WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


На правах рукописи

МУХАМЕТЗЯНОВА АСИЯ ГАБДУЛМАЗИТОВНА

ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ГИДРОМЕХАНИЧЕСКИХ, ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫХ ПРОЦЕССОВ В МАЛОГАБАРИТНЫХ ТРУБЧАТЫХ АППАРАТАХ

Специальность 05.17.08 – Процессы и аппараты химических технологий

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Казань – 2012

Работа выполнена на кафедре «Процессы и аппараты химической технологии» федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Казанский национальный исследовательский технологический университет»

Научный консультант:

доктор химических наук, профессор Дьяконов Герман Сергеевич

Официальные оппоненты:

Барабаш Вадим Маркусович, доктор технических наук, профессор, ООО «МИКСИНГ», генеральный директор Елизаров Виктор Иванович, доктор технических наук, профессор, Нижнекамский химико-технологического института (филиал) ФГБОУ ВПО «Казанский национальный исследовательский технологический университет», заведующий кафедрой «Автоматизация технологических процессов и производств» Ибятов Равиль Ибрагимович, доктор технических наук, профессор, Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования « Казанский государственный аграрный университет», заведующий кафедрой «Прикладная информатика и математика»

Ведущая организация:

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Уфимский государственный нефтяной технический университет»

Защита состоится 21 декабря 2012 года в 14.00 часов на заседании диссертационного совета Д 212.080.06 при Казанском национальном исследовательском технологическом университете по адресу: 420015, г. Казань, ул. К. Маркса, 68, зал заседаний Ученого совета (А-330).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Казанского национального исследовательского технологического университета.

Автореферат разослан ноября 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор С.И. Поникаров

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ



Актуальность работы. Проблеме поиска нового высокоэффективного химикотехнологического оборудования, а также задаче интенсификации действующих аппаратов всегда уделялось большое внимание. Их решение остается актуальным и в настоящее время. Основой увеличения производительности и уменьшения затрат на проведение процессов служит проектирование, создание и внедрение аппаратов с малой энерго- и меллоемкостью, с высокой степенью воздействия на обрабатываемую среду.

Перспективным является разработка процессов и аппаратов с гидродинамическими факторами воздействия. К аппаратам, реализующим гидродинамические факторы воздействия, относятся малогабаритные трубчатые аппараты (МТА), которые легко встраиваются в технологические линии, просты в изготовлении и эксплуатации, не содержат подвижных внутренних элементов, и способны обеспечить однородность условий исключительно за счет воздействия на обрабатываемую среду пульсаций давления, скорости и развитой турбулентности.

Основополагающие теоретические и экспериментальные исследования, разработка конструкций и внедрение МТА в ряде отраслей промышленности были выполнены академиком Ал.Ал. Берлиным, профессором К.С. Минскером и др. В настоящее время МТА используются в различных гидромеханических, химических, тепло- и массообменных процессах, оптимальное проведение которых играет существенную роль в обеспечении качества готовой продукции. Накоплено значительное количество как экспериментальных, так и теоретических данных, которые порой носят характер разрозненных, и несистематизированных знаний.

Существует необходимость дополнить, упорядочить, сжать имеющиеся массивы данных, свести их к наименьшему объему, представляющему собой некоторую базу данных (БД). Идеальной и конечной формой такого сжатия являются аналитические формулы, описывающие многообразие результатов определенного типа.

Концентрированное представление информации (по сути БД) отражает физическую реальность полно и компактно, становится инструментом инженерного исследования, приобретает предсказательную силу.

Существуют лишь общие представления о проектировании МТА, детально взаимосвязь отдельных конструктивных решений и их влияние на параметры потока изучены недостаточно, а отдельные аспекты при проектировании не учитываются.

Актуальность рассмотрения закономерностей процессов, протекающих в МТА, обусловлена потребностью практики. Теоретическое обоснование и экспериментальная проверка предложенных в диссертации алгоритмов проектирования энерго- ресурсосберегающих МТА имеют актуальное научное и народно-хозяйственное значение. Выработка научно-обоснованных методов расчета и проектирования, в основе которых лежит анализ гидродинамики, оказывающей определяющее влияние на характеристики турбулентного смешения, скорость тепломассопередачи и макрокинетику химических реакций обуславливает актуальность проведенных исследований.

Диссертационная работа выполнялась в рамках государственных программ:

• Грант Президента Российской Федерации №96-15-97179 по теме «Моделирование процессов полимеризации при производстве синтетических каучуков»;

• Грант Президента Российской Федерации №00-15-99-438 по тематике развития научных основ производства широкого ассортимента синтетических каучуков;

• Программа 05 ГКНТ 12 «Разработка методов моделирования и расчета принципиально новых малогабаритных реакторов для осуществления быстрых химических реакций, эффективной теплопередачи и массообмена в турбулентных потоках с проведением опытных и промышленных испытаний»;

• Программа РТ по развитию приоритетных направлений науки по теме № 19-12/99 (Ф) «Научные основы технологических процессов производства синтетических каучуков на предприятиях нефтехимического комплекса Республики Татарстан»;

• Программа РТ по развитию приоритетных направлений науки по теме № 07-7.527/2001 (Ф) «Ресурсосберегающие и экологически безопасные трубчатые аппараты и технологические процессы для нефтехимической промышленности»;

• ОХНМ РАН «Новые решения в области аппаратурного оформления технологических процессов при проведении быстрых химических реакций» (№ 10002-251/ОХНМ08/131-141/180603-733);

• Российский фонд фундаментальных исследований «Математическое моделирование расслоенных и многофазных течений в трубчатых аппаратах струйного типа» (проект 02-01-97913);

• Программа РТ по развитию приоритетных направлений науки по теме № 07-7.5205 (Ф) "Научные основы расчета и проектирования унифицированных ресурсосберегающих и экологически безопасных технологий на основе трубчатых турбулентных аппаратов";

• Научно-техническая программа: Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники. Подпрограмма: 203. Регистрационный номер проекта: 06.03.021. «Теоретические основы расчета и проектирования ресурсосберегающих и экологически безопасных трубчатых аппаратов и технологических процессов для нефтехимической промышленности».

Цель работы: Разработка научно-обоснованных методов интенсификации воздействия на обрабатываемую среду гидродинамическими факторами с целью повышения эффективности процессов смешения, диспергирования, эмульгирования, тепло- и массообмена, протекающих в МТА, при минимуме приведенных затрат.

Развитие теоретических основ расчета и проектирования МТА, позволяющих повысить эффективность их использования, качество продукции, оптимизировать параметры промышленных аппаратов и выработать научно-обоснованные технические решения при внедрении их в производство.

Методы исследования: Для решения поставленных задач в работе используются методы системного анализа, анализа размерностей, математического и физического моделирования, проектирования информационных систем и программирования.

Научная новизна.

1. Проведена классификация МТА по характерным особенностям, которые должны учитываться при их расчете. Предметная область исследования расширена аппаратами с периодически расположенными турбулизаторами в виде звездообразных, крестообразных, круглых и др. диафрагм; с насадочными элементами; со струйным вводом компонентов, для которых задача поставлена и рассматривается впервые.

2. Сформулированы и формализованы показатели и критерии оценки функционирования МТА, система технологических ограничений, необходимые для решения задач оптимального проектирования и управления производственными процессами в МТА.

3. Экспериментально исследованы гидродинамическая структура потока, особенности формирования дисперсий, конвективный теплообмен в МТА в зависимости от геометрии аппаратов и способа ввода компонентов.

4. Для МТА численным решением уравнений движения, как для однофазной, так и для двухфазной среды с использованием ренормализованной k- модели турбулентности в трехмерной постановке получены поля следующих величин: осевой, радиальной и тангенциальной скоростей фаз, объемных долей фаз, давления, удельной кинетической энергии турбулентности, скорости ее диссипации, температуры, а также других характеристик, которые выражаются через эти искомые величины (эффективный коэффициент вязкости, характерные времена турбулентного смешения и пр.).

5. Проведен выбор адекватной модели турбулентности, исследовано влияние качества сетки на точность расчета. Разработан программный интерфейс, позволяющий проводить расчеты по набору параметризованных трехмерных сеточных моделей МТА различных конструкций.

6. Путем анализа физической картины явлений, обработки обширных результатов численного моделирования и экспериментальных данных получены новые, приемлемые для практических инженерных расчетов, аналитические формулы для вычисления следующих осредненных по объему МТА диффузор-конфузорного типа характеристик: степени смешения; удельной кинетической энергии турбулентности и скорости ее диссипации; коэффициента турбулентной диффузии; характерных времен турбулентного смешения; параметров ячеечной и диффузионной модели;

среднего диаметра капель и пузырей, образующихся при дроблении в турбулентном потоке; коэффициента массоотдачи в сплошной фазе; коэффициента полидисперсности; процентного содержания капель размером меньше 0,8 мм;

коэффициента теплоотдачи от стенок аппарата; коэффициента теплопередачи.

Выявлены закономерности движения среды в МТА диффузор-конфузорного типа при различных плотностях дисперсной и сплошной фаз.

7. Исследованы связи конструктивных и режимных параметров с выходными характеристиками процессов, протекающих в МТА. Теоретические исследования процессов переноса, протекающих в МТА, проведены с использованием единого подхода, основанного на применении в качестве определяющего параметра - скорости диссипации кинетической энергии турбулентности.

8. Разработана методика многофакторной оптимизации гидромеханических, тепло- и массообменных процессов, протекающих в МТА различных конструкций.

Практическая значимость. Полученные аналитические выражения для вычисления удельной кинетической энергии турбулентности и ее диссипации; коэффициента турбулентной диффузии; характерных времен смешения, среднего диаметра капель и пузырей, образующихся при дроблении в двухфазном турбулентном потоке, коэффициента массо- и теплоотдачи и др. могут использоваться в инженерных расчетах МТА.

Разработаны методика и программные средства оптимизации конструктивных и режимных характеристик МТА. Алгоритм легко адаптируется к набору входных параметров для любой конструкции МТА и к любому из видов критерия эффективности.

Создана динамически расширяемая БД, пользовательский интерфейс, проблемноориентированная система управления БД, которая позволяет автоматизировать принятие инженерных решений, обеспечивающая автоматический поиск проектируемых параметров в допустимой области изменения показателей функционирования аппарата, установленной требованиями ТЗ.

Предложенная методика и разработанное программное обеспечение могут быть распространены на более сложные типы оборудования, такие как аппараты с перемешивающими устройствами и др. Программное обеспечение может быть также использовано в качестве иллюстративного материала в вузовских дисциплинах, связанных с моделированием и оптимизацией.

Рассчитанные и спроектированные на основе проведенных исследований МТА успешно эксплуатируются на ООО «Булгар-Синтез» г. Казань в промышленном производстве охлаждающих жидкостей и на заводе синтетического каучука ОАО «Нижнекамскнефтехим» при производстве синтетических этиленпропиленовых каучуков.

Разработанные в диссертационной работе база данных с проблемноориентированной системой управления, а также система автоматического проектирования используются Альметьевским государственным нефтяным институтом в процессе обучения студентов специальностей 220301 – Автоматизация технологических процессов и производств, 151001 – Технология машиностроения и по программам дополнительного образования; внедрены в учебный процесс по подготовке бакалавров и магистров направления 240100 - «Химическая технология» в федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Казанский национальный исследовательский технологический университет».

Достоверность полученных результатов подтверждается согласованностью теоретических результатов с собственными экспериментальными данными и данными экспериментов и теоретическими расчетами из литературных источников; успешной промышленной эксплуатацией аппаратов, рассчитанных и спроектированных на основе проведенных исследований.

Научные публикации. По теме диссертации опубликовано 85 статей и материалов конференций, из них, 37 статей из перечня рецензируемых научных журналов.

Апробация результатов работы. Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на Региональном научно-практическом семинаре РФФИ «Пути коммерциализации фундаментальных исследований в области химии для отечественной промышленности» (Казань, 2002); Всероссийской конференции по каучуку и резине (Москва, 2002); XVI и XVII Менделеевском съезде по общей и прикладной химии (Санкт-Петербург, 1998; Казань, 2003); V и VI Международных конференциях «Нефтехимия» (Нижнекамск, 1999, 2002); Международной научно-технической и методической конференции «Современные проблемы специальной технической химии» (Казань, 2006, 2007); Всероссийской научно-практической конференции с международным участием «Актуальные проблемы механики, математики, информатики – 2010» (Пермь, 2010); Международной научной конференции “Математические методы в технике и технологиях” (2003-2012); ежегодных итоговых Научных сессиях КГТУ (Казань, 1997-2012).

Личный вклад автора в опубликованных в соавторстве работах состоит в постановке целей и задач исследований, выборе и обосновании методов исследований, разработке методик эксперимента; разработке математических моделей и расчетных методов, проведении необходимых расчетов с привлечением численных методов, исследовании рамок применимости моделей; непосредственном участии в получении, анализе и обобщении результатов, формировании научных выводов. Вклад автора является решающим во всех разделах работы.

Автор выражает глубокую благодарность д.т.н., проф. Ю.М. Данилову за ценные советы при постановке задачи оптимизации и участие в обсуждении результатов работы.

Структура и объём работы. Диссертационная работа изложена на 350 страницах машинописного текста и состоит из введения, 6 глав, основных результатов и выводов, приложения. Работа содержит 18 таблиц, 107 рисунков. Библиография включает 3наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулированы цели и задачи работы, показана научная новизна и практическая ценность результатов, приведена структура диссертации и перечень вопросов, рассматриваемых в главах.

В первой главе проведен анализ основных областей применения МТА и современное состояние исследований протекающих в них процессов; дан анализ различных подходов к построению расчетных методов сложных турбулентных течений в МТА, рассмотрены различные аспекты теории и методов решения задач оптимизации.

На основании анализа промышленного использования МТА, методов расчета физических и технологических параметров процессов, протекающих в них, сделан вывод, что МТА являются разновидностью статических смесителей и нашли применение для интенсификации процессов смешения, диспергирования, эмульгирования, тепло- и массообмена; используются в различных отраслях промышленности благодаря простоте и надежности конструкции, хорошим эксплуатационным характеристикам и имеют большие перспективы использования. В соответствии с выводами первая глава заканчивается формулировкой целей и основных задач исследования:

1. Классифицировать МТА по характерным особенностям, которые должны учитываться при его расчете. На основе этой классификации провести анализ, выбор и обоснование входных и выходных параметров для расчета МТА. Разработать методику оценки основного показателя эффективности функционирования МТА.

2. Провести анализ гидромеханических, тепло- и массообменных процессов, протекающих в МТА. Определить лимитирующие стадии процессов смешения, диспергирования, эмульгирования, тепло- и массообмена и разработать механизм управления структурой потока в МТА.

3. Экспериментально и теоретически исследовать гидродинамическую структуру потока, формирование суспензий и эмульсий, конвективный теплообмен в МТА при изменении геометрии аппаратов и способа ввода компонентов. Провести анализ влияния основных конструктивных характеристик и физико-химических свойств среды на гидродинамику, тепло- и массообмен; анализ методов управления турбулентностью и структурой потока. Получить теоретические положения, обобщающие результаты проведенных как автором исследований и разработок, так и известных, полученных ранее другими исследователями в той же предметной области.

4. Разработать методики расчета и проектирования оптимального МТА для интенсификации гидромеханических, тепло- и массообменных процессов на основе многофакторной оптимизации. Осуществить формализацию показателей эффективности функционирования аппарата, систем технологических ограничений для решения задачи проектирования оптимального МТА. Упорядочить имеющиеся данные, сформировать БД, построить программное обеспечение поддержки принятия инженерных решений при проектировании МТА.

Во второй главе проведен анализ методов интенсификации химикотехнологических процессов (ХТП). Сделан вывод, что интенсификация в МТА может осуществляться за счет введения специальных элементов в аппарат, создания нестационарностей (температуры, давления, концентрации, и т.д.), способов организации потоков, совмещения технологических режимов, оптимизации режимных и технологических параметров. Все эти методы относятся к пассивным методам интенсификации, поскольку не предполагают использования подвижных внутренних устройств. Показано, что интенсификация технологических процессов в МТА осуществляется благодаря следующим физико-химическим эффектам: турбулентность;

кавитация; кумулятивный эффект; гидроудар; эффект Кармана; трибоэффект; эффект Рейнольдса; эффект Краусольда; эффект Бернулли.

Таким образом, в МТА обрабатываемая среда подвергается многофакторному гидродинамическому воздействию, выражающемуся в сдвиговых напряжениях в жидкости, развитой турбулентности, пульсациях давления и скорости жидкости.

Благодаря такому многообразию воздействия происходит интенсификация ХТП.

Для каждого конкретного технологического процесса существуют определенные предпочтения в типе конструктивного и технологического оформления МТА. С целью систематизации предшествующих знаний и определения перспектив дальнейших исследований, проведена классификация МТА, учитывающая существо происходящих в аппарате процессов (рис.2.1). По конструктивному исполнению рабочей части аппарата выделены цилиндрические, с внезапным расширением, диффузор-конфузрного (ДК) типа, с внутренними звездообразными, крестообразными, круглыми и др. диафрагмами, с насадочными элементами. По способу ввода компонентов рассматривались центральный, радиальный, струйный, ввод по внешнему кольцу.

Проведен анализ процессов смешения, диспергирования, эмульгирования, тепло- и массообмена; определены параметры состояния;

построены модели на каждом иерархическом уровне;

Рис.2.1. Классификация МТА определены лимитирующие стадии и разработан механизм управления гидродинамической структурой потока в МТА (Табл.2.1).





Процесс смешения. При перемешивании жидкофазных сред лимитирующей стадией является процесс выравнивания концентрационного или температурного градиента (либо обоих одновременно). Тогда необходимо интенсифицировать этот процесс ускорением механизма турбулентного переноса и конвективной диффузии, что возможно за счет пульсаций скорости потока жидкости. Это может быть достигнуто увеличением интенсивности турбулентности потока. Начальные условия ввода – последовательность и способ ввода компонентов в аппарат – оказывают существенное влияние на время достижения требуемой однородности смеси.

Качество смешения можно оценивать величиной степени смешения см, которая характеризует неравномерность распределения концентрации компонентов в поперечном сечении FA(z). Если локальное значение объёмной концентрации в произвольной точке области D равно См(x,y,z), то cm(z) = 1- (1/ FA (z)) CM - C (1/ C)dFA, D здесь С - средняя по поперечному сечению z = const объёмная концентрация компонента.

Интегрируя по длине рабочей части аппарата L, имеем среднюю по объему аппарата L величину степени смешения a : a = (1/ L) (z)dz. (2.1) cm Качество смешения зависит от уровня коэффициента турбулентной диффузии Dт, который в свою очередь связан с удельной кинетической энергией турбулентности k и скоростью ее диссипации , генерируемой в проточной части аппарата: чем больше , тем больше a. Увеличение скорости диссипации удельной кинетической энергии турбулентности требует дополнительных затрат энергии, которые определяются величиной изменения полного давления p.

Для оценки характерного времени смешения компонентов необходимо знать характеристики турбулентности. Характерное время турбулентного смешения можно оценить как: турб= l2/Dт, (2.2) здесь l – характерный линейный размер области, в которой требуется создать однородное поле концентрации.

Если коэффициент турбулентной диффузии Dт принять равным кинематическому коэффициенту турбулентной вязкости т, который в свою очередь выразить через удельную кинетическую энергию турбулентности k (м2/с2) и скорость ее диссипации (м2/с3), то (2.2) примет вид: турб=11,1 l2/ k2. (2.3) Однако (2.2) и (2.3) не учитывают того, что в турбулентном потоке в малом объеме процессы переноса вещества осуществляются, в первом приближении, за счет молекулярной диффузии и вязких течений. В этом случае используется модель захвата (engulfment model), согласно которой характерное время микросмешения оценивается как:

микро=17,3(/)0,5. (2.4) В ряде случаев гомогенизация среды лимитируется процессами обмена между крупными турбулентными вихрями и находящимися внутри них более мелкими, т.е.

мезосмешением: мезо=12(l2/)1/3. (2.5) Сопоставление указанных выше характерных времен смешения позволяет выявить лимитирующий механизм выравнивания поля концентрации. Для этого из величин, вычисляемых по (2.3)-(2.5), необходимо выбрать наибольшее и сравнить это значение со средним временем пребывания элементов потока в аппарате.

Для описания картины изменения концентраций (или температур) в МТА необходимо иметь количественную меру степени отклонения реальной гидродинамической структуры потока от структуры, отвечающей идеальному вытеснению или идеальному смешению. Мерой такого отклонения служат параметры ячеечной m и диффузионной модели Bo. Обычно для определения параметров моделей используют дисперсию времени пребывания элементов потока в аппарате .

Целью перемешивания взаимно нерастворимых жидкостей в МТА является получение эмульсий с малыми размерами капель или интенсификация массообмена. Основными параметрами качества перемешивания в этом случае являются средний диаметр капель дисперсной фазы, распределение концентрации дисперсной фазы по объему аппарата.

Целью перемешивания в системах жидкость–газ, как правило, является интенсификация массообмена.

Процесс диспергирования и эмульгирования. Механизм образования пузырей и капель чрезвычайно сложен и определяется большим числом параметров, которые можно разделить на конструктивные и режимные.

Табл.2.1 Результаты анализа гидромеханических, тепло- и массообменных процессов в МТА ХТП Смешение Диспергирование Массообмен Теплообмен Эмульгирование Лимитирующая стадия Выравнивание концентраций Дробление частиц Внешняя диффузия Теплосъем L 0.Выходные параметры (Re,d, D, L, ) (2.20) 2/d32=V2/2 (2.11) (2.16) /Sc0.( ) (2.1) a = (1/ L) (z)dz 0.(параметры, cm (2.12) d32 ~ / 1 -0.4 Tcp(Bo) (2.21) ( ) (2.17) об = a характеризующие 3 2 (2.1) - (2.10) DтсрVd (2.2) а=62ср/d32 (2.18) состояние химико- d32 = midi midi (2.13) ycp(m) (2.19) технологического kср V2 (2.3) 2 F = 6 midi midi (2.14) процесса) (2.1) - (2.10), ср V3 d (2.4) (2.13) - (2.15) (2.15) k = mid3 midi midi mi i p ; (2.5) (2.1) – (2.10) турб=11,1 l2/ k2 (2.6) микро=17,3(/)0,5 (2.7) мезо=12(l2/)1/3 (2.8) = 1 m (2.9) (2.10) = (Bo -1+ exp(-Bo)) BoФФХЭ, интенсифицирующие Сдвиговые напряжения в жидкости, развитая турбулентность, пульсации давления и скорости жидкости ХТП Известно, что средний объемно-поверхностный диаметр пузырька имеет зависимость d32 = f (,µ2 /µl,,l,,...), а при постоянных физикохимических свойствах системы d32 = f (,).

Во многих технологических процессах гидродинамическая обстановка, определяющая процесс диспергирования, слишком сложна и неоднородна.

Это побуждает к получению полуэмпирических зависимостей, определяющих размеры капель или пузырей для конкретных процессов и аппаратов.

Для описания процессов диспергирования используют объемно-поверхностный диаметр частиц дисперсной фазы (капли, пузыри, частицы):

3 2 d32 = midi midi, который связан с удельной поверхностью F сферических частиц дисперсной фазы соотношением: F = 6 d32 = 6 midi mid3, i где mi – число капель i-ой фракции с диаметром di. Другой важной величиной, характеризующей качество получаемых дисперсных систем, является 3 коэффициент полидисперсности k = midi midi midi mi. Для монодисперсных систем k = 1, для полидисперсных – k < 1.

Процессы массообмена в МТА. Возможности теоретического анализа процессов переноса вещества в двухфазных системах ограничены, прежде всего из-за сложности гидродинамической обстановки в аппарате и большого количества других факторов, влияющих на массообмен. В наиболее общем случае процесс переноса вещества в двухфазных системах включает в себя несколько стадий: перенос в элементах дисперсной фазы, переход через границу раздела и перенос в сплошной фазе.

Применительно к системам жидкость-газ во многих случаях лимитирующей стадией является перенос в сплошной фазе. А в системах жидкость-жидкость коэффициенты массоотдачи для дисперсной фазы могут быть достаточно точно вычислены по известным в литературе методам, так как в мелких каплях преобладает молекулярный механизм переноса, а возникающие в капле конвективные токи также хорошо изучены. Поэтому умение вычислять коэффициенты массоотдачи в сплошной фазе приобретает особое значение.

Проведенный анализ показывает, что при постоянных физико-химических свойствах среды объемный коэффициент массоотдачи в сплошной фазе является функцией скорости диссипации кинетической энергии турбулентности и объемной доли дисперсной фазы LV = f (,).

Процессы конвективного теплообмена в МТА. Определение зависимости коэффициента теплоотдачи от влияющих на него факторов представляет собой основную задачу конвективного теплообмена. Наиболее надежные зависимости такого рода получают в результате соответствующих экспериментальных и численных исследований. Необходимо рассмотреть вопрос влияния структуры потока и геометрических параметров МТА на интенсивность теплообмена. Так для МТА ДК типа коэффициент теплоотдачи зависит от формы поверхности теплообмена МТА:

относительной протяженности конфузорных и диффузорных частей, угла раскрытия диффузора, соотношения между размерами сечений диффузоров и конфузоров = f (Re,d,dk,LC, ).

Составлен перечень геометрических и технологических переменных, от которых зависят параметры состояния гидромеханических, тепло- и массообменных процессов, протекающих в МТА (табл.2.2). Все геометрические параметры можно варьировать в определенных интервалах, исходя из конструктивных соображений и наложенных ограничений. Технологические параметры разделяются на постоянные, такие как плотность , вязкость µ, и условно постоянные (рекомендуемые для конкретного процесса) – объемный расход w, давление P, скорость V, температура T. В зависимости от конкретной технологической задачи и ХТП возможность варьирования условно постоянными параметрами оговаривается отдельно.

Далее будут получены аналитические выражения для параметров состояния из табл.2.1 как функции входных параметров с использованием метода анализа размерностей, численного моделирования и физического эксперимента (табл.5.2). При этом будем исходить из следующих соображений. В литературе имеются проверенные корреляции, связывающие характерные времена турбулентного смешения, диаметры образующихся при дроблении в турбулентном потоке капель и пузырей, коэффициенты массоотдачи со скоростью диссипации кинетической энергии турбулентности , которую мы можем рассчитывать с использованием k- модели турбулентности. Применение численных методов для анализа турбулентного течения является сложным для практических инженерных расчетов, поэтому целесообразно получить аналитическое выражение для расчета средней скорости диссипации и использовать ее в перечисленных выше корреляциях, определяя при этом числовые коэффициенты по экспериментальным данным.

В третьей главе приводится методика проведения численных экспериментов.

Объектом исследования является стационарное течение одно- и двухфазной несжимаемой ньютоновской жидкости в МТА. Геометрии исследуемых аппаратов представлены на рис.2.1.

Проведено численное 3D-моделирование турбулентного течения однофазной и двухфазной среды путем решения уравнений переноса субстанции / t + div u = div µgrad + F, (3.1) ( ) ( ) ( ) ii i / t + div ii uii - iµigradi = iFi, (3.2) ( ) ( ) совместно с уравнениями неразрывности / t + div u = 0, (3.3) ( ) ii / t + div iiui = 0, (3.4) ( ) ( ) с полуэмпирическими моделями турбулентности.

Табл.3.1. Переменные и константы уравнения 3.0 =4, ui u j + x xi j Sij = S = 2SijSij = Sk / kRet = % µ ( ) f2 = 1- 0,3e-Ret = 0,-3, Ck = max 2 2,k xj, xj ;10-20 ; fµ = exp 4 / 1+ 0,02 Ret 2 ;

( ) ( ) k 500µ 2 , ,k, = F1 , ,k, 1 + (1- F1) , ,k, 2 ; F2 = th ;

[ ] [ ] [ ] max 2 ; *n n2 k 500µ 4k min ; F1 = th max ; *n n2 2Ckn2 Двухпараметрические модели турбулентности можно записать в общем виде:

U R S T + + + = G - D + L, (3.5) t x y z к к к uк-µ к-µ wк-µ к к к Gк Dк Lк к х х х U = R= ; S= ; T= ;G =.

G ;D = D ; L = L ; u-µ -µ w-µ х х х Переменные и константы уравнений (3.5) приведены в табл.3.1.

Двухфазная среда представляется как два взаимопроникающих континуума, т.е.

каждая из фаз рассматривается как некоторая псевдосплошная фаза с введением взаимодействия между фазами. Межфазное взаимодействие определялось как F = fVS ; VS = V1 - V2 ; f = 0,5Ca11 VS V ; (3.6) 6,3 20, C = при Re > 100; при Re < 0,49; при 0,49 < Re < 100; Re = Vsd32 / .

C = C = Re0,385 Re Re0,6В качестве граничных условий на входе потока задавались начальные параметры турбулентности, скорости и объемные доли фаз. На выходе потока задавались давление и мягкие граничные условия на параметры турбулентности. Использовался усовершенствованный пристеночный алгоритм, включающий законы распределения осредненной скорости и температуры в пограничном слое и формулы расчета параметров турбулентности в пограничном слое.

Для дискретизации исходных уравнений использовался метод контрольного объема, применялись схемы I и II порядка дискретизации. Решение разностных уравнений проводилось с помощью решателя segregated, обеспечивающего решение с последующей коррекцией поля скорости и давления. В некоторых случаях для ускорения сходимости изменялись параметры релаксации решаемых уравнений. Расчет прекращался при малых невязках. Как правило, невязки по уравнению неразрывности при этом не превышали величины 10-10.

Точность полученных результатов в значительной степени зависит от выбранной модели турбулентности и от шага расчетной сетки. Проведены исследования применимости моделей турбулентности и влияния качества сетки на точность расчета и временные затраты, сравнение полученных параметров турбулентного течения с экспериментальными данными и с существующими обобщенными зависимостями.

Результаты численного моделирования и сравнение с экспериментальными данными и расчетами других авторов. Численное решение уравнений движения однофазного и двухфазного потоков позволило получить по объему исследуемых МТА поля следующих искомых величин: осевой, радиальной и тангенциальной скоростей фаз, объемных долей фаз, давления, удельной кинетической энергии турбулентности, ее диссипации, температуры, а так же других характеристик, которые выражаются через эти величины.

Для подтверждения адекватности принятых модельных допущений было проведено сравнение полученных результатов с экспериментальными данными и расчетами других авторов осевой скорости для канала с внезапным расширением (рис.3.1, 3.2). В табл.3.приводятся значения длины зоны циркуляции, возникающей в периферийной части аппарата непосредственно после входа потока в расширяющийся канал. На рис.3.сравниваются экспериментальные и теоретические профили удельной кинетической энергии турбулентности. В табл.3.3. сравниваются расчетные и экспериментальные значения дисперсии времени пребывания элементов потока в аппарате. Сопоставление показало хорошее согласование расчетов с экспериментальными данными, причем лучшее согласование дают значения, полученные по ренормализованной k- модели турбулентности в трехмерной постановке, что подтверждает адекватность теоретических результатов и позволяет предсказывать характеристики турбулентного течения для других аналогичных условий и аппаратов аналогичной геометрии.

Табл.2.2. Координаты векторов входных и выходных параметров гидромеханических, тепло- и массообменных процессов для МТА ДК типа Координаты векторов СМЕШЕНИЕ ДИСПЕРГИРОВАНИЕ МАССООБМЕН ТЕПЛООБМЕН ЭМУЛЬГИРОВАНИЕ ХТП Конструктивные Диаметр диффузора; диаметр конфузора; длина секции Lc; число секций; угол раскрытия диффузора параметры, xi Управляющие •Вязкость µ •Вязкость µ •Вязкость µ •Вязкость µ µ µ µ µ µ µ µ µ µ µ µ µ параметры, ui •Плотность •Плотность •Плотность •Плотность •Температура t •Температура t •Температура t •Температура t •Объемный расход w •Объемный расход w, G •Объемный расход w, G •Объемный расход w •Скорость, V •Доля дисп.фазы •Доля дисп.фазы •Плотность , •Давление, Р •Скорость, V •Концентрации xH, xK, yH, •Скорость, V •Давление, Р •Скорость, V •Давление, Р •Давление, Р Параметры •Степень смешения a •Степень смешения a, •Степень смешения a •Степень смешения a состояния •Кинет.энергия турбул. k •Кинет.энергия турбул. k •Кинет.энергия турбул. k •Кинет.энергия турбул. k ХТП, yi •Скорость ее диссипации •Скорость ее диссипации •Скорость ее диссипации •Скорость ее диссипации •Коэф. турб. диффузии DT •Коэф. турб. диффузии DT •Коэф. турб. диффузии DT •Коэф. турб. диффузии DT •Полное сопротивление •Полное сопротивление •Полное сопротивление •Полное сопротивление p p p p •Характ. вр.смешения турб, •Характ. вр.смешения турб, •Характ. вр.смешения турб, •Характ. вр.смешения турб, микро, мезо микро, мезо микро, мезо микро, мезо •Парам. диффуз. и яч. •Парам. диффуз. и яч. •Парам. диффуз. и яч. •Парам. диффуз. и яч.

моделей m, Bo моделей m, Bo моделей m, Bo моделей m, Bo •Диам.дисп.частиц d32 •Диам.дисп.частиц d•Движущая сила Tcp(Bo) •Коэф. полидисперсн. k •Коэф. полидисперсн. k •Коэф. теплоотдачи 1, 2 •Кол.капель с d<0,8 мм,% n •Кол.капель с d<0,8 мм,% n •Движущая сила ycp(m) •Коэф.массоотд.x, y * Стрелки и , указывают на необходимость увеличения или уменьшения того или иного параметра состояния для интенсификации ХТП смешения, эмульгирования, диспергирования, тепло- и массообмена.

Табл.5.2. Некоторые координаты вектора выходных параметров ХТП для МТА ДК типа ХТП Смешение Диспергирование Массообмен Теплообмен Эмульгирование Автомодельная область Rekp=800/f f = 0,117 +4,9 10-2 - 1,2 10-32 + 1,37410-53 - 5,910-84 (5.3) Кинетическая энергия k = f f V2 (5.4) турбулентности K K Скорость ее диссипации 3 = fEf VK / dK (5.5) Коэффициент (5.6) D = 0,09f fV d / f T K K K E турбулентной диффузии 1 0.Характерные времена 11,1L2f d c c ; ; = L2dK (5.7) E смешения K turb = mezo 2fV = 17,3 f f 3V fк кdк micro 3V3 f f E K E K Коэффициенты в fк=-0,074+0,012B–8,7410-3B2+8,6410-4B3+0,078A+0,021AB– уравнениях (5.4)-(5.7) 1,3110-3AB2–0,022A2–3,2210-3A2B fE=-0,138+0,226A–0,116A2+0,019A3+0,03B-4,9510-3AB (5.8) –1,9310-3BA2–9,6210-3B2+3,2210-3AB2; A=dд/dк; B=Lс/dд Коэффициент полидисперсности (5.9) k = 0,35(d1 / d2)-0,12 w0,Процентное содержание капель размером < 0,8 мм n = 0,003(d / dK )0,8(Lc / d)0,32(w1 / w2)1,85 (5.10) 2 0.3 Средняя скорость диссипации кинетической энергии = fEf Vk w2 /(w1 + w2) 1 / 2 dK ( ) ( ) (1+ )/ (5.11) турбулентности 2,0,Диаметр дисперсных частиц, образующихся при (5.12) d32 = 0,099 dД / dK / 1 -0,( ) ( ) дроблении в турбулентном потоке 0.Коэффициент массоотдачи в сплошной фазе 0.53 ( ) (5.13) = Sc0.-2,05 -1,Коэффициент теплоотдачи (5.14) LC dK 1,= 1,2 + 935Re-0,9 1- ( ) / dД dД Коэффициент теплопередачи K = 272Re0,033 Re0,068 (5.15) B K Параметр Bo = 5,27(dД / dK )-0,39(Lc / dД )-0,74(w)0,1( / 90)-1, (5.16) диффузионной модели Параметр ячеечной m = 0,58(dД / dK)-0,4(Lc / dД )-1,183(w)0,13( / 90)-1, (5.17) модели Степень смешения a=1-0,225e-0,42; (m2/m1=0,5) (5.18) dд/dк = 1,22,5; Lс/dд = 0,53,5; Lс/dд > (1-dд/dк)ctg (5.19) Б А Рис.3.1. Распределение осевой составляющей скорости в канале с внезапным расширением rк/ro =15.7; uo= 50 м/с; L=250; Re = 3*105. А - по длине канала; Б - в сечениях: x/ro =14 (1) и (2). Сплошные линии – расчет [Алемасов В.Е.]; пунктир – расчет стандартная k- модель; о – эксперимент [Алемасов В.Е.]; штрих-пунктир – расчет 3D RNG k- модель А Б Г В Рис.3.2. Распределение осевой составляющей скорости в канале с внезапным расширением rк/ro =3,82; uo = 50 м/с, L=100; Re = 3*105. Обозначения аналогичны рис.3.1.

Табл.3.2. Расчетная и экспериментальная длина зоны циркуляции Lцир/d Эксперимент Расчет Расчет Расхождение Расчет [RNG Расхождение М.Chaturvedi E. Turgeon [стандартная [стандартная k- k- модель] [RNG k- k- модель] модель] модель] 300 4,1 3,4 3,5 15% 3,8 5% 900 4,6 4,7 4,7 2% 4,6 1% В четвертой главе описываются условия и методики проведения физических экспериментов.

Гидродинамическая структура потока в МТА. Схема экспериментальной установки для изучения гидродинамической структуры потока представлена на рис.4.1.

Использовались МТА двух типов: цилиндрической и ДК конструкции с параметрами, приведенными в табл.4.1. Для получения кривых отклика проводился импульсный ввод инертного индикатора (метиловый зеленый) (2 см3) в поток (рис.4.2) с фотометрическим измерением его концентрации Сi на выходе аппарата. Кривая светопоглощения раствора индикатора, полученная на спектрофотоколориметре «КФК-2МП», имеет максимум при длине волны = 540 нм. По серии стандартных растворов с концентрацией индикатора 10-6510-4 моль/л строили градуировочный график (=540 нм). Получено уравнение градуировочной прямой: D=0,1139Ci +0,0058 (коэффициент корреляции R=0,99), которое использовалось для расчета концентрации индикатора в выходящем потоке.

Табл.3.3. Сопоставление экспериментальной величины дисперсии времени пребывания элементов потока в аппарате с результатами численного моделирования Модель Пристеночная Расхожде турбулентнос Модель ние, % функция ти Spalart- Strain 39,Allmaras Vorticity 37,Standart 14,Standart Enchanced 23,NonEquilibrium 11,Standart 31,Рис.3.3. Профиль удельной k- RNG Enchanced 34,62 кинетической энергии турбулентности NonEquilibrium 28,97 в сечении z=d при =9________ - расчет [настоящая работа, Standart 35,Realizabl k- модель турбулентности];

Enchanced 37,e - эксперимент [М.Chaturvedi] Re=2105;

NonEquilibrium 27,09 _ _ _ _ _ _ - расчет [E. Turgeon];

k-omega Standart 51, - - - - - [настоящая работа, RNG SST 50,k- модель турбулентности] Standart 23,Linear Reynolds NonEquilibrium 18,Stress Low-Re 51,RNG 4,k- 3D Standart 3,k- 3D Формирование эмульсий. Экспериментальная установка для изучения процесса диспергирования представлена на рис.4.3. Использовались стеклянные МТА, отличающиеся геометрией и способом ввода потоков (табл.4.2.). В качестве сплошной среды использовали воду (w=40-200 см3/с), дисперсной фазой являлся гексан (гексан (С6Н14) – (МРТУ 6-09-2937-66) – марки «ХЧ») с расходом 1-1,5 см3/с. Частотные кривые распределения дисперсной фазы по размерам получали методом фотосъемки при интенсивном проходящем освещении с помощью цифровой фотокамеры SONY DSN-(выдержка 1/1000 с, светочувствительность 400).

Для учета искажения изображения вследствие изогнутой формы корпуса аппарата, в его объем вводились оцинкованные калибровочные нити известного размера. При расчетах использовался центральный участок продольного сечения аппарата размером 0,75dд, где расхождение между вычисленными по полученному изображению размерами калибровочных нитей и реальными значениями составляло менее 1%. Расход дисперсной фазы составлял 1-1,5 см3/с, дисперсионной среды w – 40-200 см3/с. Покадровый просмотр компьютерного изображения движущихся дисперсных частиц (24 кадра в секунду) с кратным увеличением при сопоставлении линейного размера частиц дисперсной фазы (все частицы в выбранном диапазоне скоростей имели сферическую форму) с линейным размером калибровочных нитей позволяет вычислить истинный размер капель (площадь проекции сферической капли). Подсчет капель проводился в следующих интервалах (мм):

0-0,4; 0,4-0,6; 0,6-0,8; 0,8-1,0; 1,0-1,5; 1,5-2,0; свыше 2. Для оценки ошибки результатов эксперимента выбирали 8 изображений отдельного участка. Оценку дисперсии N распределения s2 проводили по:s2 = (d - d) /(N -1), где N – количество замеров; di – i значение диаметра капель выбранного интервала; d - среднее значение диаметра капель.

Стандартную ошибку при доверительной вероятности =0,95 рассчитывали как = ±2,4 s / N. Среднее значение ошибки измерений составило ±7%.

Табл.4.1. Конструкции МТА Табл.4.2. Характеристика шестисекционных МТА рис.4.2 (dд=24 мм) Ind Ind w dд a 5 1 Ind d к 4 w dд б Lс wП+l w 1+ Ind в Рис.4.1. Схема экспериментальной dд установки изучения гидродинамической З -l Ф+l структуры потока. 1 – МТА; 2 – линия Рис.4.2. МТА цилиндрической (а, в) и ДК (б) подачи воды; 3,4 – ротаметры центрального конструкций с соосным (а, б) и радиальным (w1) и бокового (w2) потоков; 5 – узел ввода (в) способом ввода компонентов. Ind – ввод индикатора; 6 – спектрофотометр индикатора 2 5 Ind 4 I dInd II d dд к dLс Рис.4.4. Схема экспериментальной установки для изучения конвективного теплообмена. 1 – Рис.4.3. Схема экспериментальной термометр; 2 – ротаметр; 3 –МТА установки эмульгирования. 1 – емкость для цилиндрической (ДК) конструкции с дисперсной фазы (гексан =0,66 г/см3, =0,рубашкой; 4 – спектрофотометр; 5 – мПас), 2 – перистальтический насос, 3 – манометр. Ind – место ввода индикатора; I – линия подачи дисперсионной среды (вода), внутренний поток; II – кольцевой поток – ротаметр, 5 –МТА, 6 – цифровая фотокамера, 7 – источник света, 8 – сборник При получении мелкодисперсных эмульсий при высоких скоростях дисперсионной среды в работе использовали микроскопический метод с помощью микроскопа ЛОМОМИКМЕД-1 с винтовым окулярным микрометром ЕFМ-16Х-Е (20 кратное увеличение).

Нижний предел по диаметрам дисперсной фазы для фотографического метода составлял порядка 0,2 мм, а верхний предел при микроскопическом анализе – порядка 0,5 мм.

Полученные эмульсии исследовались в интервале размеров дисперсии от 0,01 до 3 мм.

Конвективный теплообмен. Для моделирования теплообмена с внешним охлаждением использовали стеклянные МТА с внутренним каналом цилиндрической (d = 16 мм) и ДК (рис.4.4) (диаметр диффузора dд=16 мм, диаметр конфузора dк=8 мм, длина секции Lс=32 мм) конструкций длиной 1 м. В качестве теплоносителей использовали воду.

Измерение температуры воды на входе и выходе внутреннего и кольцевого каналов в аппаратах проводилось ртутными термометрами.

В пятой главе приведены результаты исследований влияния геометрических параметров и физико-химических свойств среды на выходные характеристики процессов, полученных с помощью методов, описанных в третьей и четвертой главах.

Структура потока в МТА. Для учета влияния структуры потока на протекающие в МТА процессы были проведены численные и физические эксперименты.

Экспериментальные и расчетные данные по обнаружению индикатора на выходе потока коррелируются с коэффициентом 0,9 (рис.5.1).

Рис.5.1.Расчетная () и экспериментальная (•) кривые отклика при импульсном вводе индикатора в МТА ДК типа. - среднее время пребывания элементов потока (Табл.4.1).

Аппарат m Критерий (табл.4.1) Боденштейна, Во Табл.5.1. Параметры ячеечной (m) и диффузионной (Во) моделей структуры потока I 25±1,7 50±3,в зависимости от геометрии аппарата (см.

II 26±1,8 52±3,табл.4.1) III 26±1,8 52±3,IV 70±4,9 140±9,8* V 10±0,7 20±1,w1 = 24 см3/с; w2 = 80 см3/с (w1, w2 –объемный VI 6±0,4 12±0,расход осевого и радиального потоков, VII 5±0,3 10±0,соответственно (рис.4.2,в).

VIII 11±0,8 22±1,По проведенным исследованиям можно заключить, что на структуру потока в МТА оказывают влияние геометрия аппарата, способ и скорости ввода компонентов. Структура потока характеризуется различной степенью приближения к аппаратам смешения и вытеснения (табл.5.1, рис.5.2-5.6).

Путем обработки данных численного и физического экспериментов получены аналитические выражения для расчета параметров ячеечной и диффузионной модели ((5.16). (5.17) табл.5.2). Знание этих параметров позволяет определить движущие силы процессов тепло- и массообмена.

Были проведены расчеты характеристик перемешивания в широком диапазоне изменения способов ввода компонентов, способов начальной турбулизации, при изменении расходов и плотностей компонентов. На рис.5.7 приводятся результаты этих исследований для некоторых конструкций МТА.

Путем обработки данных численных расчетов получено выражение, связывающее степень смешения а, со скорость диссипации кинетической энергии турбулентности ((5.18) табл.5.2).

Рис.5.2. Влияние скорости потока на Рис.5.3. Зависимость критерия Во от скорости распределение времени пребывания потока w в МТА ДК типа (V-VIII, см. табл.4.1) компонентов в аппарате III (табл.4.1). w, см3/с: 130 (1); 91 (2); 62 (3); 36 (4) Рис.5.5. Зависимость критерия Во от скорости потока компонентов w1 при w2 = 41 (1); 47 (2); Рис.5.4. Зависимость коэффициента (3); 67 (4); 80 (5) см3/с. Аппарат IV (см. табл.4.1, продольного перемешивания Е от рис.4.2,в) геометрии аппаратов (I-VIII, см.

табл.4.1) и объемной скорости потока w Рис.5.7. Изменение величины степени смешения а для Рис.5.6. Зависимость критерия МТА ДК типа (кривые 1–4) и МТА с звездообразными Bo от угла раскрытия диафрагмами (кривая 5) в зависимости от соотношения диффузора:

массовых расходов m2/m1: 1– 2/1=0,790; 2 – 2/1=1,27; 3 – Lc / dD = 1,7, dD / dk =1,2/1= 1,65; 4 – 2/1=1,9; 5 – 2/ 1= 0,Автомодельный режим течения смеси. Численные расчеты полностью подтвердили известное мнение о том, что по сравнению с аппаратом постоянного сечения в МТА ДК типа автомодельный режим наблюдается при значительно более низких числах Рейнольдса. Установлено, что он наступает при Reкр=800/f. Параметр f является функцией и его значения могут быть найдены из графической зависимости (рис.5.8) или же по аппроксимирующей эту зависимость формуле: ((5.3) табл.5.2).

Как известно, эффективность смешения в значительной степени зависит от относительного изменения коэффициента турбулентной диффузии вдоль оси аппарата.

Расчеты показали, что при увеличении угла раскрытия диффузора от 50 до 300 DT возрастает почти в 3 раза, но при дальнейшем увеличении практически не изменяется (рис.5.9).

Рис.5.8. Зависимость критического Рис.5.9. Зависимость усредненного по объему значения критерия Рейнольдса (Reкр) и коэффициента турбулентной диффузии в параметра f от угла раскрытия диффузора центральной и периферийной областях аппарата () в МТА ДК типа от угла раскрытия диффузора :

_._._. периферия; --- центр; ___ по всему объему Из рис.5.10 видно, что при увеличении скорости потока до 4 м/с наблюдается значительное снижение характерных времен смешения. При дальнейшем увеличении V изменение времен смешения не столь значительно. Из рис.5.11 видно, что характерные времена смешения зависят и от угла раскрытия диффузора.

см, с см, с 15 1,0,0 0 2 4 6 V, м/с 0 20 40 , град Рис.5.10. Значения характерных времен турб Рис.5.11. Значения характерных времен турб (1), микро (3-6) и мезо (2) в зависимости от (1), микро (3-6) и мезо (2) в зависимости от угла скорости потока V. Значения динамической раскрытия диффузора . Значения вязкости: 0,001 (3), 1 (4), 10 (5), 50 (6) Пас. d динамической вязкости: 0,001 (3), 1 (4), 10 (5), = 0,025 м, =1000 кг/м50 (6) Пас. dк = 0,025 м, =1000 кг/м3, Vк=4 м/с На рис.5.12-5.14 показано влияние линейной скорости и диаметра аппарата на характерные времена смешения, на рис.5.15 показано влияние этих же параметров на коэффициент турбулентной диффузии.

Для автомодельной области методом анализа размерностей и численного эксперимента были получены выражения для определения средних по объему ДК аппарата величин ((5.4)-(5.7) табл.5.2). Где числовые коэффициенты зависят от геометрических параметров МТА ((5.8) табл.5.2). Область применимости (5.4)-(5.8) (табл.5.2) записана в (5.19) (табл.5.2). Наибольшее расхождение между величинами, вычисляемыми по формулам (5.4)-(5.7) и соответствующими результатами численных расчетов в указанной области не превысило 23%, а среднее расхождение составило 7%.

Процессы диспергирования и эмульгирования. В случае, когда МТА используется для дробления дисперсной фазы, необходимо уметь оценивать диаметр образующихся капель и пузырей в турбулентном потоке. Эта оценка может быть выполнена из соотношения, характеризующего устойчивость раздела фаз. Уравнение (2.11) (табл.2.1) выражает равенство турбулентной энергии и энергии поверхностного натяжения.

Рис.5.13. Зависимость характерного времени Рис.5.12. Зависимость характерного времени мезосмешения мезо от диаметра аппарата dк и турбулентного смешения турб от диаметра линейной скорости потока Vк. =450, dд/dк=2, аппарата dк и линейной скорости потока Vк.

Lс/dд==450, dд/dк=2, Lс/dд=Рис.5.14. Зависимость микро от диаметра Рис.5.15. Зависимость коэффициента аппарата dк и линейной скорости потока Vк.

турбулентной диффузии Dт от диаметра =450, =1000 кг/м3, µ=1 мПас, dд/dк=2, аппарата dк и линейной скорости потока Vк.

Lс/dд==450, dд/dк=2, Lс/dд=Совместное решение уравнений для определения размера элемента дисперсной фазы (2.12) (табл.2.1) и средней скорости диссипации кинетической энергии турбулентности итерационной процедурой, а также обработка результатов численного эксперимента позволили получить формулу, связывающую диаметр частиц дисперсии со средней скоростью диссипации удельной кинетической энергии турбулентности (5.12) (табл.5.2) и выражение для двухфазного потока (5.11). При этом числовой коэффициент в формуле (5.12) идентифицирован по данным физического эксперимента.

Уравнения (5.11), (5.12) (табл.5.2) справедливы для изменения плотностей в интервале от 0,500 кг/м3 до 2500 кг/м3. Наибольшее расхождение между величинами, вычисляемыми по (5.11), (5.12) и экспериментальными результатами не превышает 25%, среднее расхождение составляет 13%, а коэффициент корреляции составил 0,84 (рис.5.16).

Для МТА ДК конструкции характерно увеличение однородности дисперсных систем при росте объемного расхода сплошной среды w (рис.5.17). Путем обобщения данных физического эксперимента были получены выражения для определения коэффициента полидисперсности k (5.9) (табл.5.2), процентного содержания капель с размером меньше 0,8 мм (5.10) (табл.5.2).

При низких скоростях дисперсной фазы в МТА различных конструкций могут формироваться расслоенные течения. В МТА цилиндрической конструкции практически во всем рассмотренном интервале скоростей сплошной среды формируется расслоенное течение (рис.5.20). Однако, эта область (II1) сужается при увеличении w.

Рис.5.16. Изменение d32 и F от геометрии МТА ДК типа и Рис.5.17. Зависимость коэффициента скорости потока. Аппарат (см. табл.4.2): 1 ( ), 2 ( ), полидисперсности k от w. Аппарат (), 4 ( ) – эксперимент; линии расчет по (5.11), (5.12) № 5 (1), 6 (2), 7 (3) (см. табл.4.2) (Табл.5.2) и F=6/dУвеличение скорости w потока и количества ДК секций от 1 до 4 приводит к уменьшению диаметра капель дисперсной фазы (рис.5.18-5.19).

Рис.5.18. Зависимость d32 от скорости w Рис.5.19. Зависимость диаметра частиц движения двухфазного потока и числа Nс ДК дисперсной фазы d32 от числа секций N.

секций для МТА № 1 (см. табл.4.2) Аппарат № 5 (1), 6 (2), 7 (3), 8 (4). w = 132 см3/с Для МТА ДК типа расслоенное течение формируется в достаточно узкой области и только при низких скоростях потоков (II2). Склонность к расслоению определяется начальным диаметром капель дисперсной фазы. При увеличении диаметра бокового патрубка d2 наблюдается увеличение размера капель (рис.5.21), при этом происходит снижение протяженности области однородного потока.

В периферийной части аппарата ДК типа возникают зоны циркуляции. В этой области жидкость совершает вращательное движение, и под действием центробежных сил может происходить сепарация фаз (рис.5.22). При больших разностях плотностей между сплошной и дисперсной фазами центробежная сила отбрасывает более тяжелые частицы к периферии. Центробежное ускорение попавшей в закрученный поток частицы оценивается как а=V2/R, а радиус вращения принимается равным R=(dд-dк)/2. Представляя критерий Архимеда в модифицированном виде Arмод, заменяя в нем силу тяжести, выраженную через ускорение свободного падения g, на центробежное ускорение получим:

2 Armod = (2d3 1 V2 /(d - dK )) / µ1 1 - 2 1. (5.20) ( ) ( ) Рис.5.20. Области однородного (I) и Рис.5.21. Зависимость границы перехода расслоенного (II) течения потока в МТА «однородный-расслоенный поток» в МТА ДК цилиндрического (1, аппарат №9, см. типа от диаметра бокового патрубка dтабл.4.2) и ДК (2, аппарат №5, см. (аппараты № 5-7, см. табл.4.2) табл.4.2) типов 0.обэкспер, 1/c 0.0.0.обрасчет, 1/c 0 0.1 0.2 0.3 0.Рис.5.22. Распределение объемной доли Рис.5.23. Расчетные и экспериментальные значения дисперсной фазы 2 по радиусу в диффузорной объемных коэффициентов массоотдачи части аппарата: __1=1111 кг/м3; 2=0,689 кг/м - - - -1=6,93 кг/м3; 2=640 кг/м3, об (dд=0,08 м, dк = 0,05 м, Lс = 0,08 м, V = 16 м/с) Из анализа физической картины предложена аналитическая формула для оценки эффекта сепарирования, в которой числовой коэффициент и показатель степени идентифицировались путем обработки результатов численного расчета:

2 / 2cp = 0,06Ar1, 44 / Re2, 2. (5.21) где 2 – максимальная разность объемных долей дисперсной фазы на оси аппарата и на периферии; 2ср – среднее значение объемной доли дисперсной фазы в потоке;

Re=Vd321/µ1.

Массообмен от пузырей и капель в МТА. Интенсивность массообмена традиционно связывается с относительной скоростью элементов дисперсной фазы и сплошной среды, которая в первую очередь обусловлена размерами этих элементов и разностью плотностей фаз. Однако в развитых турбулентных потоках относительная скорость между фазами не является основной гидродинамической характеристикой, влияющей на массообмен. По мере увеличения интенсивности турбулентности все большую роль в массоотдаче начинают играть пульсационные скорости среды, а значит скорость диссипации кинетической энергии турбулентности.

С использованием сульфитной методики проф. Берлиным Ал.Ал. и др. были получены экспериментальные данные по массоотдаче для МТА ДК типа.

Располагая известной качественной зависимостью коэффициента массоотдачи от скорости диссипации кинетической энергии турбулентности (2.16) (табл.2.1), данными эксперимента и полученными выше выражениями для и размеров дисперсии d(5.11),(5.12) (табл.5.2), было получено выражение для линейного коэффициента массоотдачи в сплошной фазе в МТА ДК типа (5.13) (табл.5.2). Объемный коэффициент массоотдачи об определяли по известной зависимости (2.17), (2.18) (табл.2.1). Среднее расхождение экспериментальных и расчетных данных (рис.5.23) составляет 17%, а коэффициент корреляции между расчетными и экспериментальными значениями коэффициентов массоотдачи составил 0,94.

Конвективный теплообмен. На рис.5.24-5.25 представлено изменение коэффициента теплопередачи в МТА ДК типа в зависимости от скорости потока в аппарате и в рубашке теплоносителя. На рис.5.26 представлено изменение коэффициента теплоотдачи в МТА ДК типа.

Рис.5.24. Зависимость Рис.5.25. Зависимость Рис.5.26. Значение локального коэффициента коэффициента теплопередачи коэффициента теплоотдачи в МТА теплопередачи К от скорости К от скорости движения ДК типа по длине аппарата внутреннего потока wв и Re хладоагента wк в МТА цилиндрического (1) и ДК (2) типов Путем обработки данных численных расчетов и физического эксперимента были получены выражения для средних значений коэффициентов теплоотдачи и теплопередачи (5.14), (5.15) (табл.5.2). Среднее расхождение между экспериментальными данными и данными, рассчитанными по предложенным зависимостям, не превышает 5%.

В шестой главе приводится методика расчета и проектирования МТА оптимальной конструкции. Мерой качества аппарата является критерий, конкретный вид которого определяется функциональным назначением аппарата и требованиями его экономической эффективности (минимумом приведенных затрат): Ka = F(x,u,y) max. (6.1) Технология проектирования аппарата должна обеспечить экстремальное значение (6.1) при условии, что координаты векторов геометрических х и управляющих параметров u принадлежат некоторому допустимому множеству, которое определяется в техническом задании (ТЗ). Координаты вектора выходных параметров (параметров состояния) yi определяются векторами x, u так что yi = fi(x,u) (i = 1,M ), (6.2) и являются частными критериями эффективности функционирования аппарата, М – число частных критериев эффективности.

Задача векторной оптимизации формулируется следующим образом: найти – минимум целевых функций f1(x,u),...,fm(x,u) (6.3) – максимум целевых функций fm+1(x,u),...,fM(x,u) (6.4) по поисковым переменным x1,..., xK, u1,...,uN при наличии ограничений:

– на поисковые переменные inf xi xi sup xi,i =1,K ; inf ui ui supui,i =1, N (6.5) К – число входных переменных; N – число управляющих переменных;

– на поисковые переменные в виде функциональных неравенств Gj(x,u) 0, j =1,J (6.6) J – число функциональных неравенств;

– на поисковые переменные в виде функциональных равенств Hi(x,u) = 0,i =1,I (6.7) I – число функциональных равенств.

Для сравнения критериев, имеющих разный физический смысл (и разные размерности), проведем нормализацию критериев в следующем виде:

(fi - fi,min ) для целевых функций (6.3) Di =,i = 1,m, (6.8) (fi,max - fi,min ) (fi,max - fi) для целевых функций (6.4) Di =,i = m +1,M. (6.9) (fi,max - fi,min) Теперь задача многокритериальной оптимизации формулируется в виде:

Найти максимум целевых функций D1(x,u),...,DM(x,u) (6.10) по поисковым переменным x1,..., xK,u1,...,uN при наличии ограничений:

– на поисковые переменные inf xi xi sup xi,i =1,K ; inf ui ui supui,i =1, N (6.11) – на поисковые переменные в виде функциональных неравенств Gj(x,u) 0, j = 1,J (6.12) – на поисковые переменные в виде функциональных равенств Hi(x,u) = 0,i =1,I (6.13) Обобщенный критерий формируется сверткой критериев в один (аддитивная, мультипликативная, минимаксная и др. свертки). Сведем многокритериальную задачу к однокритериальной наиболее часто используемой линейной сверткой. Зададимся весовыми неотрицательными коэффициентами i, обозначающими степень важности каждого критерия, и максимизируем адитивную комбинацию целевых функций:

M M Z(x,u) = Di(x,u) max ; x X, u U ; i 0, =1; i = 1,M, (6.14) i i i=1 i=Математическая формулировка задачи оптимизации. Для процессов, описываемых уравнениями (3.1)-(3.12) необходимо определить координаты вектора входных параметров, обеспечивающих максимум функционалу (6.14) при ограничениях (6.11)(6.13).

Сформулированная задача относится к разряду оптимизационных задач статической условной непрерывной многомерной многокритериальной оптимизации в условиях определенности с ограничениями в виде неравенств.

Обезразмеренные и нормированные координаты векторов у,x,u, дополненные значениями выходных характеристик в окрестностях точек варьируемых параметров, образует БД аппарата, которая рассматривается как виртуальное «множество черновых заготовок» аппарата, снабжённое минимальной необходимой информацией об их свойствах, сформированной до получения ТЗ на проектирование. Среди методов, применяемых для решения задач оптимизации, особенно привлекательны те, в которых целевая функция задана аналитически. При этом к функции цели предъявляется требование непрерывной дифференцируемости на допустимом множестве решений.

В табл.5.2. представлены аналитические выражения для некоторых из координат вектора у на основе аппроксимации входных параметров МТА. Такого же вида аналитические функции могут быть получены для любого аппарата из БД.

Решение задачи оптимизации проводилось в два этапа: первый этап - поиск окрестности точки глобального максимума методом сканирования, второй – поиск глобального максимума методом штрафов. Штрафная функция определялась выражением P(x,u,R) = f (x,u) + (R,G(x,u),H(x,u)), (6.15) где R – набор штрафных параметров, а так называемый штраф является функцией R и функций (6.11)-(6.13), задающих ограничения. Функция штрафа представлялась в логарифмической форме = -R ln G(x,u). (6.16) [ ] Этот штраф положителен при всех x, u таких, что 0 < G(x,u) < 1 и отрицателен при G(x,u)>1. Логарифмический штраф – это барьерная функция, не определенная в недопустимых точках G(x,u)<0.

В теории метода штрафных функций доказывается, что при устремлении R к нулю экстремум функции (6.15) без ограничений совпадает с точкой экстремума функции (6.14) с ограничениями (6.11)-(6.13). Таким образом, оптимальное решение реализуется в точке M*(x*,u*j);i =1,K; j =1, N, в которой производные штрафных функций по переменным xi, u j i обращаются в ноль и 0.

Примеры решения задач оптимизации на основе предложенной методики, сравнение эффективности турбулентного смешения, диспергирования, эмульгирования, тепло- и массообмена в МТА различных конструкций приводятся в диссертационной работе.

Основные результаты и выводы 1. Проведен анализ промышленного использования МТА, сделан вывод, что МТА нашли применение для интенсификации процессов смешения, диспергирования, эмульгирования, тепло- и массообмена. Определены параметры состояния, построены модели на каждом иерархическом уровне, определены лимитирующие стадии и разработан механизм управления гидродинамической структурой потока.

2. Проведена классификация МТА по характерным особенностям, которые должны учитываться при их расчете. Предметная область исследования расширена аппаратами с периодически расположенными турбулизаторами в виде звездообразных, крестообразных, круглых и др. диафрагм; с насадочными элементами; со струйным вводом компонентов, для которых задача поставлена и рассматривается впервые.

3. Сформулированы и формализованы показатели и критерии оценки функционирования МТА, система технологических ограничений, необходимые для решения задачи оптимального проектирования и управления производственными процессами в МТА, когда выбору подлежат оптимальные значения конструктивных и режимных параметров.

4. Экспериментально исследованы гидродинамическая структура потока, особенности формирования дисперсий, конвективный теплообмен в МТА при изменении геометрии аппаратов, скорости и способа ввода компонентов.

5. Проведен выбор адекватной модели турбулентности, исследовано влияние качества сетки на точность расчета. Разработан программный интерфейс, позволяющий проводить расчеты по набору параметризованных трехмерных сеточных моделей МТА различных конструкций.

6. Для МТА численным решением уравнений движения, как для однофазной, так и для двухфазной среды с использованием ренормализованной k- модели турбулентности в трехмерной постановке получены поля следующих величин: осевой, радиальной и тангенциальной скоростей фаз, объемных долей фаз, давления, удельной кинетической энергии турбулентности, скорости ее диссипации, температуры, а также других величин, которые выражаются через эти искомые функции.

7. Путем анализа физической картины явлений, обработки обширных результатов численного моделирования и экспериментальных данных получены новые, приемлемые для практических инженерных расчетов, аналитические выражения для вычисления следующих осредненных по объему МТА ДК типа характеристик: степени смешения; удельной кинетической энергии турбулентности и скорости ее диссипации; коэффициента турбулентной диффузии; характерных времен турбулентного смешения; параметров ячеечной и диффузионной модели; среднего диаметра капель и пузырей, образующихся при дроблении в турбулентном потоке; коэффициента массоотдачи в сплошной фазе; коэффициента полидисперсности, процентного содержания капель размером меньше 0,8 мм; коэффициента теплоотдачи от стенок аппарата, коэффициента теплопередачи.

Выявлены закономерности движения среды в МТА ДК типа при различных плотностях дисперсной и сплошной фаз. Предложено выражение для оценки эффекта сепарирования в зонах циркуляции в МТА ДК типа, возникающего под действием центробежных сил при больших разностях плотностей сплошной и дисперсной фаз.

8. Исследованы связи конструктивных и режимных параметров с выходными характеристиками процессов, протекающих в МТА. Проведено расширение и дополнение известных данных об особенностях функционирования МТА. Теоретические исследования процессов переноса, протекающих в МТА, проведены с использованием единого подхода, основанного на применении в качестве определяющего параметра - скорости диссипации кинетической энергии турбулентности.

9. Разработана методика многофакторной оптимизации гидромеханических, тепло- и массообменных процессов, протекающих в МТА различных конструкций. Алгоритм и программное обеспечение решения задачи оптимизации легко адаптируется к набору входных параметров для любой конструкции МТА и к любому из видов критерия эффективности.

Созданная динамически расширяемая БД, пользовательский интерфейс, система управления базой данных позволяет автоматизировать принятие инженерных решений, и обеспечивает поиск проектируемых параметров в допустимой области изменения показателей функционирования аппарата, установленной требованиями ТЗ.

10. Предложенная методика и разработанное программное обеспечение могут быть распространены на более сложные типы оборудования, такие как аппараты с перемешивающими устройствами и др. Программное обеспечение может быть также использовано в качестве иллюстративного материала в вузовских дисциплинах, связанных с моделированием и оптимизацией.

11. Полученные результаты явились научной базой для внедрения МТА в промышленное производство охлаждающих жидкостей на ООО «Булгар-Синтез» г. Казань. Применение МТА оптимальной конструкции позволило интенсифицировать технологический процесс, обеспечить экономию материальных и энергетических ресурсов, стабилизировать выход целевого продукта.

12. При участии диссертанта разработана и освоена в промышленном производстве система МТА на стадиях приготовления однородной реакционной смеси и формирования центров роста макромолекул при получении синтетических этиленпропиленовых каучуков (ОАО «Нижнекамскнефтехим»). Экономический эффект в 1999 г. составил более 2,5 млн. руб.

13. Разработанные в диссертационной работе база данных, проблемно-ориентированная система управления базой данных, система автоматического проектирования используются Альметьевским государственным нефтяным институтом в процессе обучения студентов специальностей 220301 – Автоматизация технологических процессов и производств, 151001 – Технология машиностроения и по программам дополнительного образования; внедрены в учебный процесс по подготовке бакалавров и магистров направления 240100 - «Химическая технология» в федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Казанский национальный исследовательский технологический университет».

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

в ведущих рецензируемых научных журналах и изданиях по перечню ВАК:

1. Дьяконов Г.С. Взаимосвязанные процессы переноса и химического превращения в полимеризаторах при производстве синтетических каучуков / Г.С. Дьяконов, Р.Г. Тахавутдинов, Л.М. Курочкин, А.Г. Мухаметзянова // Вестник Казанского технологического университета – 1998. - №1. - С.70-75.

2. Дьяконов Г.С. Влияние диффузионных сопротивлений на перенос мономеров у межфазной поверхности / Г.С. Дьяконов, Р.Г. Тахавутдинов, Л.М. Курочкин, А.Г. Мухаметзянова // Теоретические основы химической технологии – 2000. - Т.34. - №1. - С.82-86.

3. Dyukonov G.S. The influence of diffusion resistances on interfacial transfer of monomers / G.S.

Dyukonov, R.G. Takhautdinov, L.M. Kurochkin, A.G. Mukhamedzyanova // Theoretical foundations of Chemical Engineering - 2000. – T.34. - №1.- C.76-80.

4. Захаров В.П. Смешение жидких потоков в трубчатых турбулентных аппаратах диффузорконфузорной конструкции / В.П. Захаров, Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Башкирского университета - 2001. - №3. - С.28 – 31.

5. Минскер К.С. Многофазные течения в трубчатых аппаратах диффузор-конфузорной конструкции / К.С. Минскер, Г.С. Дьяконов, Р.Г. Тахавутдинов, Мухаметзянова А.Г. [и др.] // Доклады РАН - 2002. - Т.382. - №4. С.509-512.

6. Minsker K.S. Multiphase flows in divergent-convergent tubular apparatuses / K.S. Minsker, V.P.

Zakharov, G.S. D'yakonov, R.G. Takhautdinov, A.G. Mukhametzyanova [и др.] // Doklady Chemistry - 2002. - Т.382. - № 4-6. - С. 50-53.

7. Тахавутдинов Р.Г. Трубчатые турбулентные предреакторы для проведения процессов инициирования при каталитическом синтезе полимеров / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Высокомолекулярные соединения - 2002. - Т.44. - №7. - С.1094-1100.

8. Takhautdinov R.G. Tubular turbulent prereactors for initiation processes in catalytic synthesis of polymers / R.G. Takhavutdinov, A.G. Mukhametzyanova [и др.] // Polymer Science. Series A.- 2002. Т.44. -№7. - С.668-672.

9. Захаров В.П. Создание однородных эмульсий в трубчатых турбулентных аппаратах диффузор-конфузорной конструкции / В.П. Захаров, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Журн. прикл.

химии - 2002. - Т.75. - №9. С.1462-1465.

10. Мухаметзянова А.Г. Движение многофазных потоков в трубчатых каналах диффузорконфузорной конструкции / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Башкирского университета - 2002. - №1. - С.60-62.

11. Тахавутдинов Р.Г. Интенсификация диспергирования в трубчатых турбулентных аппаратах при производстве синтетических каучуков / Р.Г. Тахавутдинов, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Химическая промышленность - 2002. - №1. - С.22-27.

12. Дьяконов Г.С. Численное моделирование течений в трубчатых турбулентных аппаратах / Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2002. - №1-2. - С.267-272.

13. Мухаметзянова А.Г. Перемешивание в трубчатых турбулентных аппаратах как способ интенсификации химико-технологических процессов / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.253-260.

14. Тахавутдинов Р.Г. Влияние геометрии течения и способа ввода реагентов на гидродинамическую структуру потока в трубчатых турбулентных аппаратах / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.260-267.

15. Мухаметзянова А.Г. Исследование закономерностей движения двухфазных сред в трубчатых турбулентных аппаратах диффузор-конфузорного типа / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2003. - №1. - С.113-116.

16. Данилов Ю.М. Оптимизация формы проточной части трубчатых турбулентных реакторов / Ю.М. Данилов, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.116-124.

17. Минскер К.С. Быстрые процессы при синтезе полимеров / К.С. Минскер, Ал.Ал. Берлин, В.П. Захаров, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Журнал прикладной химии - 2003. - Т.76. - №22. – С.98-102.

18. Данилов Ю.М. Математическое моделирование течений в малогабаритных трубчатых турбулентных аппаратах / Ю.М. Данилов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Химическая промышленность - 2004. - Т.81. - №9. - С.451-457.

19. Данилов Ю.М. Исследование турбулентного смешения двухкомпонентной смеси в трубе с периодически меняющимся сечением / Ю.М. Данилов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2004. - №1. - С.172-180.

20. Мухаметзянова А.Г. Современные компьютерные технологии в исследовании течений в каналах различной геометрии / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2005. - №2. - Ч.2. - С.164-171.

21. Мухаметзянова А.Г. Процессы переноса и химического превращения при турбулентном смешении в каналах с искусственной турбулизацией среды / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2005. - №1. - С.164-172.

22. Мухаметзянова А.Г. Турбулентное смешение компонентов в трубчатых аппаратах / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Химическая промышленность - 2005. - №3. - С.205-210.

23. Мухаметзянова А.Г. Гидравлическое сопротивление турбулентного потока несжимаемой жидкости в осесимметричных каналах переменного сечения с различными формообразующими / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета – 2006. - №1. – С.209-216.

24. Минибаева Л.Р. Численное моделирование гидродинамической структуры потока в аппаратах с перемешивающими устройствами / Л.Р. Минибаева, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2008. - №1. - С.191-199.

25. Клинов А.В. Расчет гидродинамики в реакторе-полимеризаторе для синтеза бутилкаучука / А.В. Клинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Химическое и нефтегазовое машиностроение – 2009. - №12. - C.3-6.

26. Klinov A.V. Analysis of the hidrodinamics in a polymerizing reactorfor the synthesis of butyl rubber / A.V. Klinov, A.G. Mukhametzyanova [и др.] // Chemical and Petroleum Engineering - Vol.45.

- №11-12. - 2009. - P.735-740.

27. Мухаметзянова А.Г. Интенсификация процесса перемешивания в малогабаритных трубчатых турбулентных аппаратах / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Химическая промышленность сегодня - 2010. - №9. - С.50-55.

28. Минибаева Л.Р. Модели турбулентности и адекватное описание поля скорости в аппаратах с лопастными и турбинными мешалками / Л.Р. Минибаева, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2010. - №9. – С.469 - 477.

29. Минибаева Л.Р. О влиянии конструкции перемешивающего устройства на характеристики потока в аппаратах с многоярусными мешалками/ Л.Р. Минибаева, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2010. - №11. – С.201 - 210.

30. Дьяконов Г.С. Интенсификация внешнего теплосъема в малогабаритных трубчатых турбулентных реакторах / Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова // Химическая промышленность сегодня - 2010. - №10. - С.53-55.

31. Данилов Ю.М. Технология проектирования малогабаритных трубчатых турбулентных аппаратов на основе результатов численного моделирования / Ю.М. Данилов, А.Г. Мухаметзянова // Химическое и нефтегазовое машиностроение – 2011. - №5. - C.38-42.

32. Danilov Yu.M. Design procedure mathematically modeled for miniature turbulent tubular vessels / Yu.M. Danilov, A.G. Mukhametzyanova // Chemical and Petroleum Engineering – Vol.47 - № 5-6 - P.351-357.

33. Данилов Ю.М. Оценка эффективности перемешивания жидких компонентов в малогабаритных трубчатых турбулентных аппаратах / Ю.М. Данилов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Теоретические основы химической технологии - 2011. – Т.45. - №1. - С.1-4.

34. Danilov Yu. M. Estimating the efficiency of mixing of liquid components in small tubular turbulent apparatuses / Yu.M. Danilov, A.G. Mukhametzyanova [и др.] // Theoretical Foundations of Chemical Engineering - 2011. - V.45. - №1 - Р.81-84.

35. Мухаметзянова А.Г. Формирование информационной базы данных для проектирования оптимального малогабаритного турбулентного аппарата / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Вестник Казанского технологического университета - 2011.- №11. - С.64-70.

36. Клинов А.В. Гидродинамические характеристики аппаратов с двухъярусными открытыми турбинными мешалками / А.В. Клинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Химическое и нефтегазовое машиностроение – 2011. - №12. - C.12-15.

37. Данилов Ю.М. Численное 3D моделирование смешения компонентов в малогабаритных трубчатых аппаратах (МТА) / Ю.М. Данилов, А.А. Курбангалеев, А.Г. Мухаметзянова, К.А. Алексеев // Вестник Казанского технологического университета - 2012. - №5. - С.167-169.

в журналах и сборниках:

1. Дьяконов Г.С. Взаимосвязанные процессы переноса и химического превращения в полимеризаторах при производстве синтетических каучуков / Г.С. Дьяконов, Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова // XVI Менделеевский съезд - Санкт-Петербург – Москва. Т.2. - 1998. – С.60.

2. Дьяконов Г.С. Тепломассоперенос при химических превращениях в полимеризаторе синтеза этилен-пропиленового каучука / Г.С. Дьяконов, Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // 2 Российская национальная конференция по теплообмену - 1998. - Т.3. - С.198-201.

3. Тахавутдинов Р.Г. Турбулентное движение жидкости в трубчатом турбулентном аппарате диффузор-конфузорной конструкции / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Тепломассообменные процессы и аппараты химической технологии: Межвуз. тематич. сб. научн.

тр. - Казань. - КГТУ. - 2000. - С.32-38.

4. Тахавутдинов Р.Г. Турбулентное смешение в малогабаритных трубчатых аппаратах / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.38-44.

5. Тахавутдинов Р.Г. Численный расчет параметров смешения двухфазного турбулентного потока в диффузор-конфузорном трубчатом аппарате / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - 2001. - С.30-36.

6. Тахавутдинов Р.Г. Качество образующихся дисперсных систем в малогабаритных турбулентных трубчатых аппаратах и объемных аппаратах смешения / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.50-51.

7. Тахавутдинов Р.Г. Использование малогабаритных турбулентных трубчатых аппаратов для интенсификации процессов диспергирования в производстве синтетических каучуков / Р.Г. Тахавутдинов, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Сб. статей «Актуальные вопросы преподавания при реформировании образовательного процесса» - Казань. - 2001. - С.150-155.

8. Тахавутдинов Р.Г. Расчет параметров смешения двухфазного турбулентного потока в диффузор-конфузорном трубчатом аппарате / Р.Г. Тахавутдинов, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - C.135-142.

9. Захаров В.П. Совмещение режимов смешения и вытеснения в трубчатых турбулентных аппаратах как ключ к проведению быстрых химических процессов в оптимальных условиях / В.П. Захаров, Ф.Б. Шевляков, К.С. Минскер, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Семинар РФФИ "Пути коммерциализации фундаментальных исследований в области химии для отечественной промышленности" - Казань. – 2002. - С.52-54.

10. Садыков И.В. Формирование реакционной смеси в турбулентных потоках при стереоспецифической полимеризации при стереоспецифической полимеризации изопрена на катализаторах Циглера-Натта / И.В. Садыков, В.П. Захаров, К.С. Минскер, Г.С. Дьяконов, Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.57-58.

11. Дебердеев Р.Я. Энерго- и ресурсорсосберегающая технология получения галогенированных эластомеров и проблемы взаимодействия технологических сред / Р.Я. Дебердеев, К.С. Минскер, Ал.Ал. Берлин, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.59-60.

12. Минскер К.С. Использование малогабаритных трубчатых турбулентных аппаратов при проведении некоторых нефтехимических процессов / К.С. Минскер, В.П. Захаров, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Материалы VI международной конференции «НЕФТЕХИМИЯ – 2002». Нижнекамск. - 2002. - С.196-198.

13. Тахавутдинов Р.Г. Гидродинамическая структура потока в каналах с диффузорконфузорами / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Тепломассообменные процессы и аппараты химической технологии: Межвуз. тематич. сб. научн. тр. – Казань. - КГТУ. - 2002. - С.38-45.

14. Дьяконов Г.С. Моделирование массоотдачи от капель и пузырей на основе современных информационных технологий / Г.С. Дьяконов, Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - С.32-38.

15. Бусыгин В.М. Новые высокоэффективные и экологически безопасные технологии для нефтехимической промышленности / В.М. Бусыгин, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова // XVII Менделеевский съезд по общей и прикладной химии - Казань. - 2003. - C.335.

16. Тахавутдинов Р.Г. Современные компьютерные технологии в моделировании процессов смешения / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Международная научная конференция «ММТТ-16» - Санкт-Петербург. – 2003. - Т.3. – С.90-93.

17. Берлин Ал.Ал. Масоотдача от пузырей и капель в каналах сложной формы / Ал.Ал. Берлин, К.С. Минскер, Р.Г. Тахавутдинов, Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Сб. статей отдела полимеров и композиционных материалов ИХФ РАН - 2003. - С.121-127.

18. Дьяконов Г.С. Теоретические основы расчета и проектирования ресурсосберегающих и экологически безопасных трубчатых аппаратов и технологических процессов для нефтехимической промышленности / Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Подпрограмма №203 НТП "Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники" / РХТУ им. Д.И. Менделеева - М. - 2004. - С.137.

19. Мухаметзянова А.Г. Ресурсосберегающие технологии для нефтехимических производств / А.Г. Мухаметзянова, В.П. Захаров [и др.] // Материалы конференции «Инновационные процессы в области образования, науки и производства» - Нижнекамск - 2004. – Т.1. - C.64-68.

20. Данилов Ю.М. Численное исследование течений в малогабаритных трубчатых турбулентных аппаратах / Ю.М. Данилов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Международная научная конференция «ММТТ-17» - 2004. – Т.3. – С.156-158.

21. Zakharov V.P. The influence of hydrodynamics on the liquid streams motion on the regime of work of tubular turbulent apparatuses / V.P. Zakharov, K.S. Minsker, A.G. Mukhametzyanova [и др.] // In book Chemical reactions: Quantitative Level of Liquid and Solid Phase. Ed by G.E. Zaikov and A.

Jimenez. - 2004. - Nova Sci. Publ. Inc. - P.49-57.

22. Тахавутдинов Р.Г. Двухуровневая математическая модель процесса сополимеризации в газожидкостном каталитическом реакторе / Р.Г. Тахавутдинов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Международная научная конференция «ММТТ-18» - 2005. - Т.3. – С.32-35.

23. Дьяконов Г.С. Макрокинетические исследования процессов, протекающих в малогабаритных трубчатых турбулентных химических реакторах / Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Современные проблемы технической химии: Матер. докл. Казан.

гос. технол. ун-т. Казань - 2006. - С.584-587.

24. Мухаметзянова А.Г. Оптимальное смесительное устройство узла смешения шихты в производстве синтетического каучука ДССК / А.Г. Мухаметзянова [и др] // Там же. - 2006. - С.587594.

25. Минибаева Л.Р. Исследование процессов теплообмена, протекающих в малогабаритных трубчатых реакторах / Л.Р. Минибаева, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Там же. - 2007. - С.74-79.

26. Дьяконов Г.С. Интенсификация процессов химической технологии на основе управляемой кавитации в трубчатых турбулентных аппаратах / Г.С. Дьяконов, А.Г. Мухаметзянова // Там же. - 2007. - С.79-83.

27. Данилов Ю.М. Эффективность использования плоских диафрагм в малогабаритных трубчатых турбулентных аппаратах для смешения жидких компонентов / Ю.М. Данилов, А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Международная научная конференция «ММТТ-22» – 2009. - Т.3. - С.20-23.

28. Мухаметзянова А.Г. Расчет струйных течений жидкости с поправками в модели турбулентности / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Всероссийская конференция «Актуальные проблемы механики, математики, информатики – 2010» – Пермь. - 2010. – С.146.

29. Минибаева Л.Р. Модели турбулентности для расчета аппаратов с перемешивающими устройствами на основе вычислительной гидродинамики / Л.Р. Минибаева, А.В. Клинов, А.Г. Мухаметзянова // Там же – С.152.

30. Мухаметзянова А.Г. Оценка эффективности внешнего теплосъема в малогабаритных трубчатых турбулентных реакторах / А.Г. Мухаметзянова [и др.] // Международная научная конференция «ММТТ-23» - 2010. - Т.3. – С.95-97.

31. Данилов Ю.М. Методика проектирования оптимального малогабаритного трубчатого турбулентного аппарата / Ю.М. Данилов, А.Г. Мухаметзянова // Международная научная конференция «ММТТ-24» – 2011. - С.8-11.

32. Мухаметзянова А.Г. Опыт использования трехмерных параметризованных сеточных моделей при численном моделировании / А.Г. Мухаметзянова, Ю.М. Данилов, К.А. Алексеев // Международная научная конференция «ММТТ-25» – 2012. - С.6-8.






© 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.