WWW.DISS.SELUK.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА
(Авторефераты, диссертации, методички, учебные программы, монографии)

 

Pages:     | 1 || 3 |

«ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ И МАССОПЕРЕДАЧИ НА ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ ТАРЕЛКЕ НОВОЙ КОНСТРУКЦИИ ...»

-- [ Страница 2 ] --

При дальнейшем увеличении скорости газа переходный режим сменяется струйным (рис. III.2.3). Это происходит при ФР ~ 2,0 кг0,5/(м0,5·с) для малых нагрузок по жидкости и при ФР ~ 2,7 кг0,5/(м0,5·с) для больших нагрузок. Для струйного режима характерно полное исчезновение барботажного слоя на всей тарелке, наличие интенсивных выбросов жидкости в виде струй и брызг. В этом режиме клапаны преимущественно открыты, но некоторые могут находиться в режиме саморегулирования. Тарелка работает в компенсированном прямотоке.

Жидкость быстро перемещается по полотну тарелки. В развитом струйном режиме размер капель значительно меньше по сравнению с переходным режимом. Это связано с тем, что жидкость, направляемая газовыми струями, выходящими из-под клапана, сталкивается с большой скоростью с жидкостью, направляемую газовыми струями, выходящими из просечек следующего по ходу движения жидкости клапана. В результате этого происходит дробление крупных капель и агрегатов жидкости на мелкие капли. Межфазная поверхность при этом резко возрастает.

Рис. III.2.3. Струйный режим работы прямоточной клапанно-ситчатой тарелки новой конструкции.

При больших нагрузках по газу (ФР3,0 кг0,5/(м0,5·с)) наблюдается режим интенсивного уноса жидкости. При этом режиме клапаны на тарелке полностью открыты, запас жидкости минимален.

III.3. Исследование гидравлического сопротивления орошаемой тарелки Гидравлическое сопротивление орошаемой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки исследовалось в зависимости от фактора скорости газа в рабочем сечении колонны, нагрузки по жидкости, высоты переливной планки. При этом фактор скорости газа меняли от 0,4 кг0,5/(м0,5·с) до 3,7 кг0,5/(м0,5·с), нагрузку по жидкости варьировали от 4,9 м3/(м·ч) до 50,0 м3/(м·ч), а высота переливной планки в экспериментах была 0; 0,04 и 0,08 м.

Анализируя опытные значения сопротивления, для дальнейшей обработки данных было предложено использовать аддитивный подход, то есть общее сопротивление равно:

Соответственно, изучение сопротивления орошаемой тарелки сводится к изучению сопротивления газожидкостного слоя P2. Из уравнения (III.3.1) получаем формулу для расчета экспериментальных значений сопротивления газожидкостного слоя на тарелке:

Анализ экспериментальных данных по сопротивлению газожидкостного слоя позволил определить вид уравнения P2, в соответствии с которым будем проводить обработка:

где P2hw=0 – сопротивление газожидкостного слоя без переливной планки (hW=0), мм вод.ст.; hw – составляющая сопротивления газожидкостного слоя, обусловленная влиянием hW (hW0), мм вод.ст.

Форма уравнения (III.3.3) удобна для дальнейших расчетов и позволяет получить для прямоточной клапанно-ситчатой тарелки адекватную модель уравнения сопротивления газожидкостного слоя. Исходя из уравнения (III.3.3), задача аналитического описания зависимости сопротивления газожидкостного сопротивлений P2hw=0, hw и дальнейшему их суммированию.

Исследуя сопротивление газожидкостного слоя без переливной планки P2hw=0, было отмечено:

1. зависимость P2 = F(ФP) разбита на три области, в каждой из которых существует своя аппроксимирующая функция;

2. границы областей совпадают с границами существования различных режимов работы сухой тарелки;

фактором скорости газа на участках I, II близка к линейной;

4. на участке III зависимость P2 = F(ФP) носит нелинейный характер и близка к экспоненциальной.

Принимая во внимание данные замечания, в работе для расчета сопротивления газожидкостного слоя на прямоточных клапанно-ситчатых тарелках без переливной планки предложено уравнение:

А(LV), B(LV), C(LV), D(LV), E(LV) - функции от нагрузки по жидкости.

Для исследуемой тарелки по данной модели была выполнена обработка данных (приложение Б), определены коэффициенты регрессии. В итоге получено следующее уравнение газожидкостного слоя:

Перейдем к определению составляющей hw. Экспериментальные значения сопротивления hw найдены как разность опытных значений сопротивления газожидкостного слоя и сопротивления P2hw=0, рассчитанного по уравнению (III.3.5):

газожидкостного слоя и составляющей hw в i-ом эксперименте; ФРi, LVi – значение фактора скорости газа и нагрузки по жидкости в i-ом эксперименте;

P2hw=0(ФРi, LVi) – значение сопротивления газожидкостного слоя без переливной планки, рассчитанного по (III.3.5) при ФР=ФРi, LV=LVi.

Проанализировав полученные экспериментальные значения сопротивления hw, было установлено:

при росте ФР (ФР 3,5 кг0,5/(м0,5·с)) разность общего сопротивления газожидкостного слоя P2 и P2hw=0 стремится к нулю;

2. зависимость между hw и ФР на участках I, II близка к линейной; на участке III - к экспоненциальной.

На основании данных выводов в диссертации для расчета hw на прямоточных клапанно-ситчатых тарелках предлагается использовать следующие уравнение:

A(hW,LV), B(hW,LV), C(hW,LV), D(hW,LV) - функции от нагрузки по жидкости и высоты переливной планки.

Обработка экспериментальных данных на новой тарелке позволила получить уравнение:

где А рассчитывается по формуле:

h – высота слоя жидкости на тарелке, м:

Таким образом, для нахождения значений сопротивления газожидкостного слоя на новой тарелке ПКС необходимо просуммировать найденные значения составляющих P2hw=0 и hw по уравнениям (III.3.5) и (III.3.7) соответственно.

Уравнения (III.3.4) и (III.3.6) носят общий характер и в работе предложены как общие уравнения для расчета сопротивления газожидкостного слоя на тарелке. Приведенные выше уравнения применимы для расчета гидравлического сопротивления орошаемой тарелки в следующих диапазонах значений факторов:

ФР = [0,4 – 3,7] кг0,5/(м0,5·с); LV = [5 – 50] м3/(м·ч); hW = [0 – 0,08] м.

На рис. III.3.1 - III.3.2 представлены кривые зависимости сопротивления газожидкостного слоя. Для визуальной оценки качества полученных моделей сопротивления построены графики корреляций опытных и расчетных значений сопротивления (рис. III.3.3 - III.3.5). Средняя ошибка рассчитанных по полученным уравнениям значений сопротивления орошаемой тарелки по отношению к экспериментальным составляет 5%.

Рис. III.3.1. Зависимость гидравлического сопротивления газожидкостного слоя P2 от фактора скорости газа ФР [LV=11,4 м3/(м·ч)]:

1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Рис. III.3.2. Зависимость гидравлического сопротивления газожидкостного слоя P2 от фактора скорости газа ФР [LV=29,8 м3/(м·ч)]:

1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Рис. III.3.3. Корреляция между расчетными PР и опытными PЭКСП значениями сопротивления орошаемой тарелки [hW=0 м]:

1 – LV=4,9 м3/(м·ч); 2 – LV=11,4 м3/(м·ч); 3 – LV=29,8 м3/(м·ч); 4 – LV=50, м3/(м·ч).

Рис. III.3.4. Корреляция между расчетными PР и опытными PЭКСП значениями сопротивления орошаемой тарелки [hW=0,04 м]:

1 – LV=4,9 м3/(м·ч); 2 – LV=11,4 м3/(м·ч); 3 – LV=29,8 м3/(м·ч); 4 – LV=50, м3/(м·ч).

Рис. III.3.5. Корреляция между расчетными PР и опытными PЭКСП значениями сопротивления орошаемой тарелки [hW=0,08 м]:

1 – LV=4,9 м3/(м·ч); 2 – LV=11,4 м3/(м·ч); 3 – LV=29,8 м3/(м·ч); 4 – LV=50, м3/(м·ч).

III.4. Исследование провала жидкости с тарелки Исследование провала жидкости осуществлялось в тех же диапазонах режимных и конструктивных параметров, что и исследование гидравлического сопротивления орошаемой тарелки. Провал жидкости не исследовался при высоте переливной планки hW=0, так как его значения при данной планке малы и, трудно оценить характер влияния и вклад каждого фактора в величину провала. Поэтому в диссертационной работе величину минимального допустимого фактора скорости газа при hW=0 предлагается определять из расчетного уравнения, полученного после обработки экспериментальных данных по провалу при hW=0, м и hW=0,08 м.

Методика исследования провала жидкости описана в параграфе II.4. В каждой точке эксперимента, то есть при каждом значении фактора скорости газа, нагрузки по жидкости, высоте переливной планки измерение величины провала осуществлялось 3 раза. Далее вычислялись средние значения. Относительный провал вычислялся по формуле:

QП –абсолютный провал жидкости, м3/ч; L – расход жидкости, м3/ч.

относительного провала жидкости (рис. III.4.1 - III.4.2). Как было сказано в параграфе III.1, для тарелки ПКС характерно наличие пяти гидродинамических режимов: режим интенсивного провала жидкости, барботажный, переходный, струйный и режим интенсивного уноса. В режиме интенсивного провала тарелка работает при малых нагрузках по газу. Здесь характерно, что с увеличением скорости газа резко уменьшается величина провала. Клапаны тарелки при этом находятся в нижнем положении. Газ вверх и жидкость вниз могут проходить в основном через просечки клапанов, а также через зазоры между полотном и пластинами этих же клапанов. Жидкость в основном проходит через отверстия у клапанов вначале полотна, а газ - через отверстия клапанов в середине и конце Рис. III.4.1. Зависимость относительного провала жидкости П на прямоточной клапанно-ситчатой тарелке от фактора скорости газа ФР [LV=11,4 м3/(м·ч)]:

1 – hW=0,04 м; 2 – hW=0,08 м.

Рис. III.4.2. Зависимость относительного провала жидкости П на прямоточной клапанно-ситчатой тарелке от фактора скорости газа ФР [LV=50,0 м3/(м·ч)]:

1 – hW=0,04 м; 2 – hW=0,08 м.

полотна. Об окончании данного режима работы тарелки можно судить по кривым провала. Конец режима соответствует минимуму на кривых. Фактор скорости газа, при котором наблюдался данный минимум, в диссертации предложено принимать за минимальное допустимое значение фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки.

Увеличение нагрузки по жидкости и высоты переливной планки приводит к увеличению абсолютного провала. С увеличением нагрузки по жидкости также смещается положение первого локального минимума на кривых провала (рис.

III.4.1 - III.4.2) в сторону больших скоростей газа, то есть увеличивается зона интенсивного провала жидкости. Возрастание величины провала с ростом ФР вызвано увеличением свободной поверхности для прохода газа или жидкости в результате подъема клапанов тарелки. Также при этом увеличивается прямоток на тарелке, что приводит к более быстрому перемещению жидкости по тарелке и возрастанию влияния переливной планки на величину провал жидкости.

Жидкость, быстро перемещающаяся по тарелке, ударяется о переливную планку, отражается и попадает в отверстия клапанов, находящихся у слива с тарелки. Изза особенностей конструкции исследуемой тарелки, где клапан у слива близко расположен к переливной планке, при больших значениях высоты переливной планки вклад проваливающейся жидкости через данный клапан в общую величину провала достаточно велик. Тем не менее, за допустимую нагрузку по газу принимался фактор скорости газа, при котором наблюдался первый минимум на кривой зависимости «QП - ФР», предполагая, что на промышленных тарелках вклад этого явления в суммарный провал незначителен. Визуальные наблюдения за работой тарелки также подтверждают, что при достижении первого минимума на кривых провала тарелка начинает работать равномерно всем сечением.

Минимальные допустимые значения фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки ФРmin при различных значениях нагрузки по жидкости и высоты переливной планки были определены графическим путем и представлены в таблице III.4.1.

Таблица III.4.1. Значения ФРmin при различных LV и hW.

Для анализа влияния нагрузки по жидкости и величины высоты переливной планки на ФРmin на координатной плоскости «ФРmin - LV» были нанесены значения минимальных допустимых значений фактора скорости газа из таблицы III.4.1. По результатам анализа было установлено, что, как с ростом нагрузки по жидкости, так и с увеличением высоты переливной планки, минимальная допустимая нагрузка по газу увеличивается. Также было отмечено, что зависимость ФРmin от LV близка к линейной. Принимая во внимание данные замечания, для расчета величины минимального допустимого значения фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки предложена модель:

Уравнение (III.4.2) в диссертации рекомендовано, как общее уравнение минимальной допустимой нагрузки по газу для прямоточных клапанно-ситчатых тарелок. Для нахождения коэффициентов A, B, C, D (в уравнении минимальной допустимой нагрузки по газу для определенной конструкции прямоточной клапанно-ситчатой тарелки) достаточно исследовать значения ФРmin на границах диапазона рассматриваемых факторов, то есть в точках (LV,min, hW,min), (LV,max, hW,min), (LV,min, hW,max), (LV,max, hW,max), и далее статистическими методами обработать экспериментальные данные.

Для новой тарелки регрессионный анализ экспериментальных данных был выполнен в программе Excel, результаты которого представлены в приложении Б.

В итоге для расчета значений минимального допустимого фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки получено уравнение:

По данному уравнению построены прямые линии зависимости ФРmin от LV и hW (рис. III.4.3). Корреляция опытных и рассчитанных по уравнению (III.4.3) значений минимальных допустимых нагрузок по газу показана на рис. III.4.4.

Уравнение (III.4.3) рекомендовано автором диссертационной работы для расчета минимальной допустимой величины фактора скорости газа новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки в следующих диапазонах значений факторов:

Рис. III.4.3. Зависимость минимального допустимого фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки ФРmin от нагрузки по жидкости LV:

1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Рис. III.4.4. Корреляция между расчетными ФР Р и опытными ФРЭКСП значениями минимальной допустимой нагрузки по газу.

III.5. Исследование уноса жидкости с тарелки Унос жидкости с тарелки исследовался в соответствии с методикой, описанной в параграфе II.4. Исследование уноса проводилось в следующем диапазоне факторов:

скорости воздуха в рабочем сечении тарелки WР [1,6-3,5 м/с];

расстояния между тарелками HT [0,3-0,5 м];

нагрузки по жидкости LV [11,4-40,0 м3/(м·ч)];

высоты переливной планки hW [0,04-0,08 м].

Задачей исследования являлось изучение влияния указанных выше факторов на механизм уноса, определение значимых факторов, и, как итог, получение модели уравнения относительного уноса.

В результате анализа полученных экспериментальных данных было установлено:

1. С увеличением скорости газа в колонне увеличивается величина относительного уноса. Причем во всем диапазоне изменения скорости газа зависимость между логарифмом скорости газа и логарифмом величины уноса жидкости близка к линейной.

значительное уменьшение величины уноса жидкости.

увеличивается.

4. С увеличением высоты переливной планки наблюдается небольшое увеличение уноса жидкости.

Основываясь на вышеизложенных замечаниях, в диссертационной работе было выбрано несколько моделей уравнения относительного уноса, которые представлены в таблице III.5.1. Далее в программе Excel был выполнен регрессионный анализ данных в соответствии с выбранными моделями. В таблице III.5.1 также приведены результаты регрессионных анализов по моделям регрессии, наблюдаемые F-статистики и уровни значимости).

Таблица III.5.1. Модели уравнения относительного уноса жидкости.

Из таблицы III.5.1 можно видеть, что модели 2, 4, 5 более точно описывают экспериментальные данные, чем модели 1, 3. Это вызвано тем, что в этих моделях в качестве одного из факторов выступает высота сепарационного пространства.

Таким образом, можно сказать, что включение в модель такого фактора, как высота сепарационного пространства, является статистически оправданным.

Модель 2 является более предпочтительной, чем модели 4 и 5, так как по результатам регрессионного анализа коэффициенты b3 в модели 4 и b3, b4 в модели 5 статистически не значимы на уровне =0,05. В результате в качестве расчетного уравнения величины относительного уноса была принята модель 2:

где HC – высота сепарационного пространства, м:

экспериментальных данных по уносу для прямоточных клапанно-ситчатых тарелок. Для нахождения неизвестных коэффициентов в уравнении достаточно исследовать относительный унос на границах диапазона рассматриваемых факторов, то есть в точках (WP,min, HC,min), (WP,max, HC,min), (WP,min, HC,max), (WP,max, HC,max).

Результаты регрессионного анализа экспериментальных данных на новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелке представлены в приложении В. В итоге получено уравнение для расчета относительного уноса жидкости (e в кг жидкости/кг газа):

На рис. III.5.1 показан график зависимости относительного уноса жидкости с тарелки от скорости газа в рабочем сечении тарелки, построенный по уравнению (III.5.3), и экспериментальные значения уноса при HT=0,5 м и различных значениях высоты переливной планки и нагрузки по жидкости.

Рис. III.5.1. Зависимость относительного уноса жидкости e от скорости газа WР [HT=0,5 м]:

1 – hW=0,04 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 2 – hW=0,04 м, LV=40,0 м3/(м·ч); 3 – hW=0,08 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 4 – hW=0,08 м, LV=40,0 м3/(м·ч).

Средняя погрешность значений уноса, рассчитанных по уравнению (III.5.3), от экспериментальных значений составляет 11%. Корреляция между опытными и рассчитанными по уравнению (III.5.3) значениями e показана на рис. III.5.2III.5.3.

Как правило, максимальная скорость газа в колонне ограничена величиной допустимого уноса. Для новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки из соответствующей допустимому уносу eД:

в развернутой форме Для допустимого уноса eД=10% уравнение (III.5.4) принимает вид:

Рис. III.5.2. Корреляция расчетных eР и опытных eЭКСП значений относительного уноса жидкости [HT=0,3 м]:

1 – hW=0,04 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 2 – hW=0,04 м, LV=40,0 м3/(м·ч); 3 – hW=0,08 м, LV=11,4 м3/(м·ч).

Рис. III.5.3. Корреляция расчетных eР и опытных eЭКСП значений относительного уноса жидкости [HT=0,5 м]:

1 – hW=0,04 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 2 – hW=0,04 м, LV=40,0 м3/(м·ч); 3 – hW=0,08 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 4 – hW=0,08 м, LV=40,0 м3/(м·ч).

соответствующей 10%-ому уносу, от нагрузки по жидкости. Видно, что допустимая скорость газа в колонне сильно зависит от расстояния между тарелками. При HT=300 мм допустимая скорость составляет менее 1,5 м/с для любой величины нагрузки по жидкости. Такая низкая скорость газа подтверждает то, что нецелесообразно принимать межтарельчатое расстояний менее 450 мм при проектировании промышленных аппаратов.

Рис. III.5.4. Зависимость скорости газа, соответствующей 10%-ому уносу, от нагрузки по жидкости:

1 – HT=0,3 м, hW=0,08 м; 2 – HT=0,3 м, hW=0,04 м; 3 – HT=0,45 м, hW=0,08 м;

4 – HT=0,45 м, hW=0,04 м; 5 – HT=0,5 м, hW=0,08 м; 6 – HT=0,5 м, hW=0,04 м.

Уравнения (III.5.5) и (III.5.6) рекомендованы автором настоящей работы для расчета максимальной допустимой величины скорости газа прямоточной клапанно-ситчатой тарелки новой конструкции в следующих диапазонах значений факторов:

расстояния между тарелками [0,3-0,5 м];

нагрузки по жидкости [5-50 м3/(м·ч)];

высоты переливной планки [0-0,08 м].

III.6. Исследование массопередачи по жидкости на тарелке Методика исследования массопередачи описана в параграфе II.5. В работе исследовалась эффективность тарелки по жидкости в зависимости от фактора скорости газа, нагрузки по жидкости и высоты переливной планки. Диапазон изменения фактора скорости газа составлял от 0,4 кг0,5/(м0,5·с) до 3,3 кг0,5/(м0,5·с).

Причем в этом диапазоне бралось 5-7 опытных точек. При этом нагрузку по жидкости выставляли 4,9 м3/(м·ч), 29,8 м3/(м·ч) и 50,0 м3/(м·ч), а высота переливной планки была в экспериментах 0; 0,04 м и 0,08 м.

В диссертационной работе задачей исследования массопередачи при десорбции углекислого газа из воды воздухом на новой тарелке ПКС являлось разработка общего эмпирического уравнения, которое может быть рекомендовано для нахождения значений эффективности массопередачи прямоточных клапанноситчатых тарелок, и получение расчетной зависимости эффективности на экспериментальной тарелке от ФР, LV и hW.

Для того чтобы оценить влияние фактора скорости газа, нагрузки по жидкости и высоты переливной планки на эффективность тарелки и определить вид эмпирического уравнения, на координатной плоскости «EML – ФР» были нанесены опытные значения EML. По полученным экспериментальным зависимостям и визуальным наблюдениям за работой тарелки было установлено:

эффективности тарелки. Работу тарелки в зависимости от фактора скорости газа в целом можно разделить на три зоны (три режима): барботажная, переходная и струйная. Барботажный режим работы разбивается еще на две области. Первая область начинается от самых малых нагрузок по газу и заканчивается при значении ФР~0,5-1,0 кг0,5/(м0,5·с) (чем LV и hW выше, тем продолжительнее область). Данная область характеризуется тем, что клапаны лежат и тарелка работает, как ситчатая. В этой области при увеличении ФР происходит накопление жидкости на тарелке и увеличение эффективности массопередачи.

Вторая область - переход от работы тарелки ПКС, как ситчатой, к работе клапанно-ситчатой (0,5-1,0 кг0,5/(м0,5·с)ФР1,0-1,5 кг0,5/(м0,5·с)), то есть тарелка начинает работать не только просечками, но и клапанами.

Рис. III.6.1. Зависимость эффективности массопередачи на прямоточной клапанно-ситчатой тарелке EML от фактора скорости газа ФР [LV=29,8 м3/(м·ч)]:

1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

В этой области увеличивается аэрация жидкости и скорость перемещения жидкости по тарелке. При LV=4,9 м3/(м·ч) и hW=0,04 м, 0,08 м в барботажном режиме при ФР0,4 кг0,5/(м0,5·с) присутствует только вторая область, где с увеличением скорости газа наблюдается снижение эффективности массопередачи.

Третья область (вторая зона) - переходный режим. Этот режим характеризуется разрушением слоя ячеистой пены, появлением брызг и струй. Вначале с ростом скорости газа эффективность на тарелке увеличивается. Далее по мере роста скорости газа эффективность тарелки падает за счет возрастания влияния прямотока. При скоростях ФР2,0 кг0,5/(м0,5·с) (LV=4,9 м3/(м·ч)), и при ФР3, кг0,5/(м0,5·с) (LV=29,8 м3/(м·ч); 50,0 м3/(м·ч)) снова наблюдается увеличение эффективности массопередачи. Эта область работы тарелки соответствует струйному режиму. Здесь происходит инверсия фаз. В развитом струйном режиме размер капель значительно меньше по сравнению с переходным режимом. Это связано с тем, что жидкость, направляемая газовыми струями, выходящими изпод клапана, сталкивается с большой скоростью с жидкостью, направляемой газовыми струями, выходящими из просечек следующего по ходу движения жидкости клапана. В итоге происходит дробление жидкости на мелкие капли и резкое увеличение эффективности.

2. С увеличением LV величина эффективности тарелки по жидкости падает.

Также с ростом LV происходит сдвиг переходной и струйной зон работы в область более высоких нагрузок по газу.

3. Высота переливной планки значительно влияет на эффективность тарелки. Увеличение высоты переливной планки заметно увеличивает эффективность массопередачи, а также смещает границы существования переходного и струйного режимов в сторону больших значений фактора скорости газа. При малых значениях скорости газа влияние высоты планки максимально. С ростом скорости газа разность эффективности тарелки с переливной планкой и эффективности тарелки без переливной планки уменьшается и в развитом струйном режиме близка к нулю.

Перейдем к обработке экспериментальных данных. Запишем уравнение общего числа единиц переноса в жидкой фазе:

X Н X К K OL S

XН, XК - массовые доли рассматриваемого компонента в жидкости на входе и выходе с тарелки; (X)ср - средняя движущая сила на тарелке; KOL коэффициент массопередачи по жидкости, кг/(м2·ч); S - площадь поверхности контакта на тарелке, м2:

hСТ - величина статического слоя жидкости на тарелке, м; aVL - удельная поверхность контакта фаз, отнесенные к единице объема жидкой фазы на тарелке, м2/м3; B - ширина переливной планки, м.

После последующего преобразования уравнения (III.6.1) получаем:

массопередачи по жидкости. В данной работе комплекс K OL aVL hCT изучается как функция от скорости взаимодействующих потоков и высоты переливной планки. Таким образом, результатом обработки экспериментальных данных будет являться эмпирическое уравнение, в которое будут входить исследуемые факторы (ФР, LV и hW).

Проанализированное поведение экспериментальных кривых эффективности тарелки позволило определить вид модели, описывающей EML от рассмотренных факторов. В данной работе предложено представить общую эффективность тарелки в виде суммы эффективностей:

где EMLhw=0 – эффективность тарелки без переливной планки (hW=0); EML – составляющая эффективности тарелки, обусловленная влиянием hW (hW0).

Исследуя эффективность тарелки без переливной планки, было отмечено, что зависимость EMLhw=0 от ФР близка к полиному третьей степени. Причем свободный член полинома равен 0 (кривая зависимости EMLhw=0 от ФР проходит эффективности искать в следующем виде:

Уравнение (III.6.5) носит общий характер и в диссертации рекомендовано, как основное уравнение для расчета эффективности массопередачи по жидкости тарелок ПКС при hW=0. Характер зависимости коэффициентов В, С, D в уравнении должен уточняться для каждой конструкции прямоточной клапанноситчатой тарелки отдельно.

Анализ данных был выполнен в программе Statistica. В итоге уравнение эффективности массопередачи по жидкости тарелок ПКС при hW=0 имеет вид:

где h рассчитывается по формуле, м:

Для случая без переливной планки hW=0:

значения EML были найдены как разность опытных значений общей эффективности тарелки и значений эффективности тарелки без переливной планки, рассчитанных по уравнению (III.6.5):

EML(i), EML(i) – экспериментальные значения общей эффективности и составляющей EML в i-ом эксперименте; ФРi, LVi – значение фактора скорости и нагрузки по жидкости в i-ом эксперименте; EMLhw=0(ФРi, LVi) – значение эффективности тарелки без переливной планки, рассчитанного по (III.6.5) при ФР=ФРi, LV=LVi.

В ходе анализа экспериментальных зависимостей EML было установлено:

При ФР (ФР 3,0 кг0,5/(м0,5·с)) разность EML и EMLhw=0 стремится к 0.

2. Характер экспериментальных кривых EML от ФР близок к функции вида EML =exp(f(ФР)). Где f(ФР) - полином третей степени.

На основе данных замечаний для нахождения EML была предложена следующая модель:

b0, b1, b2, b3, b4, b5 – коэффициенты регрессии.

Уравнение (III.6.9) в данной работе предложено в качестве уравнения тарелок. Коэффициенты в данном уравнении должны находиться с помощью статистических методов обработки для каждой конструкции прямоточной клапанно-ситчатой тарелки отдельно.

Регрессионный анализ данных для новой тарелки был выполнен в программе Statistica. Подставляя полученные значения коэффициентов в уравнение (III.6.9), получим уравнение для расчета EML на прямоточной клапанно-ситчатой тарелке новой конструкции:

Для нахождения значений эффективности новой тарелки ПКС необходимо сложить уравнения (III.6.6) и (III.6.10). Полученные уравнения рекомендованы для расчета EML на новой тарелке ПКС в следующих диапазонах значений факторов: ФР = [0,50 – 3,30] кг0,5/(м0,5·с); LV = [5 – 50] м3/(м·ч); hW = [0 – 0,08] м.

Корреляция между опытными и рассчитанными по найденным уравнениям значениями EML показана на рис. III.6.2- III.6.4. Средняя ошибка значений эффективности массопередачи по жидкости, рассчитанных по полученным уравнениям, по отношению к экспериментальным значениям составляет 8%.

EMLЭКСП

Рис. III.6.2. Корреляция между расчетными EMLР и опытными EMLЭКСП значениями эффективности тарелки [hW=0 м]:

1 – LV=4,9 м3/(м·ч); 2 – LV=29,8 м3/(м·ч); 3 – LV=50,0 м3/(м·ч).

EMLЭКСП

Рис. III.6.3. Корреляция между расчетными EMLР и опытными EMLЭКСП значениями эффективности тарелки [hW=0,04 м]:

1 – LV=4,9 м3/(м·ч); 2 – LV=29,8 м3/(м·ч); 3 – LV=50,0 м3/(м·ч).

EMLЭКСП

Рис. III.6.4. Корреляция между расчетными EMLР и опытными EMLЭКСП значениями эффективности тарелки [hW=0,08 м]:

1 – LV=4,9 м3/(м·ч); 2 – LV=29,8 м3/(м·ч); 3 – LV=50,0 м3/(м·ч).

ГЛАВА IV. СОПОСТАВЛЕНИЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ И

МАССООБМЕННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК НОВОЙ ПРЯМОТОЧНОЙ

КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ И ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННОЙ ТАРЕЛОК

IV.1. Сопоставление гидравлического сопротивления сухих тарелок Сопротивление сухой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки рассмотрено в параграфе III.1. Изучение гидравлического сопротивления сухой прямоточной клапанной тарелки осуществлялось на том же стенде в зависимости от фактора скорости газа.

Зависимость сопротивления прямоточной клапанной тарелки от фактора скорости газа (рис. IV.1.1) имеет три характерные области, как и у тарелки ПКС.

Рис. IV.1.1. Зависимость гидравлического сопротивления сухой прямоточной клапанной тарелки P1ПК от ФР:

1 - экспериментальные значения; 2 - зависимость, построенная по уравнению IV.1.1.

При малых скоростях газа клапаны находятся в нижнем положении (участок I). Газ проходит только через начальный зазор между клапаном и плоскостью тарелки. Гидравлическое сопротивление тарелки пропорционально квадрату фактора скорости газа. Следует подчеркнуть, что первая область работы тарелки ПК незначительна по сравнению с тарелкой ПКС, имеющей большее свободное сечение для прохода газа за счет просечек в клапане. Вторая область работы - это зона саморегулирования. Полученные экспериментальные значения сопротивления на координатной плоскости «lgP1 - lgФР» ложатся на одну прямую и зависимость сопротивления от фактора скорости газа в этой области можно описать одним уравнением. В третьей области (участок III) клапаны тарелки занимают крайние верхние положения, и гидравлическое сопротивление растет пропорционально квадрату фактора скорости газа.

Таким образом, после обработки экспериментальных данных (приложение Г) общее уравнение гидравлического сопротивления сухой прямоточной клапанной тарелки принимает вид (P1ПК в мм вод.ст.):

На рис. IV.1.2 построены зависимости гидравлического сопротивления тарелок ПКС и ПК от фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки. При проведении сопоставления зависимостей сопротивления сухих прямоточной клапанно-ситчатой и прямоточной клапанной тарелок будем рассматривать следующие показатели:

непосредственно величину сопротивления сухих тарелок;

границы существования режимов работы.

Для наглядного сравнения величин сопротивления сухих тарелок построен график отношения сопротивления сухой тарелки ПКС к сопротивлению тарелки ПК в зависимости от ФР (рис. IV.1.3). Из графика видно, что тарелка ПКС обладает меньшим сопротивлением, чем тарелка ПК, в I и III областях работы. В зоне саморегулирования (0,9 кг0,5/(м0,5·с)ФР2,3 кг0,5/(м0,5·с)) за счет чуть меньшего веса клапана (на 9%) сопротивление тарелки ПК меньше на 2 мм вод.ст.

(7%), чем у ПКС. В I области (ФР0,9 кг0,5/(м0,5·с)) тарелка ПК прилично уступает Рис. IV.1.2. Зависимости гидравлического сопротивления сухих тарелок P1 от фактора скорости газа ФР:

1 – тарелка ПКС; 2 – тарелка ПК.

Рис. IV.1.3. Зависимость отношения значений сопротивления сухой тарелки ПКС и тарелки ПК от ФР.

тарелки ПКС (до 16 мм вод.ст.), имеющей значительно большую свободную поверхность для выхода газа на данном этапе работы. При больших нагрузках определяется сопротивлением отверстия. Так как конструкции полотен тарелок одинаковые, то величины сопротивления сухих тарелок также близки. Между тем, сопротивление тарелки ПКС на 4% меньше сопротивления тарелки ПК.

В таблице IV.1.1 представлены данные по зоне саморегулирования.

Диапазон саморегулирования является важным параметром тарелки, влияющим на ширину областей устойчивой и эффективной работы по газу, в этом диапазоне в результате колебательных движений клапана интенсифицируется процесс массопередачи. Клапаны тарелки ПК, не имея просечек, начинают открываться при ФР=0,45 кг0,5/(м0,5·с). Благодаря этому ширина зоны саморегулирования тарелки ПК больше, чем у тарелки ПКС. Но следует подчеркнуть, что верхняя граница диапазона саморегулирования на тарелке ПКС выше, чем на тарелке ПК.

Так конец диапазона саморегулирования у тарелки ПКС наступает при ФР=2, кг0,5/(м0,5·с) против ФР=2,24 кг0,5/(м0,5·с) у тарелки ПК.

Таблица IV.1.1. Сопоставление диапазонов саморегулирования тарелок.

ФI-II, кг0,5/(м0,5·с) ФII-III, кг0,5/(м0,5·с) ФР, кг0,5/(м0,5·с) Тип тарелки Таким образом, по результатам сопротивления сухих тарелок ПКС и ПК, можно заключить:

1) Новая тарелка благодаря направлению части газового потока через просечки в пластине клапана не уступает по сопротивлению сухой тарелки ПК, которая при полностью открытых клапанах имеет в 1,7 раза большую свободную поверхность между полотном и пластиной клапана для выхода газа.

2) на конец областей устойчивой и эффективной работы тарелок ПКС и ПК их зоны саморегулирования будут оказывать влияние в равной степени, так как конструкции данных тарелок имеют верхние границы диапазонов динамической работы клапанов, наступающие приблизительно при одинаковых скоростях газа.

IV.2. Сопоставление гидродинамических режимов работы тарелок Изучение гидродинамической обстановки, как было отмечено в параграфе I.2, позволяет понять причины качественных изменений эффективности, определить диапазон работы, выявить недостатки и направления дальнейшего совершенствования конструкций контактных устройств. В соответствии с этим сопоставление гидродинамических режимов работы тарелок позволит объяснить преимущества в эффективности той или иной конструкции, понять и сравнить влияние конструктивных параметров на величину гидравлического сопротивления, провал, унос и эффективность массопередачи.

Наблюдая за работой тарелки ПК было установлено, как для тарелки ПКС, наличие пяти гидродинамических режимов по мере увеличения скорости газа в колонне: режим интенсивного провала жидкости; барботажный режим;

переходный режим; струйный режим; режим интенсивного уноса.

Между тем работа орошаемой тарелки ПК существенно отличается от работы новой тарелки ПКС. Режим интенсивного провала жидкости для прямоточной клапанно-ситчатой тарелки характеризуется тем, что жидкость вследствие низкой скорости газа проходит через просечки клапанов, преимущественно находящихся в начале тарелки. Клапаны при этом находятся в крайнем нижнем положении, и тарелка работает минимальным живым сечением в перекрестном токе. Несмотря на наличие провала жидкости, на тарелке наблюдается барботажный слой, наличие ячеистой пены. В отличие от тарелки ПКС в этом режиме отдельные клапаны тарелки ПК начинают подниматься.

Причем замечено, что клапаны больше поднимаются у слива. В результате этого газ преимущественно идет через отверстия клапанов в конце полотна тарелки, а через клапаны в начале в основном проваливается жидкость. В начале полотна, где наблюдается значительный провал, через слой жидкости проходят отдельные пузырьки газа, и жидкость при этом практически не аэрируется. В конце полотна тарелки, где в основном проходит газ, наблюдается достаточно интенсивный выход газовых пузырей и наличие слоя пены, то есть имеет место локальный барботаж.

Влияние нагрузки по жидкости и высоты переливной планки в этом и последующих гидродинамических режимах на работу тарелки ПК аналогично влиянию на работу тарелки ПКС, которое описано в параграфе III.2.

В отличие от прямоточной клапанно-ситчатой тарелки, где конец режима интенсивного провала характеризуется вступление всех клапанов в работу и резким снижением величины провала (первый минимум на кривых провала П от ФР), для тарелки ПК нет четкой границы вступления всех клапанов тарелки в равномерную работу, а минимум на кривых порвала П от ФР прослеживается только при некоторых LV и hW.

С увеличением нагрузки по газу на тарелке ПК растет количество жидкости на тарелке, увеличивается высота пены. Пена имеет ячеистую структуру. Такая работа тарелок соответствует началу барботажного режима.

Работу тарелки ПКС отличает то, что тарелка работает равномерно.

Некоторые клапаны находятся в крайнем нижнем положении, остальные приподнимаются. Доля клапанов и время отрыва, то есть нахождения клапанов в режиме саморегулирования, увеличивается по мере возрастания скорости газа в колонне. Следует отметить, что высота слоя жидкости и пены в этом режиме работы больше, чем у тарелки ПК. Слой пены покрывает всю поверхность тарелки, стабилен и имеет ярко выраженную ячеистую структуру. Работа же прямоточной тарелки характеризуется большей неравномерностью. Хотя провал снижен и возросла высота слоя жидкости на тарелке, между тем, клапаны работают сопряженными группами. Например, несколько клапанов вначале или в конце полотна поднимаются на некоторое время, тем самым, увеличивая долю общего расхода газа через них. В результате в этом месте наблюдается интенсивный барботаж, сопровождающийся частичным разрушением слоя ячеистой пены, а на остальной части тарелки - менее интенсивный, иногда даже вялый барботаж с меньшей высотой слоя пены. Но в целом на тарелке присутствует слой пены, и более того, пена имеет ячеистую структуру.

Далее для тарелки ПК увеличение нагрузки по газу приводит к все более продолжительному подъему клапанов, при этом увеличивается высота подъема и количество одновременно поднимающихся клапанов. Это способствует снижению запаса жидкости на тарелке. Также продолжительный подъем клапана приводит к прорыву газовых факелов через барботажный слой, выбросу жидкости в виде струй, брызг и локальному разрушению ячеистой пены. Барботаж локализуется. Этот режим работы соответствует переходному. Постепенно все клапаны переходят в режим саморегулирования. Клапаны совершаются отдельные достаточно резкие подъемы и опускания. Отмечен тот факт, что непродолжительное время. Это объясняется, как и для тарелки ПКС, влиянием переливной планки. Жидкость быстро перемещается по тарелке к сливу, ударяясь о переливную планку, тормозится, и, тем самым, происходит ее накопление у слива. Вследствие возрастания высоты слоя светлой жидкости над сливом, происходит уменьшение количества газа проходящего через эту часть тарелки.

Газ начинает преимущественно двигаться через начало и середину тарелки. Также в результате этого явления увеличивается провал жидкости у одного - трех клапанов, находящихся у слива тарелки.

По мере роста скорости газа переходный режим на тарелке ПК сменяется струйным. Для этого режима характерно полное исчезновение барботажного слоя, как и для тарелки ПКС. На тарелке ПК наблюдаются интенсивные выбросы жидкости в виде струй и брызг. В этом режиме клапаны преимущественно открыты, некоторые могут находиться еще в режиме саморегулирования.

При больших нагрузках по газу наблюдается режим интенсивного уноса жидкости. Для прямоточной клапанно-ситчатой и прямоточной клапанной интенсивного уноса характеризуется тем, что клапаны на тарелках полностью открыты, запас жидкости минимален. Визуально количество жидкости на тарелке ПК в этой области немного больше, чем на тарелки ПКС. Между тем, струйный режим тарелки ПК по сравнению с тарелкой ПКС характеризуется большим размером капель дисперсной фазы.

IV.3. Сопоставление сопротивления орошаемых тарелок Гидравлическое сопротивление орошаемой тарелки ПК исследовалось в том же диапазоне факторов, что и сопротивление тарелки ПКС. Аналогично с исследованием сопротивления прямоточной клапанно-ситчатой тарелки для тарелки ПК в эксперименте измерялось полное сопротивление тарелки, а сопротивление газожидкостного слоя рассчитывалось по уравнению (I.3.26).

По полученным опытным значениям сопротивления орошаемой тарелки ПК построены экспериментальные зависимости P от ФР при различных значениях нагрузки по жидкости и высоты переливной планки (рис. IV.3.1). В работе для гидравлического сопротивления орошаемой тарелки ПК в программе Excel были построены аппроксимирующие зависимости путем наложения полиномных регрессий на экспериментальные значения P и выбора наиболее «удачной» (то есть регрессии, которая более адекватно отражает опытные данные). Характер зависимости сопротивления орошаемой тарелки ПК схож с характером зависимости сопротивления тарелки ПКС. С ростом нагрузки по жидкости кривые зависимости P от ФР поднимаются вверх. С увеличением высоты переливной планки величина сопротивления возрастает в большей степени при малых и средних нагрузках по газу. При больших ФР величина P тарелки ПК с hW0 стремится к величине сопротивления орошаемой тарелки без переливной планки, а та, в свою очередь, к сопротивлению сухой тарелки.

Для сопоставления величин P тарелок построены графики отношения расчетных значений сопротивления тарелки ПКС к экспериментальным значения сопротивления тарелки ПК (рис. IV.3.2 - IV.3.3).

Рис. IV.3.1. Зависимость сопротивление прямоточной клапанной тарелки P (мм вод.ст.) в зависимости от ФР (кг0,5/(м0,5·с)) [hW=0,04 м]:

1 - сопротивление сухой тарелки; 2 - LV=4,9 м3/(м·ч); 3 – LV=11, м3/(м·ч); 4 – LV=29,8 м3/(м·ч); 5 – LV=50,0 м3/(м·ч).

Рис. IV.3.2. Сопоставление гидравлического сопротивления орошаемых тарелок [LV=4,9 м3/(м·ч)]:

PПКС/PПК: 1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Рис. IV.3.3. Сопоставление гидравлического сопротивления орошаемых тарелок [LV=29,8 м3/(м·ч)]:

PПКС/PПК: 1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Анализируя данные графики, можно проследить следующую тенденцию.

При малых нагрузках по газу полное сопротивление тарелки ПКС в целом в 1,2раза больше, чем для тарелки ПК. С увеличением скорости газа разница сопротивлений уменьшается, а при ФР2,0-2,5 кг0,5/(м0,5·с) сопротивление ПК становится больше. Для лучшего понимания данной особенности зависимостей сопротивления орошаемых тарелок обратимся к сравнению сопротивления газожидкостного слоя на тарелках.

Графические зависимости отношения сопротивления газожидкостного слоя тарелки ПКС к сопротивлению газожидкостного слоя тарелки ПК представлены на рис. IV.3.4 - IV.3.5. Из представленных графиков видно, что при малых и средний нагрузках по газу (в области барботажного и переходного режимов работы) величина сопротивления у тарелок ПКС больше, чем у тарелок ПК.

Несмотря на то, что сопротивление сухой тарелки ПКС меньше сопротивления сухой тарелки ПК, сопротивление газожидкостного слоя тарелки ПКС больше настолько, что PПКС выше PПК, как уже было отмечено, в 1,2-1,4 раза.

Рис. IV.3.4. Сопоставление сопротивления газожидкостного слоя тарелок [LV=4,9 м3/(м·ч)]:

P2ПКС/P2ПК: 1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Рис. IV.3.5. Сопоставление сопротивления газожидкостного слоя тарелок [LV=29,8 м3/(м·ч)]:

P2ПКС/P2ПК: 1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

При высоких скоростях газа (в области струйного режима) разница сопротивлений исчезает и даже сопротивление газожидкостного слоя тарелки ПК становиться немного выше сопротивления газожидкостного слоя тарелки ПКС.

Таким образом, в области струйного режима работы тарелок, где сопротивления сухих тарелок практически равны, большая величина сопротивления орошаемой тарелки ПК вызвана большей величиной сопротивления газожидкостного слоя.

В целом разница величин сопротивления орошаемых тарелок ПК и ПКС лежит в пределах от -10 мм вод.ст. до 10 мм вод.ст. Тем самым можно заключить, что величина сопротивления тарелки ПКС существенно не отличается от величины сопротивления тарелки ПК.

Другим выводом является то, что ситчатые элементы при малых и средних нагрузках по газу позволяют значительно больше накапливать жидкость на тарелке ПКС, чем на тарелке ПК. При высоких скоростях газа (ФР2,0-2, кг0,5/(м0,5·с)) влияние просечек с козырьками на работу тарелки становится несущественным, новая тарелка работает как клапанная прямоточная.

IV.4. Сопоставление провала жидкости с тарелок Изучение провала жидкости на тарелке ПК осуществлялось аналогичным образом, что и для тарелки ПКС, в зависимости от следующих факторов:

фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки ФР;

нагрузки по жидкости LV;

высоты переливной планки hW.

При этом фактор скорости газа меняли от 0,4 кг0,5/(м0,5·с) до 3,7 кг0,5/(м0,5·с), нагрузку по жидкости выставляли 4,9; 11,4; 29,8; 50,0 м3/(м·ч), а высота переливной планки в опытах была 0,04 м и 0,08 м.

Провал жидкости на тарелке ПК исследовался в соответствии методикой, описанной в параграфе II.4. Аналогичным образом при каждом значении фактора скорости газа, нагрузки по жидкости и высоте переливной планки измерение величины провала осуществлялось 3 раза. Затем вычислялись средние значения.

Сопоставление величин относительного провала жидкости на тарелках ПКС и ПК осуществлялось на основе совместно построенных экспериментальных зависимостей провала жидкости от ФР при различных значениях LV и hW (рис.

IV.4.1 - IV.4.2). Рассматривая опытные зависимости, можно увидеть, что характер зависимости провала жидкости на тарелке ПК от фактора скорости газа также носит сложный характер. На начальном этапе работы при малых нагрузках по газу с увеличением ФР провал жидкости снижается. Между тем, величина провала жидкости тарелки ПК на данном этапе работы больше, чем у тарелки ПКС. Это еще раз подтверждает, что работа тарелки ПК характеризуется большей степенью неравномерности и более поздним по мере роста ФР вступлением всех клапанов в работу. Немалый вклад также дает конструктивные особенности пластин клапанов. Язычковая форма клапана тарелки ПКС намного лучше защищает отверстие в полотне тарелки от проникновения жидкости, чем круглый дисковый клапан тарелки ПК. Следует отметить, что на кривых провала тарелки ПК от ФР тяжелее отследить вступление тарелки в равномерный режим работы. Только при некоторых LV и hW наблюдаются четкие минимумы на кривых П от ФР, соответствующие вступлению всех клапанов в работу, где дальнейшей увеличение величины относительного провала связано с увеличением свободного сечения тарелки и влияния переливной планки. Важно отметить, что переливная планка оказывает на величину провала тарелки ПК меньшее влияние, чем на величину провала тарелки ПКС. Это связано с тем, что, жидкость вследствие прямотока уплотняется над переливом, и газ при этом слабо идет через клапаны у слива. В результате через клапаны в конце полотна тарелки ПКС, имеющих просечки, проваливается большее количество жидкости, чем через клапаны тарелки ПК, не имеющих таких просечек.

Для тарелки ПК аналогичным образом, как для тарелки ПКС, по кривым провала графически и на основе визуальных наблюдений за работой определены минимальные допустимые значения фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки, которые представлены в таблице IV.4.1. За минимальную допустимую нагрузку принималась такая нагрузка, при которой тарелка вступала в Рис. IV.4.1. Сопоставление провала на тарелках [LV=11,4 м3/(м·ч), hW=0,04 м]:

1 – тарелка ПКС (по уравнению III.4.3); 2 – тарелка ПК.

Рис. IV.4.2. Сопоставление провала на тарелках [LV=4,9 м3/(м·ч), hW=0,08 м]:

1 – тарелка ПКС (по уравнению III.4.3); 2 – тарелка ПК.

равномерную работу всем сечением, что соответствовало минимуму на кривых провала. Такие минимумы четко прослеживались не при всех исследованных значениях нагрузки по жидкости и высоты переливной планки, поэтому в таблице IV.4.1 представлены значения ФРmin для некоторых LV и hW.

Таблица IV.4.1. Экспериментальные значения ФРmin для тарелки ПК.

Для подтверждения объективности способа вычисления минимальной использованным в диссертационной работе, проведено сравнение опытных значений ФРmin для тарелки ПК и расчетного уравнения ФРmin для тарелки ПКС (III.4.3) с уравнением для минимальных допустимых нагрузок по газу, взятого из методики гидравлического расчета тарелок ПК (РТМ 26-02-16-83).

Уравнение для минимальных допустимых нагрузок по газу из РТМ 26-02имеет вид (ФOmin(ПК) в кг0,5/(м0,5·с)):

lЖ - длина пути жидкости, м.

Для экспериментальной тарелки в данной работе lЖ=0,45 м. Переводя ФО в ФР, получаем (ФРmin(ПК) в кг0,5/(м0,5·с)):

Для оценки соответствия уравнения (IV.4.2) экспериментальным значениям ФРmin тарелки ПК в Excel определены коэффициенты линейной регрессии (описывающие экспериментальные значения ФРmin для тарелки ПК), имеющей вид аналогичный уравнению (IV.4.2). В итоге, после обработки опытных данных получено уравнение для минимального допустимого фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки ПК:

Следует отметить, что обработка данных велась по небольшому количеству аппроксимирующей прямой достаточно велик. Но между тем видно, что уравнения (IV.4.2) и (IV.4.3) близки друг к другу. Это говорит о том, что минимальные допустимые значения фактора скорости газа, определенные на экспериментальной установке, близки к значениям ФРmin, рассчитанным по уравнению РТМ 26-02-16-83 для промышленных тарелок. Следовательно, использование метода определения минимальной допустимой нагрузки по кривым провала оправдано. Сказанное позволяет сделать вывод о том, что полученное расчетное уравнение ФРmin (III.4.3) может быть успешно использовано при гидравлическом расчете новых прямоточных клапанно-ситчатых тарелок промышленных размеров.

Рис. IV.4.3. Сопоставление зависимостей минимального допустимого фактора скорости газа в рабочем сечении тарелок от нагрузки по жидкости:

тарелка ПКС (зависимости по уравнению III.4.3): 1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м;

тарелка ПК: 4 - по уравнению IV.4.2; 5 - hW=0,04 м; 6 – hW=0,08 м; 7 - по уравнению IV.4.3.

Другим важным обстоятельством, вытекающим из представленных зависимостей ФРmin, является то, что тарелка ПКС имеет минимальные допустимые значения фактора скорости газа значительно меньшие (в 1,5-2 раза), чем тарелка ПК (таблица IV.4.2, рис. IV.4.3).

Таблица IV.4.2. Сопоставление минимальных допустимых нагрузок по газу.

IV.5. Сопоставление межтарельчатого уноса Изучение уноса на тарелке ПК проводилось в зависимости от фактора скорости газа при тех же значениях нагрузки по жидкости, высоты переливной планки и расстояния между тарелками, что для тарелки ПКС (см. параграф III.5).

На графике (рис. IV.5.1) показаны экспериментальные зависимости уноса жидкости на тарелке ПК от скорости газа. В работе для описания зависимости относительного уноса жидкости на тарелке ПК от скорости газа WР в программе Excel были построены аппроксимирующие зависимости аналогичным образом, как для гидравлического сопротивления, путем наложения трендов различных моделей. Анализируя экспериментальные зависимости относительного уноса на тарелке ПК, необходимо отметить следующие:

- скорость газа и высота сепарационного пространства оказывают существенное влияние на величину уноса;

- зависимость относительного уноса на тарелке ПК имеет степенную зависимость от WР, как и для тарелки ПКС;

- расстояние между тарелками предсказуемо существенно влияет на величину уноса;

- в меньшей степени оказывают влияние нагрузка по жидкости и высота переливной планки, то есть с ростом LV и hW унос жидкости на тарелке ПК увеличивается незначительно.

Рис. IV.5.1. Зависимость относительного уноса жидкости на тарелке ПК от скорости газа в рабочем сечении тарелки [HT=0,5 м].

1 – hW=0,04 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 2 – hW=0,04 м, LV=40,0 м3/(м·ч); 3 – hW=0,08 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 4 – hW=0,08 м, LV=40,0 м3/(м·ч).

Для визуального сопоставления характера уноса от скорости газа на тарелках ПКС и ПК были построены совместные графики e от WР при различных значениях расстояния между тарелками, нагрузки по жидкости и высоты переливной планки (рис. IV.5.2 - рис. IV.5.3). Рассматривая построенные кривые относительного уноса, нужно подчеркнуть, что зависимости относительного уноса от WР для тарелки ПК более крутые, чем для тарелки ПКС. Причем тарелка ПКС при малых скоростях, как для HT=0,3 м, так и для HT=0,5 м, имеет величину уноса большую, чем для тарелки ПК. С увеличением скорости газа величина уноса на новой тарелки растет не так интенсивно, как на тарелке ПК, и при WР3,0 м/с относительный унос жидкости становится больше уже у тарелки ПК.

Рис. IV.5.2. Сопоставление относительного уноса жидкости на тарелках ПКС и ПК [HT=0,3 м]:

тарелка ПКС (зависимости по уравнению III.5.3): 1 – hW=0,04 м, LV=11, м /(м·ч); 2 – hW=0,04 м, LV=40,0 м3/(м·ч); 3 – hW=0,08 м, LV=11,4 м3/(м·ч) м3/(м·ч).

тарелка ПК: 4 – hW=0,04 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 5 – hW=0,04 м, LV=40, м3/(м·ч); 6 – hW=0,08 м, LV=11,4 м3/(м·ч).

Рис. IV.5.3. Сопоставление относительного уноса жидкости на тарелках ПКС и ПК [HT=0,5 м, hW=0,04 м]:

тарелка ПКС (зависимости по уравнению III.5.3): 1 –LV=11,4 м3/(м·ч); –LV=40,0 м3/(м·ч).

тарелка ПК: 3 –LV=11,4 м3/(м·ч); 4 –LV=40,0 м3/(м·ч).

Все эти особенности зависимости уноса жидкости объясняются следующим:

1. При малых скоростях газа существенным оказывается влияние ситчатых элементов. В результате этого, во-первых, газ практически целиком выходит из отверстий в клапанах тарелки ПКС в вертикальном направлении с относительно высокой скоростью, увлекая за собой определенное количество жидкости. Вовторых, слой жидкости на прямоточной клапанно-ситчатой тарелке выше, чем у тарелок сравнения. Следовательно, высота сепарационного пространства у тарелки ПКС меньше, а унос, соответственно, больше.

2. При больших скоростях газа клапаны тарелок находятся в крайнем верхнем положении. Площадь открытия пластины клапана новой тарелки меньше, чем у прямоточной клапанной. Благодаря этому, а также геометрии пластины клапана вектор скорости газа, выходящего из-под клапана тарелки ПКС, имеет меньший угол с горизонтом, и количество движения, передаваемое жидкости газом в вертикальном направлении, меньше, чем у тарелки ПК. Соответственно, унос жидкости на новой тарелке меньше.

Более целесообразным является сопоставление максимальных допустимых скоростей газа. В данной работе за максимальную допустимую скорость газа принималась скорость, при которой величина уноса составляет 10%. Для того чтобы определить WРe=10% на тарелке ПК, на графиках зависимости «e - WP» были выделены и увеличены области в районе значения e=10%. Далее графически (рис.

IV.5.4) определены значения допустимых скоростей газа, которые показаны в таблице IV.5.1. Также в таблице IV.5.1 представлены отношения допустимых скоростей новой тарелки и тарелки ПК. Нетрудно понять, что если унос жидкости ограничивает максимальную скорость газа в колонне, то отношение допустимых скоростей является отношением максимальных производительностей тарелок по газу.

Максимальная скорость газа для тарелки ПКС при расстоянии между тарелками 0,3 м меньше, чем у прямоточной клапанной тарелки (приложение Д).

Рис. IV.5.4. Зависимость относительного уноса жидкости на тарелке ПК от скорости газа в рабочем сечении тарелки [HT=0,3 м]:

1 – hW=0,04 м, LV=11,4 м3/(м·ч); 2 – hW=0,04 м, LV=40,0 м3/(м·ч); 3 – hW=0,08 м, LV=11,4 м3/(м·ч).

Но как было отмечено в параграфе III.5, допустимые скорости при данном межтарельчатом расстоянии достаточны малы. А так как величина уноса на прямоточной клапанно-ситчатой тарелке больше, чем у прямоточной клапанной тарелки при малых скоростях газа, то, следовательно, и допустимые скорости на тарелке ПКС ниже при данном межтарельчатом расстоянии.

Таблица IV.5.1. Сопоставление максимальных допустимых скоростей газа.

WР,ПК, WР,ПКС - максимальные допустимые скорости газа для прямоточной клапанной и прямоточной клапанно-ситчатой тарелки соответственно.

При расстоянии между тарелками 0,5 м допустимые скорости новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелки немного выше, чем у тарелки ПК.

Максимальная разница наблюдается при hW=0,04 м, LV=11,4 м3/(м·ч) и составляет 15%. Дополнительно для сравнения максимальных допустимых скоростей построены совместные графики зависимостей WРe=10% от LV (рис. IV.5.5 - рис.

IV.5.5), дающие наглядное понимание преимущества тарелки ПКС перед тарелкой ПК по максимальной производительности по газу.

Рис. IV.5.5. Сопоставление допустимых скоростей газа, соответствующих 10%-ому уносу [hW=0,04 м]:

тарелка ПКС (зависимости по уравнению III.5.6): 1 – HT=0,3 м; 2 – HT=0,5 м.

тарелка ПК: 3 – HT=0,3 м; 4 – HT=0,5 м.

соответствующих 10%-ому уносу [hW=0,08 м]:

тарелка ПКС (зависимости по уравнению III.5.6): 1 – HT=0,5 м.

тарелка ПК: 2 – HT=0,5 м.

IV.6. Сопоставление эффективности массопередачи Эффективность массопередачи по жидкости на тарелке ПК исследовалась в зависимости от фактора скорости газа в рабочем сечении тарелки, нагрузки по жидкости и высоты переливной планки в соответствии с методикой, описанной в параграфе II.5. Полученные опытные значения EML были отмечены на координатной плоскости «EML – ФР», которые затем были аппроксимированы полиномными моделями в программе Excel (рис. IV.6.1 - IV.6.2). Проводя анализ данных зависимостей, было отмечено следующее:

1. При малых нагрузках по газу независимо от LV и hW с ростом фактора скорости газа ФР в отличие от тарелки ПКС эффективность тарелки ПК увеличивается. При ФР1,7 кг0,5/(м0,5·с) в зависимости от нагрузки по жидкости и высоты переливной планки наблюдается либо уменьшение угла наклона касательной к кривой эффективности, либо даже само уменьшение EML. В струйном режиме (при ФР3,0 кг0,5/(м0,5·с)) с ростом фактора скорости газа наблюдается увеличение эффективности при любых LV и hW.

2. С увеличением LV величина эффективности тарелки по жидкости, как и для тарелки ПКС, падает.

3. Увеличение высоты переливной планки позволяет также значительно увеличить эффективность тарелки. С ростом скорости газа, как и для тарелки ПКС, разница эффективности тарелки с hW0 и эффективности тарелки без переливной планки уменьшается и в струйном режиме близка к нулю.

С целью сопоставления массообменных характеристик тарелок ПКС и ПК построены совместные графики зависимостей «EML – ФР», « – ФР» (рис.

IV.6.3 - рис. IV.6.6).

По результатам анализа построенных графиков были сделаны следующие выводы:

1. Эффективность тарелки ПКС практически во всем диапазоне изменения факторов выше эффективности тарелки ПК.

Рис. IV.6.1. Зависимость эффективности массопередачи на тарелке ПК от ФР [LV=4,9 м3/(м·ч)]:

1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Рис. IV.6.2. Зависимость эффективности массопередачи на тарелке ПК от ФР [LV=50,0 м3/(м·ч)]:

1 – hW=0 м; 2 – hW=0,04 м; 3 – hW=0,08 м.

Рис. IV.6.3. Сопоставление эффективности массопередачи [LV=29, м /(м·ч); hW=0,04 м]:

1 – тарелка ПКС (зависимость построена по полученному расчетному уравнению); 2 – тарелка ПК.

Рис. IV.6.4. Сопоставление эффективности массопередачи [LV=50, м /(м·ч); hW=0,08 м]:

1 – тарелка ПКС (зависимость построена по полученному расчетному уравнению); 2 – тарелка ПК.

EMLПКС

1, 1, 1, 1, 0, 0, Рис. IV.6.5. Сопоставление эффективности массопередачи [hW=0,04 м]:

1 – LV=4,9 м3/(м·ч); 2 – LV=50,0 м3/(м·ч).

EMLПКС

1, 1, 1, 0, 0, Рис. IV.6.6. Сопоставление эффективности массопередачи [hW=0,08 м]:

1 –LV=29,8 м3/(м·ч); 2 – LV=50,0 м3/(м·ч).

барботажном режиме работы исследуемых тарелок. Как и предполагалось, сочетание прямоточных клапанов с просечками приводит к дополнительному увеличению эффективности. Для исследуемой системы и на данной установке эффективность тарелки ПКС в барботажном режиме в 1,2-1,6 раза выше, чем эффективность тарелки ПК.

3. При высоких скоростях газа, когда тарелки работают в струйном режиме, эффективности тарелок близки друг к другу.

4. Рамки изменения величины эффективности тарелки ПКС от ФР намного уже, чем у тарелки ПК. Сравнение диапазонов изменения эффективностей массопередачи по жидкости тарелок ПКС и ПК при различных значениях нагрузки по жидкости и высоты переливной планки представлено в таблице IV.6.1. За счет ситчатых элементов у тарелки ПКС нет такого «провала» в эффективности при малых и средних нагрузках по газу, как у тарелки ПК.

Таблица IV.6.1. Сопоставление диапазонов изменения EML.

Таким образом, резюмируя вышесказанное, можно с уверенностью сказать, что компенсация прямотока за счет ситчатых элементов конструкции новой тарелки дополнительно увеличивает эффективность массопередачи. Между тем при работе тарелок в струйном режиме эффективности тарелок практически равны, что говорит о незначительности влияния ситчатых элементов в данном диапазоне работы. Поэтому при разработке новых конструкций прямоточных клапанно-ситчатых тарелок, предназначенных для работы при повышенных нагрузках по газу, нужно стремиться увеличивать долю поверхности выхода газа через ситчатые элементы тарелки.

ГЛАВА V. ПРИМЕНЕНИЕ ПОЛУЧЕННЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ РАБОТЫ

НА ПРАКТИКЕ ПРИ РАСЧЕТЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ АППАРАТОВ

Рассмотрим применение полученных зависимостей на примере расчета ректификационной колонны К-2 установки первичной переработки нефти АВТ- ЗАО «РНПК». Техническим перевооружением предполагается замена существующих желобчатых тарелок на прямоточные клапанно-ситчатые тарелки.

Цель технического перевооружения: увеличения отбора светлых фракций.

После проведения технологического расчета получены материальные и энергетические потоки, которые будут использованы для дальнейшего расчета. В целях данной главы выбраны сечения колонны, где имеет место максимальная и минимальная нагрузка по газу, максимальная нагрузка по жидкости. Исходные данные для дальнейших расчетов представлены в таблице V.1.

Таблица. V.1. Параметры тарелок колонны К-2.

Конструктивные параметры Материальные потоки и свойства Поверхностное натяжение жидкости, 103·мН/м 8,81 13,1 13, Перейдем к расчету исследуемых показателей. Вначале рассмотрим область устойчивой работы по газу, проверим условие нахождения фактических нагрузок по газу в данной области.

1. Расчет минимальной и допустимой нагрузки по газу А. Нахождение минимальной нагрузки по газу осуществляется по уравнению:

В дальнейших расчетах вместо фактора скорости газа в рабочем сечении исследуемой тарелки ФР будем использовать фактор скорости газа в отверстиях полотна ФО. Для того чтобы осуществить переход от ФР к ФО следует воспользоваться следующей формулой:

Представим уравнение минимальной допустимой нагрузки по газу через ФО:

Результаты расчета минимальной допустимой нагрузки по газу для выбранных тарелок представлены в итоговой таблице V.2. Как видно из таблицы V.2, нагрузка по газу на тарелке №13 не выходит за допустимые пределы. Для тарелок №28, №40 минимальные допустимые нагрузки по газу выше фактических. Следовательно, свободное сечение тарелок выбрано неверно. Таким образом, для тарелок №28 и №40 необходимо уменьшить количество клапанов на тарелке за счет увеличения шага клапанов. Для того чтобы фактические газовые нагрузки стали выше минимально допустимых для тарелки 28 следует применить шаг клапанов - 100 мм, для тарелки №40 шаг клапанов - 75 мм. Конструктивные параметры для тарелок с шагом клапанов 75 и 100 мм и пересчитанные газовые нагрузки представлены в таблицах V.3 и V.4 соответственно.

Таблица. V.2. Результаты расчетов.

Таблица. V.3. Конструктивные параметры.

Таблица. V.4. Результаты расчета.

соответствующая 10% уносу на тарелке.

уравнению(III.5.3). Данное уравнение было получено для системы «вода-воздух».

Для систем, физические свойства которых отличаются от свойств системы «водавоздух», необходимо вводить поправочные коэффициенты. Для тарелки ПКС предлагается в уравнение относительного уноса ввести коэффициенты mW и m, рассчитываемые по формулам (I.5.5) и (I.5.6). Тогда расчетное уравнение максимальной допустимой скорости газа будет иметь вид:

где - поверхностное натяжение жидкости, кг/м; П – плотность газа, кг/м3;

Ж – плотность жидкости, кг/м3; П – динамическая вязкость газа, (кг·с)/м2.

Величины со штрихом относятся к системе «воздух-вода» при 20°С и 101,3 кПа.

Аналогично, как для минимальной допустимой нагрузки по газу, перейдем от скорости газа в рабочем сечении тарелки WР к скорости газа в отверстиях тарелки WО, воспользовавшись формулой:

Представим уравнение (V.4) через WО:

Далее выразим уравнение (V.6) через ФО. В результате уравнение максимальной допустимой нагрузки по газу принимает вид:

Результаты расчета максимальной допустимой нагрузки по газу для тарелки №13 представлены в таблице V.2, для тарелок №28 и №40 - в таблице V.4. Как видно из таблиц V.2 и V.4, фактические нагрузки по газу рассматриваемых тарелок не выходят за допустимые пределы.

Таким образом, можно заключить, что фактические нагрузки по газу для подобранных тарелок №13 (шаг клапанов - 50 мм), №28 (шаг клапанов - 100 мм), №40 (шаг клапанов - 75 мм) лежат в области устойчивой работы.

Дополнительно для исследуемых тарелок построены графики минимальной и максимальной нагрузки по газу от нагрузки по жидкости (рис. V.1 - рис. V.3).

На данных графиках также нанесены точки, соответствующие фактическим нагрузкам.

2. Расчет гидравлического сопротивления А. Расчет значений сопротивления сухих тарелок осуществляется по уравнению:

Выразим сопротивление сухой тарелки через ФО:

представлены в таблицах V.2 (тарелка №13), V.4 (тарелки №28, №40).

Рис. V.1. Область устойчивой работы по газу (тарелка №13):

1 – рабочая точка для фактических нагрузок по жидкости и газу на тарелке №13; 2 – зависимость минимального допустимого фактора скорости газа в отверстиях тарелки ФОmin от нагрузки по жидкости LV; 3 – зависимость фактора скорости газа в отверстиях тарелки ФОe=10%, соответствующего 10%ому уносу, от нагрузки по жидкости LV.

Рис. V.2. Область устойчивой работы по газу (тарелка №28):

1 – рабочая точка для фактических нагрузок по жидкости и газу на тарелке №28; 2 – зависимость минимального допустимого фактора скорости газа в отверстиях тарелки ФОmin от нагрузки по жидкости LV; 3 – зависимость фактора скорости газа в отверстиях тарелки ФОe=10%, соответствующего 10%ому уносу, от нагрузки по жидкости LV.

Рис. V.3. Область устойчивой работы по газу (тарелка №40):

1 – рабочая точка для фактических нагрузок по жидкости и газу на тарелке №40; 2 – зависимость минимального допустимого фактора скорости газа в отверстиях тарелки ФОmin от нагрузки по жидкости LV; 3 – зависимость фактора скорости газа в отверстиях тарелки ФОe=10%, соответствующего 10%ому уносу, от нагрузки по жидкости LV.

осуществляется по уравнению:

Сопротивление газожидкостного слоя рассчитывается по следующим уравнениям:

Используя ФО вместо ФР, и принимая во внимание, что формулы (V.12), (V.13) получены для системы «вода-воздух», уравнения для составляющих сопротивления газожидкостного слоя P2hw=0 и hw для фактической газожидкостной системы принимает вид:

hW 232,9hW 1( 0,1400,962h )( ФO 5,75 ) 5,75ФO 13,90 (V.16) А рассчитывается по формуле (V.14); Ж, В - плотность жидкости и воды соответственно, кг/м3.

Результаты расчета гидравлического сопротивления орошаемой тарелки ПКС №13 представлены в таблице V.2, №28 и №40 - в таблице V.4.

Значения гидравлического сопротивления орошаемой тарелки используются при поверочном расчете переливных устройств (при расчете уровня светлой жидкости в переливе).

Исходные данные для расчета переливных устройств представлены в таблице V.5.

Таблица. V.5. Исходные данные для расчета переливных устройств.

Поверочный расчет переливных устройств сводится к проверке условия:

hСВ - уровень светлой жидкости в переливе, м; [hСВ] - допустимое значение величины hСВ, м.

Для определения величины hСВ воспользуемся формулами из методики гидравлического расчета тарелок ПК (РТМ 26-02-16-83):

PП - гидравлическое сопротивление перелива, мм вод.ст.; aП - линейный размер наиболее узкого сечения перелива, м; 'Ж - относительная плотность жидкости ('Ж=Ж·10-3), кг/кг; g - ускорение свободного падения, м/с2.

h – высота газожидкостного слоя, м.

K - фактор вспениваемости в переливе; L - массовый расход жидкости, кг/ч;

G - массовый расход пара, кг/ч.

Результаты расчетов hСВ и [hСВ] представлены в таблице V.6.

выполняется для всех рассматриваемых тарелок. Следовательно, переливные устройства рассмотренных тарелок будут обеспечивать перетекание заданного количества жидкости без захлебывания.

Таблица. V.6. Результаты расчета переливных устройств.

Таким образом, в главе V рассмотрено практическое применение полученных результатов диссертационной работы при гидравлическом расчете промышленных тарелок ПКС новой конструкции. Для представленных тарелок №13, 28, 40 модернизируемой колонны К-2 определены конструктивные параметры, которые обеспечивают работу переливных устройств без захлебывания и нахождение фактических нагрузок по газу в области устойчивой работы прямоточных клапанно-ситчатых тарелок новой конструкции.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

1. На основе анализа тенденций в разработке клапанных тарелок с перекрестно-прямоточным движением фаз выявлено, что конструирование комбинированных прямоточных клапанно-ситчатых (ПКС) тарелок является перспективным направлением, позволяющим существенно увеличить эффективность массопередачи.

2. Разработанная методика, основанная на анализе экспериментальных данных для новой тарелки ПКС, позволяет получать уравнения для расчета минимальной и максимальной допустимых нагрузок по газу, гидравлического сопротивления и эффективности массопередачи по жидкости на прямоточных клапанно-ситчатых тарелках.

минимальной и максимальной допустимых нагрузок по газу, гидравлического сопротивления и эффективности массопередачи по жидкости на новой прямоточной клапанно-ситчатой тарелке.

4. По результатам сопоставления установлено, что прямоточная клапанноситчатая тарелка имеет больший диапазон устойчивой работы, чем прямоточная клапанная (ПК) тарелка. Особенно эффективна, по мнению автора, замена прямоточных клапанных тарелок на новые прямоточные клапанно-ситчатые в аппаратах с невысокой производительностью по газу. Так как доказано, что минимальные допустимые значения фактора скорости газа прямоточной клапанно-ситчатой тарелки в 1,5-2,0 раза меньше по отношению к тарелке ПК.

5. Подтверждено, что эффективность тарелки ПКС практически во всем диапазоне изменения факторов выше эффективности тарелки ПК. Установлено, что новую тарелку ПКС наиболее рационально использовать в барботажном и переходном режимах работы при нагрузках по газу ФР1,5-2,2 кг0,5/(м0,5·с), то есть там, где достигается максимальное преимущество в эффективности. Для исследуемой системы и на данном экспериментальном стенде эффективность тарелки ПКС в барботажном режиме в 1,2-1,6 раза выше, чем эффективность тарелки ПК.

6. На основе изучения эффективности тарелок предложено направление разработки новых конструкций прямоточных клапанно-ситчатых тарелок, предназначенных для работы при повышенных нагрузках по газу. С тем чтобы сохранить положительное влияние ситчатых элементов на работу тарелки при высоких нагрузках по газу, нужно при разработке новых конструкций стремиться увеличивать долю поверхности выхода газа через эти элементы тарелки.

7. Рассмотрено практическое применение полученных результатов диссертационной работы при гидравлическом расчете промышленных тарелок ПКС. Для выбранных сечений реальной промышленной колонны показано применение уравнений минимальной допустимой и максимальной допустимой нагрузок по газу для проверки условия устойчивой работы тарелки, а также описано использование зависимостей гидравлического сопротивления при расчете переливных устройств.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

e – относительный унос жидкости на вышележащую тарелку, кг жидкости/кг газа;

eД – величина допустимого относительного уноса жидкости на вышележащую тарелку, кг жидкости/кг газа;

EML – общая эффективность массопередачи по жидкости;

F – площадь свободного сечения колонны, м2;

FР – рабочая площадь тарелки, равная площади свободного сечения колонны за вычетом площади одного перелива, м2;

FO – площадь всех отверстий в полотне тарелки, м2;

HT – расстояние между тарелками, м;

h – высота слоя жидкости на тарелке, м;

hW – высота переливной планки, м;

hOW – подпор жидкости над сливом, м;

L –расход жидкости, м3/ч;

LV – нагрузка по жидкости, м3/(м·ч);

lЖ – длина полотна тарелки (длина пути жидкости на тарелке), м;

РМД – манометрическое давление до диафрагмы; мм вод.ст.;

РМТ – манометрическое давление на входе в колонну; мм вод.ст.;

РБ – атмосферное давление; мм рт.ст.;

PД – перепад давления на диафрагме, мм вод.ст.;

P – гидравлическое сопротивление орошаемой тарелки, мм вод.ст.;

P1 – гидравлическое сопротивление сухой тарелки, мм вод.ст.;

P2 – гидравлическое сопротивление газожидкостного слоя, мм вод.ст.;

P2hw=0 – сопротивления газожидкостного слоя на тарелке без переливной планки (hW=0), мм вод.ст.;

hw – составляющая сопротивления газожидкостного слоя на тарелке, обусловленная влиянием hW (hW0), мм вод.ст.;

G – расход газа на входе в колонну, м3/ч;

ТДД – температура до диафрагмы, С;

ТПД – температура после диафрагмы, С;

W – скорость газа в колонне, м/с;

WР – скорость газа в рабочем сечении тарелки FР, м/с;

WРД - максимальный допустимая скорость газа в рабочем сечении тарелки, м/с;

WО – скорость газа в отверстиях тарелки, м/с;

QП – абсолютный провал жидкости на нижележащую тарелку, м3/ч;

П – относительный провал жидкости на нижележащую тарелку, кг/кг;

Ф – фактор скорости газа в колонне, кг0,5/(м0,5·с): Ф W П ;

ФР – фактор скорости газа, отнесенный к рабочей площади тарелки FР, кг0,5/(м0,5·с);

ФО – фактор скорости газа, отнесенный к площади отверстий тарелки FO, кг0,5/(м0,5·с);

ФРmin – минимальный допустимый фактор скорости газа в рабочем сечении тарелки FР, кг0,5/(м0,5·с);

µП – динамическая вязкость газа, (кг·с)/м2;

П, Ж – плотности газа и жидкости соответственно, кг/м3;

– поверхностное натяжение, кг/м;

– относительное свободное сечение тарелки, равное отношению FO к F, м2/м2;

зак – коэффициент сопротивления тарелки с закрытыми клапанами, отнесенный к скорости газа в отверстиях полотна тарелки;

сам – коэффициент сопротивления тарелки в зоне саморегулирования, отнесенный к скорости газа в отверстиях полотна тарелки;

отк – коэффициент сопротивления тарелки с полностью открытыми клапанами, отнесенный к скорости газа в отверстиях полотна тарелки;

тарелка ПКС – прямоточная клапанно-ситчатая тарелка;

тарелка ПК – прямоточная клапанная тарелка.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Александров, И.А. Выбор величины межтарельчатого уноса жидкости в ректификационных колоннах [Текст] / И.А. Александров, А. И. Скобло // Известия вузов: Нефть и газ. – 1961. - №3. - С. 53-59.

2. Александров, И.А. Ректификационные и абсорбционные аппараты [Текст] / И.А. Александров. – М. : Химия, 1965. – 310 с.

3. Александров, И.А. Влияние уноса жидкости на эффективность тарелок полного перемешивания [Текст] / И.А. Александров // Химия и технология топлив и масел. – 1966. - №12. - С. 37-41.

4. Александров, И.А. Исследование гидродинамической структуры потока жидкости на тарелках с перекрестным током фаз [Текст] / И.А. Александров, В.Г.

Выборнов // Теоретические основы химической технологии. – 1971. - №2. - С.

339-345.

5. Александров, И.А. Массопередача при ректификации и абсорбции многокомпонентных смесей [Текст] / И.А. Александров. – Л. : Химия, 1975. – 6. Арафа, М.А. Исследование влияния гидродинамических параметров клапанной тарелки на степень продольного перемешивания жидкости [Текст] / М.А. Арафа, О.С. Чехов // Теоретические основы химической технологии. – 1972.

- №3. - С. 343-354.

7. А. с. 163160 СССР, МПК1 B 01 D. Тарелка прямоточная клапанная для осуществления контакта газа с жидкостью [Текст] / Александров И.А. [и др.]. - № 816158/23-4 ; заявл. 28.01.63 ; опубл. 1964, Бюл. № 12.

8. А. с. 169061 СССР, МПК5 B 01 D, B 01 J. Тарелка клапанная прямоточная [Текст] / Александров И.А. [и др.]. - № 816157/23-4 ; заявл. 28.01.63 ;

опубл. 11.03.65, Бюл. № 6.

9. А. с. 181037 СССР, МПК5 B 01 D. Клапанная прямоточная тарелка [Текст] / Марченко А.Н. [и др.]. - № 937806/23-26 ; заявл. 09.01.65 ; опубл.

15.04.66, Бюл. № 9.

10. А. с. 248627 СССР, МПК B 01 D 3/18. Тарелка для осуществления массообмена [Текст] / Тютюнников А.Б. [и др.]. - № 1017477/23-26 ; заявл.

08.07.65 ; опубл. 11.07.73, Бюл. № 30.

11. А. с. 341498 СССР, МПК B 01 D 3/30. Клапанная тарелка [Текст] / Чехов О.С. [и др.]. - № 1490170/23-26 ; заявл. 16.11.70 ; опубл. 14.06.72, Бюл. № 19.

12. А. с. 398256 СССР, МПК B 01 D 3/30. Тарелка для контактирования газа с жидкостью [Текст] / Весновский В.С., Красиков А.Н. - № 1758891/23-26 ; заявл.

10.03.72 ; опубл. 27.09.73, Бюл. № 38.

13. А. с. 424574 СССР, МПК B 01 D 3/30, B 01 D 3/18, B 01 D 53/18.

Клапанная тарелка для осуществления контакта газа и жидкости [Текст] / Берковский М.А. [и др.]. - № 1759883/23-26 ; заявл. 16.03.72 ; опубл. 25.04.74, Бюл. № 15.

14. А. с. 432910 СССР, МПК B 01 D 3/30. Клапанная тарелка [Текст] / Зотов С.В. [и др.]. - № 1893129/23-26 ; заявл. 12.03.73 ; опубл. 25.06.74, Бюл. № 23.

15. А. с. 450578 СССР, МПК B 01 D 3/30. Тепло-массообменная тарелка [Текст] / Зиберт Г.К. [и др.]. - № 1944474/23-26 ; заявл. 05.07.73 ; опубл. 25.11.74, Бюл. № 43.

16. А. с. 490479 СССР, МПК B 01 D 3/30. Тарелка для массообменных аппаратов [Текст] / Щелкунов В.А. [и др.]. - № 1922269/23-26 ; заявл. 10.05.73 ;

опубл. 05.11.75, Бюл. № 41.

17. А. с. 548287 СССР, МПК2 B 01 D 3/30. Клапанная тарелка [Текст] / Щелкунов В.А. [и др.]. - № 2117231/26 ; заявл. 26.03.75 ; опубл. 28.02.77, Бюл. № 18. А. с. 572275 СССР, МПК2 B 01 D 3/30. Прямоточное клапанное устройство для массообменных аппаратов [Текст] / Костюкова Т.А. [и др.]. - № 2110223/26 ; заявл. 04.03.75 ; опубл. 15.09.77, Бюл. № 34.

19. А. с. 596259 СССР, МПК2 B 01 D 3/30. Клапанная тарелка для тепломассообменных аппаратов [Текст] / Шейнман В.И. [и др.]. - № 2110766/23заявл. 24.01.75 ; опубл. 05.03.78, Бюл. № 9.

20. А. с. 685301 СССР, МПК2 B 01 D 3/30, B 01 D 3/22. Ситчато-клапанная тарелка [Текст] / Поляков Р.Ю., Коробко В.Д., Карепина Л.Н. - № 2484093/23-26 ;

заявл. 10.05.77 ; опубл. 15.09.79, Бюл. № 34.

21. А. с. 713567 СССР, МПК2 B 01 D 3/30. Клапанная тарелка [Текст] / Щелкунов В.А. [и др.]. - № 2638207/23-26 ; заявл. 03.07.78 ; опубл. 05.02.80, Бюл.

22. А. с. 724153 СССР, МПК2 B 01 D 3/30. Контактная тарелка для массообменных аппаратов [Текст] / Щелкунов В.А. [и др.]. - № 2672270/23-26 ;

заявл. 11.10.78 ; опубл. 30.03.80, Бюл. № 12.

23. А. с. 747481 СССР, МПК2 B 01 D 3/30. Прямоточная клапанная тарелка для массообменных аппаратов [Текст] / Щелкунов В.А. [и др.]. - № 2621046/23- ; заявл. 23.05.78 ; опубл. 15.07.80, Бюл. № 26.

24. А. с. 766609 СССР, МПК3 B 01 D 3/30. Клапанная тарелка [Текст] / Ващук В.И. [и др.]. - № 2593854/23-26 ; заявл. 27.03.78 ; опубл. 30.09.80, Бюл. № 36.

25. А. с. 967501 СССР, МПК3 B 01 D 3/30. Контактная тарелка для тепломассообменных аппаратов [Текст] / Ващук В.И. [и др.]. - № 2817175/23-26 ;

заявл. 07.09.79 ; опубл. 23.10.82, Бюл. № 39.

26. А. с. 971390 СССР, МПК3 B 01 D 3/30. Контактное устройство [Текст] / Миняйло Ю.Г., Долгий А.Г., Задорский В.М. - № 3009352/23-26 ; заявл. 24.11.80 ;

опубл. 07.11.82, Бюл. № 41.

27. А. с. 980743 СССР, МПК3 B 01 D 3/30. Клапанная тарелка для массообменных аппаратов [Текст] / Хайруллин Н.А. [и др.]. - № 2988070/23-26 ;

заявл. 01.10.80 ; опубл. 15.12.82, Бюл. № 46.

28. А. с. 997711 СССР, МПК3 B 01 D 3/30. Клапанная тарелка для массообменных аппаратов [Текст] / Хайруллин Н.А. [и др.]. - № 3343470/23-26 ;

заявл. 02.10.81 ; опубл. 23.02.83, Бюл. № 7.

29. А. с. 1360755 СССР, МПК4 B 01 D 3/30. Контактная тарелка [Текст] / Миннуллин М.Н. [и др.]. - № 4099321/23-26 ; заявл. 25.07.86 ; опубл. 23.12.87, Бюл. № 47.

30. А. с. 1391678 СССР, МПК4 B 01 D 3/30. Клапанная тарелка [Текст] / Миннуллин М.Н. [и др.]. - № 4116389/23-26 ; заявл. 26.06.86 ; опубл. 30.04.88, Бюл. № 16.

31. А. с. 1393443 СССР, МПК4 B 01 D 3/30. Клапанная балластная тарелка [Текст] / Миннуллин М.Н. [и др.]. - № 4082360/23-26 ; заявл. 30.06.86 ; опубл.

07.05.88, Бюл. № 17.

32. Аушрия, С. Расчет уноса на струйно-направленных тарелках с компенсированным прямотоком [Текст] / С. Аушрия // Химия и технология топлив и масел. – 1993. - №2. - С. 14.

33. Аушрия, С. Расчет минимальной скорости газа в просечках струйнонаправленных тарелок с продольными перегородками [Текст] / С. Аушрия // Химия и технология топлив и масел. – 1993. - №3. - С. 12.

34. Белов, Е.Г. Построение математических моделей и планирование эксперимента в задачах нефтегазовой отрасли [Текст] : учеб. пособие / Е.Г. Белов ; под ред. доц. В.В. Рыкова. – М. : МИНГ им. И.М. Губкина, 1987. – 76 с.

35. Беляевский, М.Ю. Определение массообменных гидравлических характеристик тарелок на основе просечно-сжатого листа [Текст] / М.Ю.

Беляевский, Е.А. Беленов // Химическое и нефтяное машиностроение. – 1999. С. 14-16.

36. Берковский, М.А. Исследование эффективности массопередачи на контактных устройствах с различными схемами движения фаз (газ-жидкость) [Текст] : автореферат дис. … канд. техн. наук : 05.17.08 / М.А. Берковский. – М., 1969. – 33 с.

37. Берковский, М.А. Исследование массопередачи при перекрестнопрямоточном движении фаз [Текст] / М.А. Берковский, И.А. Александров, А.И.

Скобло, В.И. Шейнман // Химия и технология топлив и масел. – 1971. - №1. - С.

32-36.

38. Берковский, М.А. Исследование контактных устройств для больших удельных нагрузок по жидкости [Текст] / М.А. Берковский [и др.] // Химия и технология топлив и масел. – 1981. - №12. - С. 21-24.

39. Берковский, М.А. Гидродинамические и массообменные характеристики ректификационной тарелки с трапециевидными клапанами [Текст] / М.А.

Берковский [и др.] // Химия и технология топлив и масел. – 1982. - №5. - С. 16-18.

40. Бурин, В.Л. Исследование неравномерности распределения газовой фазы на прямоточной клапанной тарелке [Текст] : дис. … канд. техн. наук :

05.17.08 / Бурин Виктор Леонтьевич. – М., 1974. – 137 с.

41. Ващук, В.И. Исследование гидравлики и массопередачи на барботажных тарелках с направленным вводом газа в жидкость [Текст] : дис. … канд. техн.

наук : 05.347 / Ващук В.И. – М., 1972. – 190 с.

42. Гинзбург, М.С. Исследование гидродинамических и массообменных характеристик клапанной прямоточной тарелки [Текст] : дис. … канд. техн. наук :

05.17.08 / Гинзбург Марк Саулович. – М., 1974. – 138 с.

43. Гмурман, В.Е. Теория вероятностей и математическая статистика [Текст] : учеб. пособие для вузов / В.Е. Гмурман. – М. : Высшая школа, 1997. – 479 с.

44. ГОСТ 26424-85. ПОЧВЫ. Методы определения карбоната и бикарбоната в водной вытяжке. Введ.: 08.02.85. - Государственный комитет СССР по стандартам. - 1985. - 4 с.

45. Гусейнзаде, М.А. Методы математической статистики в нефтяной и газовой промышленности [Текст] / М.А. Гусейнзаде, Э.В. Калинина, М.Б.

Добкина. – М. : Недра, 1979. – 340 с.

46. Дытнерский, Ю.И. К расчету гидравлики и массообмена на клапанных тарелках [Текст] / Ю.И. Дытнерский, А.Г. Касаткин, Н.В. Кочергин, В.М. Гервиц // Химическое и нефтяное машиностроение. – 1964. - №2. – С. 15-20.

47. Дытнерский, Ю.И. Влияние физических свойств жидкой фазы на брызгоунос в тарельчатых колоннах [Текст] / Ю.И. Дытнерский, В.И. Андреев // Химическая промышленность – 1966. - №12. - С. 45-47.

48. Дытнерский, Ю.И. Влияние физических свойств жидкой фазы на брызгоунос в тарельчатых колоннах [Текст] / Ю.И. Дытнерский, В.И. Андреев // Химическая промышленность – 1966. - №5. - С. 66-68.

49. Дытнерский, Ю.И. Определение запаса жидкости на пластинчатых тарелках [Текст] / Ю.И. Дытнерский, М. Фахми, Э.П. Радиковская // Химическая промышленность. – 1971. - №4. – С. 64-66.

50. Задорский, В.М. Испытание клапанных тарелок новой конструкции [Текст] / В.М. Задорский, Н.В. Васин // Химическое и нефтяное машиностроение.

– 1971. - №7. - С. 15-17.

51. Зотов, С.В. Гидродинамические характеристики и эффективность контактного устройства с компенсированным прямотоком [Текст] : дис. … канд.

техн. наук : 05.17.08 : защищена : 13.12.1983 / Зотов Сергей Васильевич. – М., 1983. – 163 с.

52. Исаев, В.Б. Унос жидкости потоком газа со струйно-направленных тарелок [Текст] / В.Б. Исаев, Ю. К. Молоканов // Известия вузов: Нефть и газ. – 1977. - №12. - С. 31-34.

53. Кайзер, С.А. Исследование гидродинамических и массообменных характеристик клапанной прямоточной тарелки с секционирующими перегородками различных конструкций [Текст] : дис. … канд. техн. наук :

05.17.08 / Кайзер Светлана Алексеевна. – М., 1980. – 228 с.

54. Калинина, Э.В. Планирование экспериментов и обработка данных активного эксперимента в Excel [Текст] : учеб. пособие / Э.В. Калинина, И.В.

Ретинская. – М. : РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина, 2007. – 64 с.

55. Касаткин, А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии [Текст] : учебник для вузов / А.Г. Касаткин. - М. : Альянс, 2004. - 753 с.

56. Кафаров, В.В. Основы массопередачи [Текст] : учебное пособие для вузов / В.В. Кафаров. - М. : Высшая школа, 1972. - 496 с.

57. Клюшенкова, М.И. Изучение рабочего диапазона и массообмена при ректификации на продольно-секционированных тарелках с просечными элементами [Текст] : дис. … канд. техн. наук : 05.17.08 / Клюшенкова Марина Ивановна. – М., 1977. – 231 с.

клапанных прямоточных тарелках с секционирование потока жидкости [Текст] :

дис. … канд. техн. наук : 05.17.08 / Костюкова Татьяна Александровна. – М., 1980.

– 223 с.

59. Косьмин, В.Д. Гидравлика и массообмен на струйно-направленных тарелках с секционированным потоком [Текст] : дис. … канд. техн. наук : 05.17. / Косьмин Валерий Дмитриевич. – М., 1984. – 247 с.

60. Лебедев, Ю.Н. Влияние пенообразования на гидродинамику [Текст] / Ю.Н. Лебедев, А.И. Владимиров, В.Д. Косьмин // Химия и технология топлив и масел. – 1997. - №6. - С. 20-21.

61. Левш, В.И. Массообмен на тарелках из обтекаемых элементов [Текст] / В.И. Левш, Н.И. Кушнер, Р.А. Волога // Химическое и нефтяное машиностроение.

– 1990. - №4. - С. 5-7.

62. Макарова, Н.В. Статистика в Excel [Текст] : учеб. пособие / Н.В.

Макарова, В.Я. Трофимец. – М. : Финансы и статистика, 2003. – 386 с.

63. Мартюшин, С.И. Пульсация барботажного слоя и провал жидкости на ситчатой тарелке [Текст] / С.И. Мартюшин и др. // Теоретические основы химической технологии. – 1977. - №4. - С. 567-571.

64. Масумов, Д.И. К расчету гидравлики пластинчатых тарелок [Текст] / Д.И. Масумов, А.И. Плановский, А.Н. Плановский, Ю.И. Дытнерский, П.Г.

Боярчук // Азербайджанское нефтяное хозяйство. – 1965. - №10. - С. 36-39.



Pages:     | 1 || 3 |
 


Похожие работы:

«УДК 533.695, 629.7.015.3.036 Кажан Егор Вячеславович Комбинированный метод численного решения стационарных уравнений Рейнольдса и его применение к моделированию работы воздухозаборника вспомогательной силовой установки в компоновке с фюзеляжем летательного аппарата Специальность 05.07.01 Аэродинамика и процессы теплообмена летательных аппаратов Диссертация на соискание учной степени кандидата...»

«КАНАТНИКОВ НИКИТА ВЛАДИМИРОВИЧ ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА ЗУБОСТРОГАНИЯ ПРЯМОЗУБЫХ КОНИЧЕСКИХ КОЛЕС Специальность 05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель доктор технических...»

«ФИЛАТОВ Александр Николаевич РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ И МОДЕЛЕЙ ПАРАЛЛЕЛЬНОГО НИСХОДЯЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ РАКЕТНО-КОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ В ЕДИНОМ ИНФОРМАЦИОННОМ ПРОСТРАНСТВЕ ПРЕДПРИЯТИЯ...»

«УДК 622.673.4:621.625 Васильев Владимир Иванович ОБОСНОВАНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ ДИНАМИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО ТОРМОЖЕНИЯ ШАХТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК Специальность 05.02.09 – динамика и прочность машин Диссертация на соискание научной степени кандидата технических наук Научный руководитель – доктор технических наук, профессор В. М. Чермалых Киев - СОДЕРЖАНИЕ...»

«Викулов Станислав Викторович МЕТОДЫ ПОСТРОЕНИЯ АЛГОРИТМОВ ДИАГНОСТИРОВАНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ СУДОВЫХ ДИЗЕЛЕЙ НА ОСНОВЕ СИСТЕМНОГО ПОДХОДА Специальность 05.08.05. – Судовые энергетические установки и их элементы (главные и вспомогательные) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание учёной степени доктора технических наук Научный консультант : доктор...»

«Сидоров Михаил Михайлович Влияние ультразвуковой ударной обработки на механические свойства и перераспределение остаточных напряжений сварных соединений трубопроводов, эксплуатируемых в условиях Сибири и Крайнего Севера Специальность 05.02.07 Технология и оборудование механической и физико-технической обработки...»

«Горбунов Сергей Андреевич ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ И РАЗРАБОТКА ВЫСОКОНАГРУЖЕННЫХ, АДАПТИВНЫХ, РАДИАЛЬНОВИХРЕВЫХ ПРЯМОТОЧНЫХ ВЕНТИЛЯТОРОВ МЕСТНОГО ПРОВЕТРИВАНИЯ Специальность 05.05.06 – Горные машины Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук Научный руководитель – доктор технических наук Макаров Владимир Николаевич Екатеринбург – 2014 2 СОДЕРЖАНИЕ ВВЕДЕНИЕ.. 1. Анализ состояния, проблемы и критерии...»

«ГОРЕЛКИН Иван Михайлович РАЗРАБОТКА И ОБОСНОВАНИЕ СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТИ НАСОСНОГО ОБОРУДОВАНИЯ КОМПЛЕКСОВ ШАХТНОГО ВОДООТЛИВА Специальность 05.05.06 – Горные машины Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель...»

«Чигиринский Юлий Львович ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТОЧНОСТИ И КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ МНОГОПЕРЕХОДНОЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ НА ОСНОВЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ИНФОРМАЦИОННЫХ И МАТЕМАТИЧЕСКИХ СРЕДСТВ ПРОЕКТИРУЮЩЕЙ ПОДСИСТЕМЫ САПР ТП 05.02.08 – Технология машиностроения 05.13.06 – Автоматизация и управление технологическими процессами и производствами (в машиностроении) диссертация на...»

«ГАРЕЕВ РУСТЭМ РАШИТОВИЧ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ НАСОСНОГО И ВЕНТИЛЯЦИОННОГО ОБОРУДОВАНИЯ НА УСТАНОВКАХ КОМПЛЕКСНОЙ ПОДГОТОВКИ ГАЗА Специальность 05.02.13 – Машины, агрегаты и процессы (нефтегазовая отрасль) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный...»

«Кикин Андрей Борисович РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ И СРЕДСТВ ДЛЯ СТРУКТУРНОКИНЕМАТИЧЕСКОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ РЫЧАЖНЫХ МЕХАНИЗМОВ МАШИН ЛЕГКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ Специальность 05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (легкая промышленность) Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук V ;г, 7 Г.^ТЗ ~ \ Научный консультант ^' '^-^•'-^зн(-,1\^/1\. 1 и1'^А, 5 д.т.н. проф. Э.Е. Пейсах „, Наук Санкт-Петербург...»














 
© 2013 www.diss.seluk.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, Диссертации, Монографии, Методички, учебные программы»

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.