене новое днища с диаметрем отверстии
0,65м.
Статический .гранулятор с отверстиями 0,Б5ми находится в
вксплуатации в цехе .53 с 25 августа 1971г.
На 20 сентября 1971г. этот гранулятор проработал в общей
сложности 2^ суток. ’ Z
Обеледованне;его ; работы было проведено о 9/1X по 19/1Х-71Г.
Средний гранулометрический состав был следующий?
более “ ’ , менее '
, 3 ш 2-Зым 1-2им 1мм
О.ТЗ? 19,63 77,09' - 3,15
Срэлнля производительность гранулятора составляла 35т/час;
интервал изменения производительности ст 30 до ЗБт/час; концент-
рация птава 99,5^ температура плава 178°; температура продукта
после кипящего слоя 58°; температура окруиапие *о воздуха «Г!0; •
п а ле уно с 0,3 ,
В кепцз обследования была проведена ревизия Фильтров и грану
лятора, котораппоказала, что забивка гряЬыо била незначительной.
Рз«'?ч?ндубтст производить рез из ио и очистку '"кльтров и гра-
нулятооов ( с очисткой отверстии от грязи ) 1рзз в 10-15 суток.
Статический гранулятор прост в эксплуатации» не требует
электроэнергий’,’ герметичен^ s нем отсутствуют дви"<ущиося и тгу-
г-зся детали.
466
РЖ НЕЗ
I. На основании положительных результатов обследования
работы статического гранулятора ГИАП, обеспэчивахизго по-
лучение гранулированной ан.селитры о малым количеством ме-
лочи, цех * S3 Череповецкого АТЗ принимает его к постоянно*
эксплуатации. " ‘ .
Череповецкий АТЗ просит ГИАП изготовить еще один статичес-
кий гранулятор производительностью до Э0-40т/час.
И.о.иач.ПТб -~т=> „ „ /
'- 1^Ь'''/Ляпии? С,Е’/
- Нач.цеха«3 ^^/ад„ии.Ы./
Технорук неха
Нач i S3JI /a;;iiraa
<П’:;1Дян 3. '../
467
кпппрprfle.г СрГаЯЕЗВПИЯ, iBEGBaS МЕЕДУхЕДОИСТВЭйВаЯ
□ейвние йопиа И F-2
Г хтЕесгдеЕЕ поякааом ЦСУ СССР
£ 6SI сг IS августа IS76 года
'
A S Г • ’
Об ВСПОЕЬЗОВасЕД BSOSDETSEBLE
” д-^кабра 198^ Т,-
Г~г
। Реистгепдснный номер егтоиского свидетельства иди зеявки о
1л023йтел&Еык ре^енгем А'\• г£5лТ"'
те
?£ приоритета
;0uD2TBHZ£
468
Сумское машиностроительное научно-
производственное объединение имени
М.Е.Фрунзе.
S T-. г; •’ ? об использовании ^изобретения '* v ’
6 августа'198бг. Ч Г ' '/. 'Чг'Ч -Ч'::'
.’с •...• >Ч Ч’<-
“Изобретение""Аппарат для нейтрализации азотной.кислоты :3гЗ->А
аммиаком* по азт.овид. Э1005886 использовано с I ивня 1983г. ’.
в цехе > 4 Сумского малиностроительного научно-производственного
объединения имени Ы.В.Фрунзе при изготовлении аппаратов ИТН
по заказу ЗОЮ в соответствии-^: формулой изобретения.
Главный инженер (б
Члены комиссий’
Начальник цеха № •
у41ачельник ОПНТИ
Начальник ЕРИЗа
А.А.Воронко
Ткаченко
Г.И.Коваленко
Б.И.Маковецкий
С началом использования изобретения ознакомлены:
Авторы: М.Е.Иванов
М.К.Рустам!
В.И.Зверев
Д.Я.Липский ЧЙрЧ ".
Б.И.Крюков
Л.С.Лаврова
Б.А. Плотников
В.В.Леяииц.
•’ teKXityjJ? Д98бг.
469
Копин
Министерство С.Х.'
Главное Управление хими-
зации сельского хозяйства
17 февраля 1967 года
Ж 170-16/274
ВХОД.® 2924
22/П-67Г.
ЗАМ.' ДИРЕКТОРА ПРЕДПРИЯТИЯ П/Я
Р-6603
тов." АЛЕКСЕЕВУ А.М.
На Е 16 лаб. 28 от 3 февраля 1967 года сообщаем, что нормами
выработки (Россельхозиздат, Москва 1967 год) на дробление и просе-
ивание минеральных удобрений для селитры установлено 8 центнеров
(на 2 человека в смену), при тарифной ставке по 3-му разряду 2 руб.
15 коп.1, только затраты на дробление одной тонны составят 5руб. 47коп.
С учетом начислений и накладных расходов затраты на дробление
I тонны селитры составят 8 руб. 70 коп.
Примечание: Письмо № 170-8/274 от 10 февраля считать недействительным.
Начальник Главного управления
химизации сельского хозяйства
СССР
Зам. нач .'управления по торговле
удобрениями и ядохимикатами
Всесоюзного объединения
"Союзеельхозтехиика"
А.'Артюгаин
П.Молдован
470 и ;-----—-
'ind. Млов-Ч _ _ „ ^^^^7
________———------------ Заместителю Министра
химической промышленности
тон. Ковалю ВХ
'ULA^tS^ Поч1аи1
* Обоснование требований сель-
ского хозяйства к качеству
минеральных удобрений _ л ц
r/] .rrl£Ll-ift'Q3-t,iz&-&-y 'О-*7/1,
PaccMOTpe^-aamra^^amJggJB/ISJWBoW требований сель-
ского хозяйствен-жчеству минеральных ушюрений, ивлокенных в
письме Е BIC 2805-10 от 27 декабря 1973 г., Министерство сельского
хозяйства СССР и Всесоюзное объединение "Союзсельхозтехника" счи-
тают необходимым сообщить следующее:
О гранулометрическом составе и.прочности гранул
минеральных удобрений
Требованиями сельского хозяйства предусматривается выравнен-
ность гранулометрического состава для всех видов удобрений в сле-
дующих пределах.
Наличие частиц размером 1-3 мм - не менее 90%
в т.ч. 2-3 мм - не менее 50%
монее I им - не более 1%.
Гранулометрический состав выпускаемых в настоящее время удоб
раний очень неоднороден:
Основная фракция В ММ % основной фракции Наличие частиц менее I мм Наличие частиц более 4 км
Азотные удобрения 1-3,2 90 5-10 5
Фосфорные удобрения -1-4 90 5 5-6
Калийные удобрения 1-4 50-60 30-50 Ю
Комплексные удобрения 1-3; 1-4 90-95 5 ,5
Из-за крайне невыравненного гранулометрического состава ми-
неральных удобрений невозможно готовить качественные однородные
тукосмеси.
2.
471
Так, по данным ЦИПАО при смешивании гранулированного супер-
фосфата с нитрофоской (гранулометрический состав нитрофоски
1-3 ми, суперфосфата 1-4 им; фракция moiioo I мм отсутствовала,
3-4 мм составляла 30%), показатель неравномерности смешивания
составил 11%. Е то ле время смесь хлористого калин с гранули-
рованным суперфосфатом, содержащая частицы до 5,5 ми, имела
неравномерность смешения 33% (при отсеве фракции менее I нм).
Сегрегация смесей минеральных удобрений с невыравненным
граисоставом в ходе транспортировки, перегрузок и внесения при-
водит к значительной неравномерности их распределения при рас-
севе. По данным полевых и лабораторных опытов, проведенных ЦИКЛО,
компоненты тукосмеси, состоящей из гранулированных аммиачной се-
литры, суперфосфата и кристаллического хлористого калия при вне-
сении разбрасывателем 1-РИТ-4 распределялись из-за невыровнен-
ное™ грансостава но поверхности почвы следующим образом: по
краям рабочей ширины захвата преобладал суперфосфат, блине к
центру прохода - аммиачная селитра и по центру, главным образом,
хлористый калий.
Неравномерность внесения минеральных удобрений в почву при-
водит к неравномерной всхожести, развитию и созреванию сельско-
хозяйственных культур, полеганию злаковых в местах с избыточно
внесенным количеством азота, к потерям урожая и к снижению его
качества.
Установлено такие, что неравномерность гранул даже в одном
виде удобрений приводит к неравномерности их распределения в
почве, а, следовательно, к пестроте в урожае.
Так, при рядковом внесении двойного суперфосфата с общим
размером гранул от I до 4 мм, разделенного на фракции 1-2 ш.1,
2-3 нм и 3-4 им, наибольшая прибавка урожая была получена от
фракции 2-3 мм; прибавка от фракции 1-2 ми и 3-4 мм снижалась
соответственно на 8-49%.
Кроме того, при уменьшении диаметра гранул, значительно
увеличивается слеживаемость минеральных удобрений. По данным
Дзержинского филиала ГИАП, при снижении диаметра гранул с 2 до
0,5 ин слеживаемость азотных удобрений увеличивается в 4 раза.
472
3.
В США, к примеру, в настоящее время в гранулированном виде
; выпускается 90% всех твердых удобрений, и гранулометрический
состав их укладывается в 1-3,4 мм при отсутствии частиц менее
.'I мм.
Учитывая, что в процессе транспортировки и хранения мине-
ральных удобрений,' особенно в незатаренном виде, происходит раз-
рушение гранул, большое значение имеют показатели статической и
динамической прочности гранул. Так по данным НИУИФ и ВНИШССХ,
даме гранулы комплексных удобрений (нитрофос, нитрофоска и др.),
имеющие довольно высокую прочность, при транспортировке удобрени!
без тары разрушаются, их прочность снижается до 5-7 кг/см^.
Содержание свободной кислоты и примесей
Суперфосфаты с содержанием свободной кислоты выше 1% слежи-
ваются, на их разгрузку и подготовку к рассеву требуются значи-
тельные дополнительные затраты.
При тукосмешении суперфосфаты с повышенным содержанием сво-
бодной кислоты вступают в химические реакции с азотными компонен-
тами смесей, что приводит к резкому ухудшению их свойств (смеси
увлажняются, ухудшается их сыпучесть и рассеваемость). Исследо-
вания, проведенные ВИУА и ВНИИМССХ по приготовлен™ тукосмесей
на основе кислых суперфосфатов показали, что рассеваемость их
быстро ухудшалась и через 20 суток они вообще не рассевались, в
то время как тукосмеси, приготовленные на нейтральных суперфос-
фатах, сохраняли сыпучесть в течение 8 месяцев.
Следует отметить, что в США для тукосмешения используют в
:основном нейтральные фосфорные удобрения.
Присутствие биурета в карбамиде в количестве более 1% по
данным ВИУА ограничивает возможность его применения только под
основную вспашку. При внесении перед посевом, при посеве и в
подкормку биурет отравляет корневую систему растений.
Из-за наличия фтористых соединений суперфосфаты отнесены к
категории агрессивных и вредных для здоровья людей при погрузоч-
но-резгрузочных работах с ними (Санитарные правила по хрононив 1
применению минеральных удобрений в сельском хозяйстве, утвержден-
ные Главным государственным врачом СССР в 1973 году). .
473
4.
Содержание влаги в минеральных удобрениях:
Для обеспечения хороших физических свойств влажность оди-
нарных удобрений должна быть: для азотных - 0,15-0,3%, для
суперфосфатов - Влажность комплексных удобрений по
данным совместных исследований НИУИФ и ВНИШССХ при перевозках
без тары должна быть' снижена до 0,5-0,8%, что"определяется их
высокой гигроскопичностью, уменьшением сыпучести и увеличением
слеживаемости при повышении содержании влаги*
По данным этих испытаний выпускаемые в настоящее время
комплексные удобрения без улучшения их качества не могут пере-
возиться и храниться без тары*
В связи с изложенным,Министерство сельского хозяйства СССР
и Всесоюзное объединение ”Союзеельхозтехника" считаюь необходи-
мым при разработке и пересмотре ГОСТов и технических условий
на минеральные удобрения учитывать требовании сельского хозяйст-
ва к их качеству, изложенные е письме Госплану СССР К° 03-1 от
26 октябри 1973 г*, обеспечивающие сохранность физико-химических
свойств удобрений, неслеживаемость при бестарной перевозке,
хранении и проведение сухого тукосмешения.
Заместитель Председателя
Всесоюзного объединения
Заместитель Министра
сельского хозяйства
"Союзсельхозтехника"
А0А*Гольцое
Н.А.Давиденко
” S3" Qly 1974 года
та
474
•'ССГ-Ти\СОЕАНОя
Зав.лаб. Аэрозолей
академик Петряаов 0.Б.
7^"
П ? О Г Р А НН
совместных работ ГИАП и ПЖХИ им. Карпова
по созданию системы очистки от аммиачной
селитры воздуха.выбрасываемого в атмос-
феру при производстве аммиачной селитры.
I. Основание для разработки.
Е процессе пооизводства аммиачной селитры через каждую грануля
иконную башню продуваются остни тысяч кубических метров в час во:-
духа,выбрасываемого затем в атмосферу. В нем содержится 0,2-0,5r/i
аммиачной селитры в ооновпо* в виде аэрозолей. По всей отрасли за
счёт этого ежегодно теряется продукции па сумму около 3 млн.руб.
и происходит значительное загрязнение окружающей среды. В связи с
изложением репение гробле?"-’ очистки воздуха вы&расываеысго в атмос
tepy при производстве аммиачной селитры является весьма важной за-
дачей как экономически! так и о точки зрения очистки окружающей
среди.
П. Состояние работ.
Г13АП при консультации и непосредственном участии Й2Ф7Й им.
Карпова провел анализ возможных источников ^агрязнений воздуха ам-
миачной селитрой, делея отборы проб воздуха из различных точек дей
ствующих установок к провел микроскопические изменения частиц се-
475
литры,псОт’чзжх удавупранр*. Как показали эти измерения средний
размер чр.стйи составляет величину порядка 5 мкм.
Подобран 'гдътрута» материал. Сыдпно техническое задание
на разработку копстгугтл-и огнтнэ-прск--шленкего очистного устрой-
ства с солкпропкдоясзвк >ильтрютврпаха и предварите я*,аьм ъпркс
ком яркости в воздух. Разработаны чертежи установки для очистки
ТО о*сс ыУчас гоадха.акпечняются проекты установки аппарата на
Черкесском X. . v *Ч-р-:яс°епком Vic, 'азо’кне 7 зпуго. зление ;т гск-
тгг. ?тик ’гапггзгог к ссяну I?1?'- г.
\ ^тапн работ.
|?Г. аза? с':О?а:н"? габот Хто С1рок :7 т*’полнегтя
I < -> <г
I. Гостагка на ЧИ г ЦАТГ полйпгоггтрро-
сгс вс'гока йрг-тоьгенксго^гло::ро- Г ЛИ *. - 'Лг.
ri PHW •отслои г г. ог.
2. Гтслсггг. гсуркгег/леясвогг гойлога,
его не; ктанг.г и .’.-ндачз отключения о г,’2‘5 *: - ’'Аг.
пригодности егс дня уетавоьки н аппарат
3. Егстданаэ Г4:гнт®!.,и > Торсунок с i змеге-
Ейем размера часчич распылкгаемои хид-
[luclLLi.^ ОДНОГО КСШРЮКТЗ а*.’!ьГпу«МЙГО
г-аторгага, г сготовленного методом аяпо-
Д>1 iitluil Ч-jCKOrO -I-"* .
3. ./qaci'HS ю иэлтаде a_'OL:r.a :а та
ТП’ Г117*гСЧ‘;ОГ* *ЗГ,,’ОГ,'1',’Н.
б. п.)г-0СТ05Ге*:?1Г всог^зьты v гетодики
•.’СПяг.’г.и." э< чт^о-промашлэппого
б) копсулптапиг при составлении и
сюгоас-^;.:;;: нро.-ра;^.
г:;ап Бйф’лИ У - 7'.г.
>'й Л - 70г.
””'6 X - 7^Г.
Г. АП Л - 7**Г.
.. ., -.
476
3
I 2 3 4
7. Участие б проведении испытаний опытно- промышленного аппарата. ГИАП ПИХИ 1У кв. 74г П кв. 75г.
8. Обработка результатов испытаний и выдача рекомендаций для промышленного внедрения е отрасли. Составление сов- местного технического отчета. тп БЮХИ ПГ. кв. 75г.
9. а) Разработка и выдача технического задания на проектирование промыш- ленной системы оч/сткя воздуха типозд. агрегатов производства амгиачной селитры б) согласование технического задания ГИАП Е.7Ш ill кв. 75г.
10. а) Разработка и выдача технического задания на реконструкцию скрубберов очистки воздуха в крупных агрега- тах АС-67 и АС-72. б) согласование технического задания ГИАП ШКИВ Н кв. 75г.
IT. Хонс.уг-тапт-тп при разработке и согласо- вание технических проектов аппаратов для промышленных установок очистки воздуха. НИЗДЯ U кв. 75г
Срок:: в процессе работе могут уточняться.
От
Вам. Зав.лаб.Аэрозолей
/Салстек:
От ГИИ
/Быков Б.П./
477
ВСЕСОЮЗНОЕ МИНСКОЕ ОНЦЕСТВО та.Д.И.МЕНДЕЛЕЕВЛ
Центральное правление
МИНИСТЕРСТВО ПО ПРОИЗВОДСТВУ МИНЕРАЛЬНЫХ УДОБРЕНИЙ
МИНИСТЕРСТВО ВЫСШЕГО И СРЕДНЕГО СПЕЦИАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ
СССР
НАУЧНС-ПРИВВОДОТВЕННОЕ ОБЪЕДИНЕНИЕ "МИНУДОБРЕНИЯ"
МОСКОВСКИЙ ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ИНСТИТУТ ХИМИЧЕСКОГО
МАШИНОСТРОЕНИЯ
РЕКОМЕНДАЦИИ
Второго Всесоюзного совещания "Современная техника
гранулирования и капсулпрования удобрений"
6-8 июня 1283 г.
г. Москва
478
Намеченный ХХУТ съездом КПСС курс на повышение эффективности
производства и качества выпускаемой продукции имеет самое непос
редетвеиное отношение к одной из важнейших отраслей народного
хозяйства - промышленности минеральных удобрений.
Процессы гранулирования и капсулирования в технологии глине-
ралъных удобрений имеют большое значение в улучшении качества
готовой продукции. В текущем пятилетии проводятся работы по со-
вершенствованию технологии и техническому перевооружению произ-
вол отв минеральных удобрений в напоавлении увеличения единичных
мощностей технологических линий, интенсификация действующих
технологических линий, улучшения качества готового продукта,
переработки отходов различных производств.
Заслушав и обсудив доклады и сообщения о работах, проводимых
научно-исследовательскими организациями, высшими учебными заве-
дениями и предприятиями по основным направлениям процессов гра-
нулирования и капсулирования удобрений, совещание отмечает, что
выполненные работы вносят существенный вклад в теорию и практи-
ку исследований указанных процессов. Отмечая научную новизну и
практическую полезность работ для совершенствования технологии
гранулирования и капсулиоования химических продуктов, совещание
отмечает недостаточную комплектность разработок в области соз-
дания новых процессов и аппаратов для гранулирования и капсули-
рования, отсутствие координаций исследований в области капсули-
рования удобрений.
Обсудив задачи, стоящие перед промышленностью в текущей и
последующей пятилетке, а также основные направления совершенство-
вания техники и технологии гранулирования и капсулирования хи-
мических продуктов,
СОВЕЩАНИЕ ПОСТАНОВЛЯЕТ;
2. Отметить успешные разработки Государственного научно-
исследовательского и проектно-конструкторского института азотной
промышленности. Научно-исследовательского института химического
машиноотороения. Института технической теплофизики АН УССР, Сумско-
го филиала Харьковского политехнического института,завершившиеся
созданием и широким внедрением в производство аммиачной селитры
отечественных конструкций вибрационных грануляторов-разбрызгивате-
лей, что позволило повести соедний по отпасли гранулометрический
состав этого важнейшего азотного минерального упобпения по уровня.
479
поевышапцего показатели Государственного Знака качества.
Рекомендовать разработку и внедрение указанной вибротехники
для других производств, в том числе карбамила и сложных азотво-
пепжащих удобрений.
13. Просить П1АП осуществлять координацию разработок, проводи-
мых Сумским филиалом Харьковского политехнического института, Мос-
ковским институтом тонкой химической технологии им.Ломоносова,
Институтом технической теплофизики, НИИХИйГЛШ!, Дзержинским филиа-
лом ЛенНИИХИЖАШ по башенному гранулированию с целью совершенст-
вования процесса и методики его расчета.
Выписка из рекомендаций Второго Всесоюзного
совещания "Современная техника гранулирования
и капсулирования удобрений" -верна-
480
Дед сдуиебиого папмоваппя
асэ. й п
злгенже: эилЕИяоа комиссии
О правдлыюстл залоызнзя гри'а "Для слузобпого польз оваппя" па до::-
торсгг/ю диссертацию заведащего лабопатоопе!! .’J 37 и.3.;1заиова "Тео-
ретические основы технологии ашаачпоГ. селитры п разработки крупно-
го лпахшх агрегатов so производства".
Экспертная воипоспп ГИАП в составе: председателя Олевсгсого В.М.
- заместителя директора по научно!! работе, доктора технических иауп
а членов коипоспя Сиукино:! В.Л. - начальника первого отдела, Трубни-
ковой В.М. - ученого секретаря института, таедедптя хпшчаскш наук,
Антоновой В.В. - научного сотрудника ДНИ, Рустамбокова М.К. - зав.
ГИО-3, кандидата технических паук, рассмотрела дассортааию 1.3.ifca-
пова "Теоретические осповп тохпедогпи а-ллиачпо:! селитры а разработки
ирупаотоппазппх агрегатов ее производства". В диссертации на базе
результатов прозедочнпд исследований и раэработанпиз теоретячесяод
основ технология а^зиачпоП селитры вшюшенн поило разработки тохло-
логзп п аппаратура, вплючоя повое поколение внедрении зруппотонназ-
1ее! агрегатов, прияэдппальио новую безвыбросную, эыоргозбарогаюдуа
порспоптпвцую технологию агрегатов этого производства, новую техно-
логию п аппаратуру узлов гранулирования, доупарки п пе:1тралазащш.
Предстахизпи гаторзолл по обгдаотраслевог.у внедрению указавши агре-
гатов и узлов.
I. 3 диссертации сдаориатея сведоиип. заиропе-пцо к дублипацзя з
оттпитоИ печати "Лмояепиои о нередка подготовки -паториалов, прод-
вазпачопнии для опубликования в открыто" печати а в издания:: с грп-
joa "Для одризблаго пользования", а такм для рассмотрения па откры-
тия съездах, поп open галл и сиипоээдааи". Пути 56а. Эти сводоппя
включают:
A. laTepnanu ю лсследозашиа и олиеазло дриицпизальпо повнх разра-
боток технологии и алпарагда, продотавлз'игио в гл.З и гл.4 по ав-
481
торгаш сзздотэльотзагп с rpn'-O'j "Ли слулебггого цользозагал", а
адипо:
I. Авторсзоо свцдетальетво 3 Н577Э1 "Способ получили аишачпоЗ
оаяптр'п", автора: Твапоэ 4.3., Рустаглбопоз М.К., 1орпо:.к>рдж Л.Л.,
а др. от 22.Ci.35 г.
2. Лзторсзоз свддетольотво 5 1137631 " Способ гранулирования аппо-
ральшд удобрепп'З ", автора: Иванов ’.1.2., ьорзовпч А.Л., Иванов Л.Б.,
а др. от 0i.IC.34 г.
2. -tsTopcztoo евцдатольетво □ 34С-5Э5 "Способ гранулпровонзя расплавов,
оо.цэрлтдад тдсрдло тастпш", автору: Иванов ”.3., Изолов Л.2., .Тцп-
длп 2.1. в др. от 23.CC.3I г.
4. Автородео сзх,отольотзо 2G2350 "Гранулятор расплавов", автора:
Еадоплн .1.3., ИозазовсзлЗ 3.2., лсилапоз Г.Г., йвапов ».€. в др. от
24.ii.C3 г.
5. Авторспоэ овдцотольство 3 272551 "Гранулятор разливов", автора:
Зза;юз ..шэдпп Э.Я., Идалов А.Е. з др. от 24.С3.70 г.
2. Тедпошжи порологтнзнооо безвлброспого агрегата производства ав-
:.я1а~:ю:: солзтрн, содорващув топппчоотсю реванш на основа лорзпд
дзуп пз ззрочислоппш азторсшз сзпдетслззтз, догорал наоо-ипа дга
лдцопззоапоС продави.
В. Зпопог-пчзхвю э1;й"Е1 от обаюстраслазото вподравш ротулзтатов
разработок, прздотавлопнш в дзсзертают, : порочной заводов отряс-
ла.
II. Иилотонпо у'газапшд иаторзалов в дпоэорташв обуологиопо той,
что от представляют заполпонае на базе подучогишх в neii результа-
тов дзслодозаплЗ, ноше разработал техпалоглз и аппаратуры, зоирп-
вают завшо дотолз псслодовапваз процессов з пл прпазпзшв на пра::-
тапо, а та:’’» :ю:изавазт обдеотраслевоЗ ход а результата работ по
вподропяв проводошвх шхюдозалдС в щхяиппошоотл производства
азотгде: шзоралЫЕг: удобрзгпй.
Лшзш: озадопХ’. "in едтпйбпог-о дояьзоэашп" в даозртацпп по
содорштая.
Учдтпвая в'-пэзэлодэппое о 'спэрзвал ::о:.песш юдтвордцаот, что
дзссертацпл :.2.:?запова "-’аоротшэешо осзови тохюлокп ахпажюИ
482
3
селитры и разрабоисп крупнотозназных агрегатов зо производства" со-
ответствует гряду "Дли олузебного пользования".
Председатель коапсспи:
Члены коипсспп:
/Скукпна В.А./
/Трубникова В. II./
/Антонова И.В./
/Рустамбеков М.К./