WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

Pages:     ||
|

Рисунок 7 - Графики С-функций отклика для структур потоков:
1 – идеального вытеснения; 2 – идеального смешения; 3 – ламинарного потока вязкой жидкости; 4 – турбулентного потока в трубе;
5 – реакционной степенной массы с маловязким пристенным слоем.

Проведенный сравнительный анализ дифференциальных функций отклика известных моделей структуры потоков (идеального смешения, идеального вытеснения, ламинарного и турбулентного потоков) с графиком функции отклика степенной реакционной массы (рисунок 7), показывает, что структура потока степенной реакционной массы с маловязким пристенным слоем (кривая 5, рисунок 7) действительно близка к идеальному вытеснению ((-1) – функции Дирака), описываемая вертикальной линией 1 на этом графике.

3. Разработаны зависимости для определения энергозатрат при течении высоковязкой жидкости с маловязким пристенным слоем в шнековой машине.

Схема течения показана на рисунке 6. Основная жидкость имеет вязкость, маловязкая у неподвижной стенки – µ.

Реологические уравнения для вязких жидкостей в цилиндрической системе координат с учетом и преобразуются к виду

(9)

Из системы дифференциальных уравнений в напряжениях для цилиндрической системы координат с учетом реологических зависимостей (9) получаем:

(10)

Постоянные интегрирования с1 и с, а1 и а находятся из граничных условий прилипания и равенства угловых скоростей и касательных напряжений на границе.

С учетом уравнения (10) и подстановки констант интегрирования крутящий момент определится:

(11)

При условии получим момент вращения только высоковязкой жидкости, а при получим момент вращения только маловязкой жидкости.

Соответственно, затраты мощности:

(12)

Третья глава посвящена теоретическому исследованию процессов переработки высоковязких реакционных масс в шнековых реакторах при различных структурах потока.

1. Рассмотрена модель реального вытеснения, в которой при сохранении зависимости скорости от радиуса учитываются зависимости температуры реакционной массы и концентрации реагирующего компонента от радиуса и расчётной длины (рисунок 8).

Вся площадь сечения S реактора разбита на кольцевые сечения равной площади S. Для каждого кольцевого сечения определялись концентрации и температуры на входе и выходе с учётом теплового эффекта реакции qt и передачи тепла теплопроводностью в смежные кольцевые сечения.

Рисунок 8 - Схема движения реакционной массы в реакторе на элементе длины Z в кольцевых сечениях с равной площадью S и хладагента в рубашке

Элементарный тепловой баланс для i-го кольцевого сечения со средним радиусом ri, скоростью реакционной массы vi, концентрацией на входе реагирующего компонента cнi и на выходе cкi, и соответственно температурами Tнi и Tкi будет иметь вид:

(13)

где (14)

и - уравнение Аррениуса. (15)

Для последнего кольцевого сечения, граничащего со стенкой, уход тепла осуществляется за счёт теплопередачи через стенку, и второе слагаемое в вычитаемой дроби будет иметь вид:

(16)

Имея в виду, что расход в кольцевом сечении определяется в виде, последнее расчётное уравнение упрощается до формулы:

(17)

На рисунке 9 представлены результаты расчётов профилей температуры и локальных степеней конверсии r для различных значений длины Z входного участка реактора.

Как видно из рисунка 9, на входном участке реактора, составляющем 0,5% его общей длины, локальная степень конверсии крайне неоднородна: вблизи оси потока в области максимальных скоростей и малого времени пребывания она составляет 5-6%; вблизи стенки, где скорость реакционной массы близка к нулю, а время пребывания стремится к бесконечности, она достигает 100%. Поэтому вблизи стенки тепловыделение за счёт реакции наибольшее и температура максимальная. Далее степень конверсии возрастает до 100% от периферии к оси потока и основное тепловыделение за счёт реакции идёт внутри реакционной массы. Температура и степень конверсии выравниваются и на 10% длины реактора градиенты температуры и концентрации реакционной массы близки к нулю.

Таким образом, принудительное интенсивное перемешивание реакционной массы по радиусу необходимо только на начальном участке реактора.

Рисунок 9 - Изменение температуры Т (1) и локальной степени конверсии r (2) реакционной массы по радиусу r и длине трубчатого реактора Z на входном участке реактора.

В промышленном реакторе ксантогенирования спирта шнековый смеситель перемешивает реакционную массу на всей двухметровой длине реактора. Убрав лопасти шнекового смесителя на 80% длины реактора, можно уменьшить затраты энергии на перемешивание реакционной массы в 45 раз. Однако на входном участке реактора для интенсификации радиального перемешивания целесообразно заменить шнековый смеситель на пропеллерную мешалку или совместить оба смесителя в одной конструкции.

2. Предлагается новое градиентное граничное условие для выхода аппарата, основанное на допущении об отсутствии скорости диффузии и подобии границ реактора с диффузионной моделью структуры потоков границам реактора идеального вытеснения.

Математическая модель химических реакторов с диффузионной моделью структуры потоков описывается дифференциальным уравнением 2-го порядка в частных производных.

Для стационарных процессов математическая модель упрощается и после приведения к безразмерному виду описывается формулой:

, (18)

Для интегрирования последнего дифференциального уравнения используются граничные условия «закрытого сосуда»:

, (19)

. (20)

Граничное условие (19) при X=0 выведено в допущении об отсутствии скорости диффузии на стенке реактора, аналогичное допущение делаем для X=1, то есть границы реактора с диффузионной моделью структуры потоков (РДМ) подобны границам реактора идеального вытеснения (РИВ), где диффузия на стенках также отсутствует (она отсутствует по всей длине реактора идеального вытеснения).

Тогда можно предположить, что отношения граничных градиентов концентраций в обоих типах реакторов равны:

(21)

Для реакции первого порядка дифференциальное уравнение (19) имеет аналитическое решение в виде:

, (22)

где.

Для граничных условий «закрытого сосуда» (19) и (20) получаем:

(23)

Для предлагаемых градиентных граничных условий (21) и (23)

(24)

Тогда как p2 в обоих случаях определяется выражением:

(25)

Приведены сравнительные результаты расчетов реакторов с диффузионной моделью структуры потоков с известными граничными условиями «закрытого сосуда» (19) и (20) и предлагаемыми градиентными граничными условиями (19) и (21).

3.Выполнен сравнительный анализ эффективности работы шнекового реактора с высоковязкой реакционной массой и маловязким пристенным слоем и обычного шнекового реактора с высоковязкой реакционной массой, движущейся без маловязкого пристенного слоя, и имеющего структуру потоков реального вытеснения для химических реакций первого и второго порядков.

Результаты расчетов по разработанному алгоритму и программе Shneck Reactor.for позволяют установить, что при высоких степенях конверсии 0,9 объем обычного шнекового реактора (без маловязкого пристенного слоя) на 50 и более процентов больше по сравнению с реактором для переработки высоковязких жидкостей с маловязким пристенным слоем.

Определены значения числа Пекле и дисперсии для шнекового реактора с различной структурой потоков.

Преимущество структуры потока шнекового реактора с течением высоковязкой жидкости и маловязким пристенным слоем очевидно (рисунок 10): по сравнению с обычным шнековым реактором (с1=0,19) относительная конечная концентрация (с3=0,065) меньше почти в три раза, а по сравнению со шнековым реактором с дополнительным принудительным перемешиванием (с2=0,13) – меньше в два раза.

Таким образом, подача в пристенный слой шнекового реактора маловязкой жидкости позволяет увеличить степень конверсии, снизить материалоемкость и энергозатраты при переработке высоковязких реакционных масс в шнековых машинах.

Рисунок 10 - Зависимость относительной конечной концентрации реагирующего компонента А в реакции первого порядка от числа Пекле при k=3: 1 реактор с однопараметрической диффузионной моделью и граничными условиями «закрытого сосуда»; 2 реактор с диффузионной моделью и градиентными граничными условиями; Ре1=0,85 (обычный шнековый реактор); Ре2=1,82 (шнековый реактор с дополнительными мешалками); Ре3=26 (шнековый реактор с течением высоковязкой жидкости и маловязким пристенным слоем)

Четвертая глава посвящена экспериментальным исследованиям с целью определения параметров, которые могут быть использованы для практических расчетов шнековых машин при наличии пристенного смазочного слоя.

Экспериментальное изучение реологических характеристик проводилось на ротационном вискозиметре “Reotest RV” с измерительным узлом в виде коаксиальных цилиндров. Измерительный узел был помещен в систему термостатирования, соединенную с внешним термостатом, позволяющим поддерживать заданный температурный режим измерения. В опытах использовались два внутренних цилиндра, один из которых имел тонкопленочное фторопластовое покрытие. Диаметр цилиндров был выбран таким образом, чтобы он обеспечивал самый минимальный зазор между ними.

В качестве объекта исследования было выбрано минеральное моторное масло.

Обработка кривых течения позволила найти значения вязкости масла 0 и коэффициента скольжения s при различных температурах.

Вязкость масла, как и следовало, ожидать, с ростом температуры уменьшается. Аппроксимирующая зависимость, найденная с помощью метода наименьших квадратов, может быть представлена в следующем виде:

. (28)

Коэффициент скольжения с ростом температуры также снижается. Аппроксимирующая зависимость для него будет:

. (29)

Полученные в результате обработки реометрических исследований функциональные зависимости (28) и (29) могут быть использованы для практических расчетов шнековых машин при наличии смазочного слоя.

В пятой главе рассматриваются устройства снижения энергозатрат при течении высоковязких жидкостей в шнековых машинах, разработанные с использованием полученных математических моделей.

    1. Червячный экструдер

Техническим результатом изобретения является снижение коэффициента трения между перерабатываемым материалом и поверхностью винтовой нарезки червяка и уменьшение энергоемкости процесса.

Червяк экструдера выполнен с внутренней полостью по его продольной оси, которая сообщается с винтовым каналом червяка посредством радиальных отверстий, заполненных со стороны винтового канала, пористым материалом. Механизм подачи инертного газа выполнен в виде установленной во внутренней полости червяка с возможностью перемещения вдоль зоны сжатия пустототелой штанги с уплотняющим поршнем, разделяющим внутреннюю полость червяка на подающую и отводящую зоны.

Подача смазки осуществляется в зону падения градиента давления.

Применение червячного экструдера с механизмом подачи инертного газа, описываемой конструкции позволит снизить коэффициент трения перерабатываемого материала о поверхность винтовой нарезки червяка, затраты инертного газа и уменьшить энергоемкость процесса переработки полимерных материалов.

    1. Реактор смешения

Задачей предлагаемого технического решения является увеличение радиально-осевого смешения высоковязкой реакционной массы, что уменьшает ее обратный поток за счет возрастания напора осевого потока у стенок корпуса.

Техническим результатом является возрастание степени конверсии реакционной массы за счет ее принудительного радиально-осевого смешения и перемещения от входного патрубка исходных реагентов к выходному патрубку реакционной массы.

Узел принудительного радиально-осевого смешения выполнен в виде набора пластин, например лопастной мешалки или открытой турбины, и позволяет реакционную массу обратного потока у стенки корпуса возвращать в основной поток, перемещаемый шнеком от входного патрубка исходных реагентов к выходному патрубку реакционной массы, что уменьшает разброс частиц реакционной массы по времени пребывания, увеличивает турбулизацию потока, скорость теплопередачи от реакционной массы к хладагенту, выравнивает температуру и предотвращает термическую деструкцию.

Таким образом, установка на входном участке реактора узла принудительно-осевого смешения позволяет убрать лопасти шнекового смесителя на 80% длины реактора, что приводит к снижению затрат энергии на перемешивание реакционной массы в 45 раз.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ
  1. Разработана математическая модель течения высоковязкой жидкости с маловязким пристенным слоем в шнековой машине
  2. Разработан алгоритм и программа расчета производительности и энергозатрат при течении высоковязких жидкостей с маловязким пристенным слоем в шнековых машинах.
  3. Разработаны математические модели шнекового реактора идеального и реального вытеснения с учетом теплопроводности внутри потока и теплопередачи в рубашку.
  4. Разработана математическая модель шнекового реактора с диффузионной моделью структуры потоков при новых граничных условиях.
  5. На основе математических моделей получены уравнения, позволяющие определить количественные и качественные характеристики течений высоковязких жидкостей в шнековых реакторах при различных структурах потока.
  6. Разработана методика экспериментального исследования с целью определения параметров, которые могут быть использованы для практических расчетов шнековых машин при наличии пристенного смазочного слоя.
  7. На основе математических моделей были разработаны новые устройства для переработки высоковязких жидкостей в шнековых машинах. Получено 2 патента РФ на изобретения и одно положительное решение.

Условные обозначения

Pages:     ||
|



© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.