авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 8 |

«Министерство образования и науки Российской Федерации ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет» Лесной и химический комплексы ...»

-- [ Страница 2 ] --

1 Алашкевич, Ю. Д. Размол волокнистых полуфабрикатов нетрадиционным способом [Текст] / Ю. Д. Алашкевич, И. А. Воронин, В. И. Ковалев, Н. С. Решетова // Химия растительного сырья. – 2009. – № 2. – С. 165-168.

2 Воронин, И. А. Нетрадиционный способ обработки волокнистых суспензий с использованием инерционных тел в целлюлозно-бумажном производстве [Текст]: дис.

… канд. техн. наук: 05.21.03: защищена 22.12.11: утв. 28.04.12 / И.А. Воронин. – Красноярск., 2011. – 156 С.

3 Трение скольжения и трение качения [электронный ресурс] – режим доступа:

http://tpmrgotups.narod.ru/tm/statika/4.htm.

4 Анурьев, В. И. Справочник конструктора–машиностроителя [Текст]: В 3-х т./ В.И.Анурьев;

под ред. И.Н.Жестковой.-8 –е изд.,перераб. и доп. – М.:

Машиностроение, 2001. Т.1: Справочник конструктора-машиностроителя.- 920с.

5 Чернавский, С.А. и др.Курсовое проектирование деталей машины [Текст] / С.А.Чернавский. - М.: Машиностроение 1967. - 353с.

УДК 676.024.61 А.А. Ерофеева Р.А. Марченко Ю.Д. Алашкевич ВЛИЯНИЕ ДИНАМИЧЕСКОЙ ВЯЗКОСТИ НА ПРОЦЕСС БЕЗНОЖЕВОГО РАЗМОЛА ВОЛОКНИСТЫХ ПОЛУФАБРИКАТОВ ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет», г. Красноярск «Институт химии и химической технологии СО РАН», г. Красноярск В данной статье представлена методика определения давления, возникающего в месте мгновенного контакта фронта истекающей струи с неподвижной преградой, с учетом коэффициента динамической вязкости волокнистой суспензии.

Механизмом размола в установке типа «струя-преграда» исследователи [1, 2, 3] считают удар волокон о поверхность преграды и возникающую при этом деформацию, а также воздействие на волокна кумулятивных струек, образующихся в жидкости при захлопывании парогазовых пузырьков или кавитации. К основным факторам процесса размола при контакте струи с преградой можно отнести скорость истечения струи, скорость распространения ударной волны, давление в месте контакта фронта струи с неподвижной преградой, силу расплющивания капли жидкости в момент удара ее о неподвижную преграду, динамическую вязкость жидкости и величину поверхностного натяжения.

До настоящего момента невозможно было реально оценить давление, возникающее в месте мгновенного контакта фронта истекающей струи с неподвижной преградой, поскольку ранее в расчетах использовались реологические данные по воде, что влекло за собой определенные ошибки в гидравлических расчетах. С учетом возможности определения коэффициента динамической вязкости волокнистых суспензий оказалось возможным коррекция истинного значения давления, возникающего в месте мгновенного контакта фронта истекающей струи с неподвижной преградой, в сравнении с водой.





В работах [4, 5, 6] упоминается, что давление, возникающее в месте мгновенного контакта с неподвижной преградой фронта истекающей струи, равно P cв в в, (1) где c - скорость движения ударной волны в струе воды, м/с;

- плотность воды, формирующей струю, кг/м3;

– скорость струи воды (исследуемой жидкости), налетающей на неподвижную преграду, м/с.

max – максимальная скорость потока м/с;

ср – средняя скорость потока, м/с;

r0 – радиус полости рабочего канала, м;

l 1 2 – разница скоростей соседних слоев, м/с;

ri – расстояние от оси полости рабочего канала до какой-либо точки живого сечения (соответствующей скорости), м Рисунок 1 – Схема распределения скоростей жидкости в поперечном сечении полости рабочего цилиндра Для определения скорости волокнистой суспензии воспользуемся выражением [7] в ( 2 1в ) в c, (2) ( 2 1c ) c где в – коэффициент динамической вязкости воды, Па·с. Данный параметр при заданной температуре известен [8];

( 2 1в ) – разность скоростей движения соседних слоев воды, м/с;

в ( 2 1c ) – разность скоростей движения соседних слоев волокнистой c суспензии, м/с.

В соответствии с рисунком 1 принимаем скорость 2 равной средней скорости 2 cp, а 1 – скорости у стенки рабочего цилиндра 1 0. В связи с этим выражение 2 будет выглядеть следующим образом в в c, (3) с где в4 – средняя скорость воды, м/с;

с4 – средняя скорость волокнистой суспензии, м/с.

Таким образом, скорость суспензии определяется по формуле в c в 4 (4) c Подставляя (4) в (1), получим давление, возникающее в месте мгновенного контакта с неподвижной преградой фронта истекающей струи для волокнистой суспензии в Р с с с в 4 (5) c Соотношение зависимостей (1) и (5) с Рс в 4 в (6) c Рв В таблице 1 представлены данные по расчету давления для волокнистых суспензий в сравнении с водой.

Таблица 1 – Расчет давления на преграду при безножевом размоле Бисульфитная Параметр Вода целлюлоза Плотность жидкости, формирующей струю, 950 кг/м3 [119] Средняя скорость, м/с 0,046 0, Коэффициент динамической вязкости, Па·с 0,001767 0, Давление, возникающее в месте мгновенного контакта с неподвижной преградой фронта 65496,5 истекающей струи, Па Исходя из данных таблицы 1, можно сделать заключение, что, при прочих равных условиях, коэффициент динамической вязкости играет существенную роль при гидравлическом ударе [9]. Так при увеличении вязкости от µв = 0,000894 Па·с до µс = 0,001767 Па·с, давление P уменьшается в 1,25 раз, что составляет 25 %.

Так как коэффициент динамической вязкости волокнистых суспензий зависит от многих факторов, среди которых температура, скорость, концентрация, степень помола бумажной массы, следовательно, значение давления Pуд при контакте струи с преградой также зависит от данных факторов [10].





Библиографический список:

1 Ковалев, В. И. Силовые факторы в месте мгновенного контакта истекающей струи с неподвижной преградой при безножевом размоле / В. И. Ковалев, А.

А.Ерофеева, Ю. Д. Алашкевич // Новые достижения в химии и химической технологии растительного сырья: сб. ст. IV всерос. конф. – Кн. 1. – Барнаул: Издательство Алтайского государственного университета, 2009. – С. 216-218.

2 Алашкевич Ю. Д. Гидродинамические явления при безножевой обработке волокнистых материалов / Ю. Д. Алашкевич. – Красноярск, 2004. – 80с.

3 Алашкевич, Ю. Д. Анализ сил, воздействующих на волокна при контакте струи с преградой / Ю. Д. Алашкевич [и др.] // Вестник СибГТУ. - 2002. - № 2.

4 Гегузин, Я. Е. Капля / Я. Е. Гегузин. – М.: Наука, 1977. – 175 с.

5 Лаврентьев, М. Л. Проблемы гидродинамики и их математические модели / М.

Л. Лаврентьев, Б. В. Шабат. – М.: Наука, 1977.

6 Майер, В. В. Кумулятивный эффект в простых опытах / В. В. Майер. - М.:

Наука, 1989.- 192 с.

7 Ерофеева А.А. Безножевой размол волокнистых полуфабрикатов с учетом реологических особенностей суспензий. Красноярск, 2012. 126 с.

8 Справочник химика: в 5 т. – Л.;

М.: Госхимиздат, 1964. – 1071 с.

9 Жуковский, Н. Е. О гидравлическом ударе и водопроводных трубах / Н. Е.

Жуковский. – М., Л.: ГОСТЕХИЗДАТ, 1949. – 67 с.

10 Ерофеева А.А., Алашкевич Ю. Д., Ковалев В. И. Факторы, влияющие на вязкость волокнистой суспензии Лесной и химический комплексы – проблемы и решения: сб. ст. Всерос. науч.-практ. конф. ––Красноярск: СибГТУ, 2007. – Т.2. – С.

101-105.

УДК 676.024.45 Д.А. Иванов К.А. Иванов А.П. Руденко ДИАГНОСТИКА ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ПЕРЕМЕШИВАЮЩИХ АППАРАТОВ С ПОМОЩЬЮ ИЗМЕРИТЕЛЬНО-ВЫЧИСЛИТЕЛЬНОГО КОМПЛЕКСА ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск В работе приводятся результаты диагностики эффективности работы перемешивающих аппаратов с помощью измерительно-вычислительного комплекса.

Показано преимущество работы аппарата с профилированными элементами корпуса и с ротором геликоидального типа по сравнению с аппаратами стандартной конструкции при перемешивании жидкости.

В настоящий момент применяемые перемешивающие аппараты характеризуются относительно невысокой удельной производительностью процессов перемешивания по целевому продукту в силу проявления не идеальных по объему аппарата условий перемешивания среды, различных массообменных характеристик по зонам аппарата, тепловой и диффузионной неравномерностью. Несоответствие между процессом перемешивания и конструкцией перемешивающего аппарата является одной из причин низкой энергетической эффективности такого оборудования, возникновения слабо перемешиваемых застойных зон в полости аппарата и неустойчивости самого процесса.

По этой причине в таких аппаратах не удается достичь равномерного распределения подводимой энергии, что приводит к повышенным энергозатратам в процессе получения целевого продукта. Это, в свою очередь, закономерно стимулирует поиск более совершенных конструкций аппаратов для перемешивания.

Возникновение данной проблемы, по сути, объясняется, в первую очередь, отсутствием аналитических зависимостей, позволяющих достаточно достоверно производить расчеты полей скоростей и давлений в проточной полости перемешивающих устройств. Поиск более эффективных решений в этой ситуации эмпирического характера привел к появлению неоправданно большого разнообразия мало эффективных перемешивающих аппаратов, отличающихся как конструктивно, так и по принципу работы [1].

В ранних наших исследованиях уже проводились теоретические исследования эффективности работы перемешивающих аппаратов на основе компьютерного моделирования [2, 3]. Так, было установлено, что аппарат стандартной конструкции с ротором геликоидального типа не создает необходимых условий для эффективного и интенсивного перемешивания рабочей жидкости из-за возникновения в емкостной полости аппарата, при его работе, застойных зон. Для максимального снижения данных недостатков был разработан принципиально новый перемешивающий аппарат с профилированными элементами корпуса и с ротором геликоидального типа.

Компьютерное моделирование показало положительные результаты в работе такого аппарата.

С целью проверки и подтверждения полученных теоретических результатов на кафедре «Технология конструкционных материалов и машиностроение» СибГТУ был разработан измерительно-вычислительный комплекс (ИВК). ИВК позволяет проводить диагностику перемешивающих аппаратов для настройки их на оптимальный режим работы. Диагностика перемешивающих аппаратов основана на пространственном представлении о направлении скорости потока и позволяет строить эпюры скоростей.

Наличие эпюр скоростей создаёт реальные возможности выполнения качественного анализа и количественной оценки гидродинамики потоков рабочей жидкости в различных областях проточной полости исследуемого аппарата.

В результате проведенных экспериментальных исследований аппарата с профилированными элементами корпуса и с ротором геликоидального типа была произведена математическая обработка полученных данных и построены аналитические выражения всех составляющих скоростей течения потока жидкости в проточной полости емкостного аппарата Так, для аппарата стандартной конструкции уравнения принимают вид (1) (2) (3) (4) где n - частота вращения ротора, об/мин;

R - радиус рассматриваемого сечения в аппарате, м;

H - высота рассматриваемого сечения в аппарате, м.

Известно [4], что на качество перемешивания важное влияние оказывают соотношения окружных и радиально-осевых скоростей. Так, например, при преобладании окружной составляющей абсолютной скорости качество перемешивания снижается из-за уменьшения степени циркуляции потока жидкости в рабочей полости аппарата. При преобладании радиально-осевой составляющей, наоборот, качество перемешивания улучшается с повышением степени циркуляции.

Принимая во внимание сравнительно малые значения величин радиальной составляющей абсолютной скорости, ими можно пренебречь. Поэтому дальнейший анализ интенсивности и эффективности перемешивания построен на исследовании соотношений окружных и осевых скоростей.

На основе уравнений (2), (4) построены эпюры окружной и осевой составляющей абсолютной скорости движения жидкости в проточной полости стандартного аппарата (рисунок 1) при частоте вращения ротора 100, 300 и 500 об/мин.

а) б) в) 1, 2, 3, 4 – сечения в аппарате;

зеленое поле – осевые скорости;

красное поле – окружные скорости;

а) – n=100 об/мин;

б) – 300 об/мин;

в) – 500 об/мин.

Рисунок 1 – Схема эпюр скоростей в аппарате стандартной конструкции При анализе графиков выявлена следующая закономерность. Величина средней окружной скорости возрастает с увеличением частоты вращения ротора от 0,5 м/с при n = 100 об/мин до 0,87 м/с при n = 500 об/мин. Окружная скорость растет по высоте аппарата, достигая в верхней его части своего максимального значения до 0,74 м/с при n = 500 об/мин, что приводит к появлению динамической воронки. Кроме того наблюдается изменение направления движения потока жидкости на противоположное под действием данной скорости, и как следствие, в аппарате появляются застойные зоны динамического характера.

Осевые скорости также пропорциональны частоте вращения ротора и высоте аппарата (происходит рост от 0,56 м/с при n = 100 об/мин до 1 м/с при n = 500 об/мин).

При этом максимальное значение они достигают у стенки аппарата, где располагаются вертикальные отражательные планки.

При исследовании гидродинамической картины движения жидкости в аппарате стандартной конструкции установлено, что в таком аппарате благодаря наличию отражательных планок наблюдаются значительные осевые скорости, благоприятно сказывающиеся на циркуляции потока жидкости в проточной полости аппарата. Но данная конструкция корпуса также создает и большие окружные скорости, отрицательно влияющие на эффективность и интенсивность перемешивания из-за снижения степени циркуляции и появления динамических застойных зон.

Далее рассмотрим аппарат профилированного сечения. Для него в ходе обработки экспериментальных данных также были получены аналитические зависимости (5) (6) (7) а) б) в) 1, 2, 3, 4 – рассматриваемые сечения в аппарате. Зеленое поле – осевые скорости;

красное поле – окружные скорости.

а) – n=100 об/мин;

б) – 300 об/мин;

в) – 500 об/мин.

Рисунок 2 – Схема эпюр скоростей в аппарате профилированного сечения По полученным уравнениям (6), (8) построены эпюры окружной и осевой составляющей абсолютной скорости движения жидкости в проточной полости аппарата профилированного сечения (рисунок 2) при частоте вращения ротора 100, 300 и об/мин.

По построенным эпюрам скоростей видно, что применение аппарата профилированного сечения снижает рост окружной скорости по высоте от 2 до 4,8 раз в зависимости от частоты вращения ротора, хотя ее значение в нижней части корпуса выше по сравнению с аппаратом стандартной конструкции, где большое влияние оказывает перемешивающий орган. Влияние перемешивающего органа на окружные скорости указывает также тот факт, что наибольшие по величине окружные скорости наблюдаются в центральной части аппарата.

Также установлено, что поток жидкости не изменяет направления своего движения под действием окружных скоростей, а значит возникновение застойных зон сведено к минимуму.

Осевые скорости наоборот возрастают с увеличением высоты аппарата в среднем до 2,3 раз и имеют максимальные значения у стенки корпуса, где окружные скорости минимальны. Это свидетельствует об увеличении степени циркуляции жидкости.

В целом абсолютная скорость в профилированном корпусе по сравнению со стандартным корпусом выросла. При этом наиболее высокий прирост скорости наблюдается при частоте вращения n=500 об/мин и составляет около 36%.

Выводы:

Проведенные экспериментальные исследования показали:

1 Состоятельность применения ИВК при диагностике эффективности работы перемешивающих аппаратов.

2 Преимущество при перемешивании жидкости аппарата профилированного сечения с ротором геликоидального типа по сравнению с аппаратами стандартной конструкции.

Библиографический список:

1 Руденко, А.П. Теоретические основы профилирования основных функциональных элементов аппарата емкостного типа [Текст] / А. П. Руденко, В. В. Еременко;

Сиб. гос.

технолог. универ. – Красноярск, 2003. – 16с. – Деп. в ВИНИТИ 12.05.03, №900-В 2 Иванов, Д. А. Создание многофункциональных емкостных аппаратов с использованием имитационного моделирования [Текст] / Д.А. Иванов, К.А. Иванов, А.П. Руденко // Химия растительного сырья. – 2011. – № 4. – С. 319-324.

3 Иванов, К. А. О создании аппаратов для выращивания мицелиальных форм микроорганизмов с использованием имитационного моделирования [Текст] / К.А.

Иванов, Д.А. Иванов, А.П. Руденко // Биотехнология. – 2012. – № 2. – С. 80-86.

4 Стренк, Ф. Перемешивание и аппараты с мешалками / Ф. Стренк;

пер. с польск. под ред. И. А. Щупляка. - Л.: «Химия», 1975. – 384 с.

УДК 66.021.3 Д.А.Иванов К.А. Иванов А.П. Руденко МАСШТАБИРОВАНИЕ АППАРАТОВ С ПРОФИЛИРОВАННЫМИ ЭЛЕМЕНТАМИ КОРПУСА И С РОТОРАМИ ГЕЛИКОИДАЛЬНОГО ТИПА ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск В статье рассматривается вопрос о масштабировании биохимических реакторов. Приведены уравнения критерия Шервуда, позволяющие осуществлять масштабный переход с модельной установки на промышленные аппараты.

При исследовании процессов в биохимических реакторах особое место занимает масштабирование, т.е. нахождение условий, при которых возможен непосредственный перенос опытных данных, полученных для данной системы, с одного масштаба аппарата на другой или соответственно с модельной установки на аппарат промышленного масштаба.

Масштабирование некоторых физических процессов, проводимых в аппаратах с мешалками, можно осуществлять с применением теории подобия: геометрическое, кинематическое и динамическое подобие.

Однако, при масштабировании реакторов с мешалкой и подводом газа через барботер необходимо учитывать возможность проявления в аппаратах малого размера явлений, которые практически не сказываются при проведении процессов в аппаратах большого размера. В связи с этим трудно указать однозначные параметры масштабирования для биохимических реакторов, потому что вопросы масштабирования газожидкостных реакторов еще не в достаточной степени разработаны.

Проведенный раннее анализ экспериментальных исследований позволяет сделать вывод о том, что для процессов аэробной ферментации наиболее широко применяют в качестве критерия масштабного перехода поверхностный коэффициент массоотдачи.

Однако использование этого критерия эффективно только при масштабном переходе от лабораторных до камеральных ферментеров, где сохраняются условия полного перемешивания среды и ее микросмешения [1].

Для переноса основных параметров массообменного процесса на промышленные образцы применяют критерий Шервуда (Sh) где п – поверхностный коэффициент массоотдачи, м/с l – определяющий линейный размер D – коэффициент диффузии, м2/с Заменяя l на диаметр пузыря dп получим следующее выражение Общая функциональная зависимость Sh от определяющих критериев и симплексов подобия для установившихся процессов массоотдачи имеет вид [2, 3] где Re – критерий Рейнольдса – динамическое подобие, Sc – критерий Шмидта – диффузионный критерий подобия, Г1, Г2 – геометрическое подобие.

В результате анализа экспериментальных данных, полученных при исследовании биореактора, в виде для аппарата профилированного типа, были выведены следующие аналитические зависимости критерия Шервуда Sh в зависимости от его режимов работы (таблица 1).

Вывод:

Полученный при анализе экспериментальных данных критерий Шервуда позволяет выполнять инженерный расчет промышленных аппаратов с профилированными элементами корпуса и с роторами геликоидального типа, используемых в качестве биохимического реактора.

Таблица 1 – Критерий Шервуд для различных режимов работы аппарата Средне-расходная скорость газа, м/с Тип ротора 0,018 0,03 0, Sh=7,6·103(ndм2/)0,9 Sh=12·103(ndм2/)0,9 Sh=13,8·103(ndм2/)0, Sc0,5H/D Sc0,5H/D Sc0,5H/D Sh=7·103(ndм2/)0,9 Sh=12·103(ndм2/)0,9 Sh=12,5·103(ndм2/)0, Sc0,5H/D Sc0,5H/D Sc0,5H/D Sh=7,3·103(ndм2/)0,9 Sh=11,1·103(ndм2/)0,9 Sh=12,8·103(ndм2/)0, Sc0,5H/D Sc0,5H/D Sc0,5H/D Библиографический список:

1 Кафаров, В. В. Моделирование биохимических реакторов [Текст] В. В. Кафаров, А.

Ю. Винаров, Л. С. Гордеев. – М.: Лесная пром-сть, 1979. – 344 с.

2 Касаткин, А. Г. Основные процессы и аппараты химической технологии [Текст] / А.

Г. Касаткин. – М.: Химия, 2006. - 750 с.

3 Плановский, А. Н. Процессы и аппараты химической технологии [Текст] А. Н.

Плановский, В.М. Рамм, С. З. Каган. – М.: Химия, 1968. – 845 с.

УДК 542.63 К. А. Иванов Д. А. Иванов А. П. Руденко К ВОПРОСУ ОБ ОПРЕДЕЛЕНИИ ФУНКЦИОНАЛЬНОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ РОТОРОВ ГЕЛИКОИДАЛЬНОГО ТИПА В АППАРАТАХ СТАНДАРТНОЙ КОНСТРУКЦИИ ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск В статье отражена проблема интенсификации процесса массообмена в силу не совершенствования существующих перемешивающих устройств из-за отсутствия возможности управления потоком рабочей жидкости. Приводится ротор геликоидального типа - как средство повышения производительности емкостного аппарата.

Аппараты для аэробной глубинной ферментации наиболее сложны как конструктивно, так и с точки зрения их эксплуатации. Главная задача, возникающая при их конструировании, – обеспечение высокой интенсивности массо - и энергообмена клеток со средой. Массообмен определяется транспортом кислорода и других биогенных элементов из среды в микробную клетку и отводом из нее продуктов обмена. Главным показателем массообменных характеристик ферментера служит коэффициент массопередачи кислорода, так как кислород является основным лимитирующим фактором аэробных ферментационных процессов [1, 2].

К настоящему времени разработано и применяется огромное количество разнообразнейших перемешивающих устройств: лопастные, турбинные, пропеллерные, якорные, рамные мешалки. Однако совершенствование таких перемешивающих органов с целью повышения их производительности сдерживается отсутствием возможности управлением потоком жидкости с помощью конструктивных изменений ферментеров.

Для создания устройств с высокой производительностью, обеспечивающие тонкое мультиперемешивание большой интерес вызывают роторы геликоидального типа. Такой тип роторов позволяет прогнозировать гидродинамическую картину движения потоков рабочей жидкости в проточной полости емкостного аппарата.

Наряду с прогнозированием, что еще более важно, реально появляется инструмент управления потоком жидкости. Характер движения потока рабочей жидкости в проточной полости емкостного аппарата способствует исключению вероятности появления застойных зон стационарного типа. Этому обстоятельству в значительной степени способствует максимальное увеличение степени циркуляции рабочей жидкости в проточной полости емкостного аппарата, и как следствие повышение производительности [3].

Для исследования влияния конструкции ротора на массообменные процессы был изготовлен типоразмерный ряд перемешивающих органов в виде роторов геликоидального типа (рисунок 1).

а б в а) – ротор с углом закрутки линии лопасти 90°;

б) – 180°;

в) – 270° Рисунок 1 - Роторы геликоидального типа В результате проведенных исследований в аппарате стандартной конструкции были получены значения объемного коэффициента массоотдачи и удельных затрат электроэнергии в зависимости от различного режима работы аппарата.

При анализе полученных данных было установлено, что теоретические предположения о влиянии угла закрутки линии лопасти ротора геликоидального типа [3] оказались верными в аппарате стандартной конструкции.

Рассмотрим влияние роторов геликоидального типа на движение потоков жидкости в рабочей полости аппарата без расхода воздуха (рисунок 2).

Так для ротора с углом закрутки линии лопасти равной 270 градусов поток жидкости движется по желобу более длительное время, в результате чего ему сообщается больше энергии и на выходе с ротора он приобретает большую по значению кинетическую скорость. С возрастанием частоты вращения перемешивающего органа возникает прижимающее воздействие движущегося потока рабочей жидкости к руслу лопасти ротора, что приводит к повышению степени циркуляции потока. Это объясняется возрастанием центробежной силы и действием гидростатического столба жидкости, заставляющих жидкость двигаться с большей скоростью. Также с увеличением частоты вращения происходит трансформация окружных сил в радиально-осевые и возникновение всасывающего эффекта.

Экспериментальные точки (1 – 3): 1 – ротор с углом закрутки 90°;

2 –180°;

3 – 270°.

Рисунок 2 – Графическая зависимость объемного коэффициента массоотдачи v от частоты вращения перемешивающего органа n при разных углах закрутки линии лопасти роторов геликоидального типа при H/D=1.

Сравнивая роторы с углом закрутки линии лопасти 270 и 90 градусов, последний не обеспечивает интенсивного перемешивания. Это связано с тем, что потоку передается меньше энергии из-за малого угла закрутки линии лопасти ротора. К тому же при вращении данного ротора в рабочей полости аппарата значительно преобладают окружные силы, не оказывающих влияние на рост объемного коэффициента массоотдачи v.

Ротор с углом закрутки 180° занимает промежуточное положение между роторами 90° и 270°.

Известно, что эффективность перемешивания связана с получением качественной продукции при минимальных энергозатратах [4], поэтому для анализа эффективности работы роторов геликоидального типа были определены удельные энергозатраты N/, позволяющие говорить, что наиболее эффективно с этой задачей справляется ротор с углом закрутки линии лопасти равной 270 градусов (рисунок 3).

Экспериментальные точки (1 – 3): 1 – ротор с углом закрутки 90°;

2 – 180°;

3 – 270° Рисунок 4 – Зависимость удельных затрат электроэнергии объемного коэффициента массоотдачи от частоты вращения перемешивающего органа n При подаче в рабочую полость емкостного аппарата воздуха, наблюдается выравнивание эффективности работы различных роторов за счет подвода дополнительной энергии посредством воздуха.

а) б) в) a) средне - расходная скорость газа uг = 0,018 м/с;

б) – 0,03 м/с;

в) – 0,04 м/с.

Экспериментальные точки (1 – 3): 1 – угол закрутки лопасти 90°;

2 – 180°;

3 – 270°.

Рисунок 5 – Зависимость удельных затрат электроэнергии от частоты вращения перемешивающего органа n и средне - расходной скорости газа uг Из рисунка 5 видно, что роторы геликоидального типа с углом закрутки линии лопасти 90°, 180° и 270° при подаче воздуха не слишком разнятся в значениях удельных затрат электроэнергии. При этом из графиков видно, что наиболее предпочтительным является использование средне - расходной скорости газа uг = 0,03 и 0,04 м/с.

На основании проведенных исследований и полученных результатов можно сделать следующие выводы:

1. В аппарате стандартной конструкции с ротором геликоидального типа наиболее приемлемым в использовании является ротор с углом закрутки линии лопасти равной 270 градусов (без подачи воздуха). В то же время применение воздуха позволяет использовать роторы с углом закрутки линии лопасти 90°, 180° и 270°, что обеспечивает эффективное и интенсивное перемешивание рабочей жидкости при минимальных удельных затратах электроэнергии.

2. Использование ротора позволяет прогнозировать и управлять гидродинамической обстановкой движения потоков рабочей жидкости в проточной полости емкостного аппарата, что приводит к увеличению степени циркуляции жидкости, а также способствует исключению вероятности появления застойных зон стационарного типа.

3. Применение ротора геликоидального типа в рабочей полости аппарата позволяет создать условия для мультиперемешивания, обеспечивающие равномерное распределение концентрации жидкости различного композиционного состава по всему его объему, что позволяет повысить производительность.

Библиографический список:

1 Ферментационные аппараты для процессов микробиологического синтеза [Текст] / А.Ю. Винаров [и др.]. – М.: ДеЛи Принт, 2005. – 278 с.

2 Кафаров, В. В. Моделирование биохимических реакторов [Текст] / В. В. Кафаров, А.Ю. Винаров, Л. С. Гордеев. – М.: Лесная пром-сть, 1979. – 344 с.

3 Иванов, К. А. Построение пространственной геометрии ротора геликоидного типа [Текст] / К. А. Иванов, Д. А. Иванов, А. П. Руденко // Молодые ученые в решении актуальных проблем науки: сб. науч. трудов всероссийской научно-практической конференции. – Красноярск : СибГТУ, Том 2, 2010. – 78 – 80 с.

4 Стренк, Ф. Перемешивание и аппараты с мешалками [Текст] / Ф. Стренк;

пер. с польск. под ред. И. А. Щупляка. - Л.: Химия, 1975. – 384 с.

УДК 542.63 К. А. Иванов Д. А. Иванов А. П. Руденко МЕТОДИКА ПОСТРОЕНИЯ РОТОРА ГЕЛИКОИДАЛЬНОГО ТИПА ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск В данной статье описывается методика построения перемешивающего устройства в виде ротора геликоидального типа. Построенное данным способом мешальное устройство, позволит интенсифицировать процесс перемешивания, за счет устранения застойных зон стационарного типа.

Существующие конструкции перемешивающих устройств не обладают повышенной степенью циркуляции потоков рабочей жидкости, в силу наличия застойных зон стационарного типа. Это, как правило, приводит к снижению производительности.

Для решения данной проблемы была предпринята попытка по созданию методики построения перемешивающего устройства в виде ротора геликоидального типа, который позволит создать управляемую гидродинамическую картину движения потоков рабочей жидкости.

Построение ротора геликоидального типа предполагает выполнение следующих этапов:

1. Построение тела ротора геликоидального типа (коноид).

Тело ротора, получено путем вращения кривой, описываемой уравнением вокруг неподвижной вертикальной оси (рисунок 1).

Рисунок 1 - Коноид ротора Построение ротора геликоидального типа должно быть осуществлено таким образом, чтобы создать более благоприятные условия для безотрывного обтекания контура лопасти потоком.

2. Формирование угла закрутки контура лопасти ротора геликоидального типа.

Эффективность перемешивания рабочей среды определяется углом закручивания линии лопатки ротора. С увеличением угла закрутки увеличивается длина желоба и время пребывания потока жидкости в нем. Следовательно, потоку сообщается больше энергии и на выходе с ротора, вследствие этого он приобретает большую скорость.

Данный этап предполагает построение контура лопасти по точкам, путем построения центрального угла по формуле:

Получив угол, наносят соответствующие точки в плане и строят контур лопасти по точкам как огибающую (рисунок 2) [1].

Построение линии закрутки лопасти ротора геликоидального типа, таким образом, позволяет обеспечить безотрывное течение жидкости с наименьшими потерями.

3. Построение меридианного сечения лопасти ротора геликоидального типа.

Для выполнения данного этапа необходимо построить развертку меридиональной проекции линии тока (рисунок 3), которая осуществляется методом «искаженных треугольников» с последующим конфигурированием сечения лопасти [2, 3]. Это позволит создать безотрывное движение ядра потока рабочей жидкости по желобу (лопасти) ротора геликоидального типа.

Рисунок 2 – Построение контура лопасти по точкам Рисунок 3 - Развертка меридиональной проекции линии тока Получив развертку меридиональной проекции линии тока, переходят к формированию диффузорности (меридианного сечения) лопасти ротора геликоидального типа (рисунок 4).

Рисунок 4 - Меридианное сечение лопасти ротора геликоидального типа Для этого конструктивно задаются шириной лопаток на входе и выходе лопастной системы, таким образом, чтобы соблюдалось условие. Канал диффузора (лопасть) строится путем проведения перпендикуляров к касательным от каждой точки угла закрутки линии лопасти ротора по сечениям. По линиям перпендикуляров откладываются отрезки длин, таким образом, чтобы при смыкании концов отрезков функцией сглаживания (сплайном) угол диффузорности между линией угла закрутки и построенным сплайном не превышал более 20 градусов, это позволит обеспечить безотрывное движение ядра потока по желобу (лопасти) ротора геликоидального типа [4].

4. Построение расчетных линий тока и графиков изменения скоростей жидкости.

На основании имеющегося построенного сечения лопасти данный этап заключается в построении нормалей, линий тока, графиков меридианных составляющих абсолютных скоростей.

Для построения расчетных линий тока (струек), необходимо на меридианном сечении лопасти ротора построить нормали и принять распределение меридианной скорости жидкости по сечениям лопасти ротора вдоль нормалей (рисунок 5) [5].

Рисунок 5 - Построение нормалей к линиям тока Линии тока образуются пересечением поверхностей тока меридианной плоскостью. Расчетные линии тока удобно проводить таким образом, чтобы они делили меридианное сечение лопасти ротора на участки, по которым протекал бы одинаковый расход жидкости. Линии тока строят, исходя из принятого условия вдоль нормалей. Две крайние линии тока определяются контуром меридианного сечения колеса и одна дополнительная линия в качестве средней линии тока.

Среднюю линию тока необходимо проводить таким образом, чтобы лопастное пространство колеса было разделено на две равновеликие площади проточной части лопасти (рисунок 6).

Рисунок 6 - Построение линий тока Рисунок 7 - График меридианной составляющей абсолютной скорости, Вдоль каждой расчетной линии тока (a, b, c) в точках ее пересечения с нормалями, строятся графики меридианных составляющих абсолютных скоростей для каждой линии тока [5].

5. Построение межлопастного канала.

Данное построение основывается на принятии конечного числа лопастей ротора геликоидального типа с равным углом установки (рисунок 8). Так для трехлопастной системы угол установки составляет 120 градусов.

Рисунок 8 - Межлопастной канал Межлопастной канал строится исходя из условий формирования угла закрутки контура лопасти и построения меридианного сечения лопасти ротора геликоидального типа.

Выводы:

1. Данный метод построения ротора геликоидального типа позволяет создать благоприятные условия для безотрывного течения жидкости, т.е. таким образом, чтобы поток обтекал перемешивающее устройство с наименьшими потерями (что соответствует минимуму гидравлических потерь).

2. Такая конструкция ротора геликоидального типа создает возможность гидродинамического управления потоком рабочей жидкости в полости аппарата, добиваясь снижения величин застойных зон стационарного типа и повышения равномерности распределения концентрации при условии достижения требуемой производительности с минимально возможными энергозатратами.

3. Данное обстоятельство позволяет рекомендовать перемешивающего устройства в виде ротора геликоидального типа к внедрению в медицинскую, пищевую, целлюлозно-бумажную промышленность.

Библиографический список:

1 Ломакин, А. А. Центробежные и осевые насосы [Текст] / А. А. Ломакин. – Л.:

«Машиностроение», 1966. – 364 с.

2 Михайлов, А. К. Лопастные насосы [Текст] / А. К. Михайлов, В. В. Малюшенко. – М.:

Машиностроение, 1977. – 288 с.

3 Степанов, Л. И. Центробежные и осевые насосы [Текст] / Л. И. Степанов;

пер. с англ.

под ред. В. И. Поликовского. - М.: Гос. науч.-техн. изд-во машиностр. литер., 1960. – 463 с.

4 Терентьев, О. А. Гидродинамика волокнистых суспензий в целлюлозно-бумажном производстве [Текст] / О. А. Терентьев. – М.: Лесная пром-сть, 1980. – 248 с.

5 Мелащенко, В. И. Профилирование лопастей рабочих колес центробежных насосов [Текст] : учебное пособие / В. И. Мелащенко, А. В. Зуев, А. И. Савельев. - М.:

Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2004. - 50 с.

УДК 676.024.67 М.А. Карбышев Ю.Д. Алашкевич ПРОЦЕСС РАЗМОЛА ВОЛОКНИСТЫХ ПОЛУФАБРИКАТОВ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ КОМБИНИРОВАННОЙ ГАРНИТУРЫ ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск Институт химии и химической технологии Сибирского отделения Российской академии наук г.Красноярск В статье приведены экспериментальные исследования по определению времени размола в зависимости от конструкции рисунка гарнитуры, частоты вращения ротора и концентрации волокнистой суспензии.

…………………………………………………………………………………… Объектом исследования в лаборатории МАПТ является размол волокнистых полуфабрикатов с использованием полупромышленной дисковой мельницы и установленной на ней гарнитуры с пространственным расположением ножей XYZ (рисунок 1).

а б I II III I - коническая полость размола II - волнообразная полость размола III – плоская полость размола Рисунок 1 – Ножевая размалывающая гарнитура с пространственным расположением ножей в трех плоскостях XYZ Предлагаемая размалывающая гарнитура с пространственным расположением ножей включает закрепленные на дисках ряды взаимозаменяемых между собой концентрических колец (конических и прямолинейных) с ножами [6]. Суммарная рабочая площадь колец разделена на секторы, на которых равномерно распределены совмещённые ножи и канавки с постоянной шириной и с одинаковым углом наклона к одной из боковых сторон сектора.

Общий вид рисунка, создаваемый концентрическими кольцами разнообразен, можно создать прямолинейную форму ножей от входа к выходу волокнистой массы, после чего необходимо зафиксировать рисунок для работы (рисунок 1,а). На данной гарнитуре изменяется рисунок ножевого диска поворотом одним, несколькими или всеми кольцами на любой заданный угол от 0 до 3600. Также можно перекрывать межножевые канавки соседнего кольца ножами следующего, в связи с этим течение суспензии будет затрудненно, и волокна будут находиться в полости размола дольше.

Конструктивно в данной гарнитуре предусмотрено изменение межножевой полости размола на три основных варианта (рисунок 1 - I, II, III).

Данная гарнитура решает задачу обеспечения возможности многовариантного исполнения рисунка, рабочей ножевой поверхности гарнитуры на базе имеющихся концентрических колец, без предварительного демонтажа старых, изготовления и последующей установки новых.

Технический результат заключается в обеспечении эффективности, высокого качества размола и широкого диапазона режимов траектории движения волокнистого материала через рабочую ножевую полость в зависимости от концентрации волокнистой суспензии и природных свойств волокна.

Сравнивая традиционные ножевые гарнитуры с представленной, можно обнаружить их ряд недостатков, которые заключается в сложности обеспечения многовариантного исполнения рисунка её рабочей ножевой поверхности [1,2, 3,4,5,7,8,9]. Неразборное исполнение не позволяет решить данную задачу без значительных трудозатрат, требующихся при демонтаже устаревших, изготовлении новых ножей различной конфигурации и последующей установкой их на диске.

Для подтверждения указанных особенностей представленной гарнитуры в лаборатории МАПТ проведены исследования по определению времени размола в зависимости от конструкции рисунка гарнитуры, частоты вращения ротора и концентрации волокнистой суспензии.

На рисунке 2 представлена зависимость времени размола волокнистой массы концентрацией 2% от конструкции гарнитуры с частотой вращения ротора 2000 об/мин.

Из рисунка 2 видно, что гарнитура с конической полостью размола интенсивнее обрабатывает волокнистую массу в 1,5 раза, чем волнообразная и в 3,5 раза в сравнении с плоской полостью размола.

Это объясняется тем, что ножевая гарнитура с конической и волнообразной полостями размола имеют более высокое значение секундной режущей длины и размалывающей поверхности по сравнению с гарнитурой имеющую плоскую полость размола. Вместе с тем коническая полость размола обеспечивает значительно меньшее сопротивление движению волокон суспензии по сравнению с волнообразной полостью размола. Этим можно объяснить разницу в производительности этих конструкций гарнитур между собой.

Степень помола ШР - I коническая полость размола - II волнообразная полость размола - III плоская полость размола Время размола, мин Рисунок 2 – Влияние конструктивных особенностей гарнитуры на степень помола волокна На рисунке 3 представлена графическая зависимость прироста степени размола волокнистой массы от частоты вращения ротора, время размола 20минут с различными полостями размола. Как видно из рисунка 3, при увеличении частоты вращения ротора ножевой гарнитуры, уменьшается время размола волокнистой суспензии, что объясняется одним из факторов процесса размола волокнистых полуфабрикатов низкой концентрации в ножевых размалывающих машинах. В частности при прочих равных условиях, с увеличением окружной скорости вращения ротора, качество помола и прирост степени помола по шкале ШР растут.

На рисунке 4 показано влияние концентрации волокнистой суспензии и конструктивных особенностей гарнитуры на градус помола волокна при частоте вращения ротора 2000 об/мин и зазоре 0,2мм. Из графика видно, что для достижения результата 50 градусов помола волокнистой массы концентрацией 1%, 2%, 3% и с полостями размола I,II,III необходимо затратить от 4 до 33 минут. Необходимо помнить, что при повышении концентрации от 1% до 3% производительность аппарата увеличивается в 3 раза. Из рисунка 4 видно, что гарнитура с конической полостью размола интенсивнее обрабатывает волокнистую массу концентрацией 1 % в 1,75;

2% в 1,5;

3% в 1,25 раза чем волнообразная и 1 % в 4;

2% в 3,5;

3% в 3 раза в сравнении с плоской полостью размола. На существенное снижение роста градуса помола влияет увеличение концентрации волокнистой массы и конструктивных характеристик гарнитур особенно полость размола.

Степень помола ШР - I коническая полость размола - II волнообразная полость размола - III плоская полость размола Частота вращения, мин- Рисунок 3 – Влияние частоты вращения ротора на прирост степени помола волокна.

-1% концентрация Степень помола ШР -2% концентрация -3% концентрация Время размола, мин - I к - I коническая полость размола - II волнообразная полость размола - III плоская полость размола Рисунок 4 – Влияние концентрации волокнистой суспензии и конструктивных особенностей гарнитуры на степень помола волокна Выводы:

Ножевая гарнитура с пространственным расположением ножей по сравнению с традиционными гарнитурами позволила:

- повысить эффективность и высокое качество размола за счет правильного выбора режима траектории пути прохождения волокнистого полуфабриката через рабочую межножевую размольную полость;

- интенсифицировать процесс размола за счет увеличения частоты вращения ротора ;

- интенсифицировать процесс размола за счет возможности настройки рисунка рабочей поверхности на требуемое исполнение, в зависимости от концентрации суспензии и вида материала;

…………………………………………………………………………………………...

Библиографический список:

1 Легоцкий, С. С. Размалывающее оборудование и подготовка бумажной массы / С.С.

Легоцкий, В.Н. Гончаров. М.: Лесн. пром-сть, 1990.- 224 с.

2 Алашкевич Ю.Д. и др. Машины для получения и размола волокнистой массы:

Учебное пособие / Ю.Д. Алашкевич, В.П. Барановский, Ф.И. Мицкевич и др. Красноярск: ЮГУ, 1980.-131 с.

3 Шитов Ф.А. Технология целлюлозно-бумажного производства/ Ф.А. Шитов. М.:

Лесн. пром-сть, 1978. - 382 с.

4 Набиева, А.А. Оценка влияния и совершенствование основных технологических параметров ножевых размалывающих машин [Текст]: дис. …канд. техн. наук: 05.21.03:

защищена 14.09.2004 /А.А. Набиева – Красноярск, 2004. – 182 с.

5 Лумиайнен, И. Новая теория может улучшить практику - [Текст] / И. Лумиайнен // Pulp and paper international - 1991. - № 11. - С. 26 - 28.

6 Размалывающая гарнитура дисковой мельницы автор(ы): Алашкевич Ю.Д, Ковалев В.И, Карбышев М. А, Кожухов В. А, Барановский В. П. № документа 02314380. Красноярск, - 2007 г.

7 Пашинский, В. Ф. Машины для размола волокнистой массы [Текст] / В.Ф.Пашинский. - М., 1972. – 160 с 8 Гаузе, А. А. Машины для размола и сортирования бумажной массы: Конспект лекций [Текст] / А. А. Гаузе, В. Н. Гончаров. - Л., 1975.

9 Легоцкий, С. С. Размол бумажной массы [Текст] / С. С. Легоцкий, Л. Н. Лаптев. - М.:

Лесная пром-сть, 1981. - 89 с.

УДК 676.2.024.6.002.5 В.А.Кожухов В.И. Ковалев Ю.Д. Алашкевич ДОКАЗАТЕЛЬСТВО НЕВОЗМОЖНОСТИ ОДНОВРЕМЕННОГО КОНТАКТА КРОМОК ПРЯМОУГОЛЬНЫХ НОЖЕЙ РОТОРА И СТАТОРА, ПРИ РАЗМОЛЕ ВОЛОКНИСТЫХ ПОЛУФАБРИКАТОВ ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск Проведена графо аналитическая проверка известного прямоугольного исполнения ножевых поверхностей ротора и статора[1] на одновременность контакта по длине их режущих кромок, не сходящихся в центре диска.

На рисунке представлена фронтальная проекция известного исполнения рисунка сопряжённых прямоугольных ножевых поверхностей гарнитур ротора и статора, выполненного в соответствии с присущими ему особенностями.

Нанесены следующие обозначения:

r радиус входной окружных кромки 5 и дуги AP AC ;

YY AP AC rY радиус произвольной окружной дуги ;

B P BC ;

R радиус выходной окружных кромки 6 и дуги 1ножевая поверхность ротора;

2 ножевая поверхность статора;

3 единичный нож ротора;

4 единичный нож статора;

5–входная окружная кромка сопряжённых дисков ротора и статора.

6 – выходная окружная кромка сопряжённых дисков ротора и Рисунок с известным прямоугольным исполнением сопряженных прямоугольных ножевых поверхностей сцентрированных дисков вращающегося ротора и неподвижного статора.

AP BP режущая кромка единичного ножа 3 ротора;

AC BC режущая кромка единичного ножа 4 статора;

a – толщина единичных ножей ротора и статора;

P A угол между кромкой AP BP и радиусом r, проведённым из центра О в AP лежащую на кромке 5;

точку C A угол между кромкой AC BC и радиусом r, проведённым из центра О в AC, лежащую на кромке 5;

точку Y AP BP и радиусом rY, проведённым из центра О AP угол между кромкой Y AP этой кромки;

в точку Y AC AC BC и радиусом rY, проведённым из угол между окружной кромкой Y AC этой кромки;

центра О в точку P B AP B P, и радиусом R, проведённым из центра О в угол между кромкой B P, лежащую на кромке 6;

точку C B AC BC и радиусом R, проведённым из центра О в угол между кромкой BC, лежащую на кромке 6;

точку AP AP B P, чтобы угол, на который необходимо повернуть кромку совместить лежащую на ней точку AP с точкой AC, лежащей на кромке AC BC ;

Y AP AP B P,чтобы угол, на который необходимо повернуть кромке Y Y AP с точкой BC, лежащей на кромке AC BC ;

совместить лежащую на ней точку BP AP B P, чтобы угол, на который необходимо повернуть кромку совместить лежащую на ней точку B P с точкой BC, лежащей на кромке AC BC ;

угол между осями симметрии ножей 3 и 4;

Y P r и rY, проведёнными из центра О в угол между радиусами Y AP и AP ;

точки, соответственно, Y C r и rY, проведёнными из центра О в точки, угол между радиусами Y AC и AC ;

соответственно, B P r и R, проведёнными из центра О в точки, угол между радиусами AP и B P ;

соответственно, C B r и R, проведёнными из центра О в точки, угол между радиусами соответственно, AC и BC.

Окружной стрелкой показано направление вращения ротора.

YY Y AP AC.

Время прохождения произвольной точкой AP окружной дуги [2] Y Y AY AP AC к окружной скорости VO P точки, т. е.

Равно отношению её длины Y Y AP AC Y AP t Y A. (1) VO P Y Y Y cY AP AP AC Длина дуги, (2) cY 2 rY cY где длина окружности.. (3) Y A A Y Y, а AP AC.

AP C P P P Согласно рисунка Y AC YP YC.(4) AP AP Следовательно, После подстановки (4) и (3)в (2), получим Y Y 2 rY ( AP AC YP YC ) AP AC.(5) A VO P rY Y AP VO Известно также, что, (6) r VOAP 2 r n, AP где VO окружная скорость точки AP.

n частота вращения ротора, с-1.

где Y 2 rY n.

AP V После подстановки в (6), получим (7) O После подстановки (5) и (7) в (1) t AP ( AC YC AP YP ).(8) Y 360 n B P BC BP Время прохождения точкой выходной окружной дуги [2].

( AP AC BP BC ) BP t Определяется по аналогии ;

(9) 360 n AP AC.

AP Время прохождения точкой входной окружной дуги[2] AP AC AP t. (10) 360 n В каждую из зависимостей:

– (8), (9) и (10) входят четыре входных параметра (,, AC и n ) ;

AP BP, BC, YC ).

YP – (8) и (9) входят четыре выходных параметра (,и Поскольку, а (см. рисунок), постольку и t P t P.

BC YC BP YP AY B Поскольку в зависимость (10) не входят выходные параметры, постольку и Y Y t AP t AP. Следовательно справедливо общее неравенство t B P t AP t AP.

Выводы.

Y AP, AP BP Время прохождения точками и окружных дуг, соответственно Y Y AP AC, AP AC и B P BC, не одинаково.

При известном, прямоугольном исполнении размалывающих поверхностей ножей ротора и статора [1], контакт по длине их режущих кромок не одновременный.

Библиографический список:

1. Легоцкий, С. С. Размалывающее оборудование и подготовка бумажной массы / С. С.

Легоцкий, В. Н. Гончаров. М.: Лесная промышленность, 1990, 222 с.

2. Ковалев В.И., Алашкевич Ю.Д, Набиева А.А., Влияние рисунка гарнитуры на процесс размола волокнистых полуфабрикатов: Монография, Ч.I, г. Красноярск, Редакционно – издательский центр СибГТУ, Красноярск, 2010.

3. Кожухов В.А., Ковалев В.И., Алашкевич Ю.Д. Ударный эффект при воздействии ножевой гарнитуры как фактор повышения качества размола (статья) / ВЕСТНИК Сибирского государственного аэрокосмического университета имени академика М.Ф.

Решетнева, Красноярск, 2006, С.7173.

УДК 676.2.024.6.002.5 В.А.Кожухов В.И. Ковалев Ю.Д. Алашкевич ОСОБЕННОСТИ ИСПОЛНЕНИЯ НОЖЕЙ ГАРНИТУРЫ ДИСКОВЫХ РАЗМАЛЫВАЮЩИХ МАШИН ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск Проведено краткое исследование, с целью нахождения возможностей, позволяющих создать технические и технологические предпосылки для обеспечения одновременности контакта режущих кромок единичных ножей ротора и статора по длине их образующих.

Целесообразность этого подтверждается тем, что, при одновременном контакте, на нависшие на режущих кромках волокнистые наслойки оказывается значительное по величине силовое ударное воздействие. Этому способствует кратковременность контакта.

Хорошо известно, что, по сравнению с протяжённым во времени воздействием, кратковременное ударное воздействие интенсифицирует процесс размола, повышает его эффективность и качество.

В связи с этим, изучение особенностей ножевой геометрии, позволяющих обеспечить одновременность контакта режущих кромок, представляет для исследователя значительный интерес. Ниже такое исследование представляется в сжатом виде.

Исследованию подлежат следующие исполнения рисунка ножевой поверхности:

новое, авторское* (предположительно соответствующее поставленному в заголовке условию) [2];

известное, наиболее близкое по ряду общих особенностей к первому [1].

Исследование включает рассмотрение общих и характерных особенностей каждого из исполнений, а также особенностей силового воздействия при одновременном контакте режущих кромок по всей их длине;

Ниже представлены общие и характерные особенности рассматриваемых исполнений.

Общие особенности [1] и [2]:

ножи равномерно распределены на размалывающей поверхности диска;

оси симметрии размалывающих поверхностей ножей проходят через центр диска (т. е. не образуют с ним эксцентриситет).

Кроме того, ножевые поверхности дисков ротора и статора:

сопряжены через межножевой зазор, который в процессе работы заполняется спрессованной волокнистой массой;

сцентрированы и образуют кольцевую размалывающую полость, включающую межножевые зазор и канавки для транспортирования обрабатываемой волокнистой суспензии от входа к выходу (под действием давления и центробежной силы).

_ *Разработано на кафедре МАПТ под руководством профессора Ю.Д. Алашкевича К общим особенностям относится также и то, что, при движении от входной окружной кромки диска, к периферийной, значения:

окружных скоростей, развиваемых в точках режущих кромок единичных ножей, равномерно увеличиваются, от минимальных до максимальных;

окружных усилий, развиваемых в точках режущих кромок единичных ножей, равномерно уменьшаются, от максимальных до минимальных;

удельных давлений, развиваемых на размалывающих ножевых поверхностях единичных ножей, равномерно уменьшаются от максимальных до минимальных.

векторы окружных скоростей и усилий, развиваемых в точках режущих кромок единичных ножей ротора, нормальны по отношению к радиусам, проведённым из центра диска в эти точки, т.е. перпендикулярны;

Особенности, характерные для известного исполнения [2]:

толщины ножей ротора и статора равны между собой и одинаковы по всей их длине.

Кроме того, ограничивающие размалывающие поверхности единичных ножей, кромки:

параллельны между собой и осям их симметрии;

режущие, не перпендикулярны векторам окружных скоростей и усилий, развиваемых в точках режущих кромок единичных ножей;

расположены с разных сторон относительно центра диска;

образуют одинаковые эксцентриситеты (расположенные с разных сторон относительно центра диска);

придают рабочим поверхностям ножей форму прямоугольника.

Особенности, характерные для авторского исполнения [2] состоят в том, что режущие и не режущие кромки рабочих поверхностей ножей:

не параллельны между собой;

пересекаются в центре диска (т. е. не образуют с ним эксцентриситет);

придают рабочим поверхностям ножей форму равносторонней трапеции;

совпадают с радиусами, проведёнными из центра диска в произвольные точки кромок ножей (за счёт чего последние приобретают статус «радиальных»);

Кроме того, равны нулю:

углы между кромками ножей и, проведённым из центра диска в их произвольные точки, радиусом;

углы скрещивания режущих кромок;

эксцентриситеты кромок относительно центра дисков.

Также:

толщина единичного ножа равномерно возрастает по всей его длине, при движении в направлении от входной окружной кромки диска к периферийной;

векторы окружных скоростей и усилий, развиваемые в точках режущих кромок единичных ножей, перпендикулярны этим кромкам.

Особенности силового воздействия [3, 4]:

эффект «ножниц» может преобразовываться в «ударный» эффект;

«ударный» эффект должен превалировать над «режущим».

Выводы.

Можно предположить, что реализация одновременного контакта по всей длине режущих кромок единичных ножей ротора и статора, позволит в значительной степени:

снизить долю поперечного резания волокон;

увеличить долю фибрилляции волокон (в виде их раздавливания и продольного разделения);

Реализация наиболее возможна при авторском исполнении [2].

Для подтверждения:

последнего вывода, необходима графо – аналитическая сопоставительная проверка;

первых выводов, необходима постановка эксперимента.

Библиографический список:

1. Легоцкий, С.С. Размалывающее оборудование и подготовка бумажной массы / С.С.

Легоцкий, В.Н. Гончаров. М.: Лесная промышленность, С. 222.

2. Пат. 2227826. Российская Федерация, МПК7 D 21 D 1/30. B 02 C 7/12. Размалывающая гарнитура для дисковой мельницы/ Алашкевич Ю.Д., Ковалев В.И., Саргсян К.Х., Набиева А.А., Щербаков. В.Н.;

заявитель и патентообладатель:

Сибир. госуд. технолог. ун-т № 2003122252. Заявл.16.07.2003;

опубл. 27.04.2004, Бюл.

№12. С. 8.

3. Ковалев В.И., Алашкевич Ю.Д, Набиева А.А., Влияние рисунка гарнитуры на процесс размола волокнистых полуфабрикатов: Монография, Ч.I, г. Красноярск, Редакционно – издательский центр СибГТУ, Красноярск, 2010.

4. Кожухов В.А., Ковалев В.И., Алашкевич Ю.Д. Ударный эффект при воздействии ножевой гарнитуры как фактор повышения качества размола (статья) / ВЕСТНИК Сибирского государственного аэрокосмического университета имени академика М.Ф.

Решетнева, Красноярск, 2006, С.7173.

УДК 66.015.23 А.В. Кустов ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДИАМЕТРА ГАЗОВЫХ (ПАРОВЫХ) ПУЗЫРЬКОВ НА ВИХРЕВОЙ СТУПЕНИ ПРИ РЕКТИФИКАЦИИ ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск Анализ возможных путей интенсификации масоопередачи в системе газ жидкость показывает, что использование для проведения этих процессов конструкций барботажных аппаратов не обеспечивает существенного повышения производительности и эффективности. В связи с этим, применение центробежного ускорения является наиболее простым способом интенсификации массообмена.

Вращение потока способствует дроблению пузырьков пара на ступени и предотвращает капельный унос, за счет действия инерции.

Существует несколько подходов для определения диаметра пузыря. Для медленного процесса условия отрыва пузыря представляют как равновесие сил поверхностного натяжения, удерживающих пузырь по периметру отверстия, и равнодействующей сил веса и Архимеда, отрывающей пузырь. Условие равновесия записано в виде [1] dп г ж d, (1) где dп – диаметр пузыря, м;

d – диаметр отверстия для выхода газа, м;

– коэффициент поверхностного натяжения жидкости, Н/м дает следующее выражение 6 d dп 3. (2) g г Величина коррелирующего коэффициента при диспергировании газов принимается равной величине 0,89.

Известен процесс диспергирования, который рассматривают также с позиций гидродинамической неустойчивости, исходя из которой получено [1] 1/ d п 3,48 3 3 2, (3) сТ где 0 – диссипация энергии в единице массы сплошной среды, Вт/кг;

– плотность жидкости, кг/м3;

ст – коэффициент сопротивления.

Диссипация энергии, входящая в уравнение (3), рассчитывалась по формуле = Евн/m.

В предположении, что диссипация энергии происходит за счет внешнего трения о стенки и дно ступени (Евнеш) и внутреннего трения слоев жидкости и пузырьков газа (Евн), можно записать [2, 3] w uг Е вн Qг г Qж H ж g Qг ж г ж H г ж g J г ж fRw, (4) 2 где Qг, Qж, Qг-ж – расходы газа (пара), жидкости и газо-жидкостной смеси, соответственно, м3/с;

г,, г-ж – плотность газа (пара), жидкости и газо-жидкостной смеси, соответственно, кг/м3;

uг – скорость газа, м/с;

H0 – высота столба жидкости, м;

H – высота газо-жидкостного столба, м;

g – ускорение свободного падения, м/с2;

w – угловая скорость вращения газо-жидкостной смеси, с-1;

г-ж – касательные напряжения на границе контакта жидкости и газа, Па;

f – площадь контакта, м2;

Rз – радиус завихрителя, м.

Расчетные значения диаметра пузырьков газа, проведенные по изложенной методике, имеют большую величину (рисунок 1, пунктирная линия) в сравнении с опытными. Это позволяет предположить, что дробление пузырьков газа на ступени обеспечивается не только силами внутреннего трения между вращающимися газо жидкостными слоями, но и за счет давления, вызванного силами инерции. Исходя из общей зависимости для мощности:

N F v, (5) где F – действующая сила, Н;

v – скорость, м/с.

можно определить величину энергии, создаваемой силой инерции:

N m 3 R 2, (6) где m – масса жидкости на контактной ступени, кг;

R – радиус завихрителя, м;

– угловая скорость газо-жидкостного слоя, с-1.

Исследование структуры газо-жидкостной смеси осуществлялась путем фотографирования вращающегося газо-жидкостного слоя. Диаметр пузыря определялся как средне поверхностный по известной формуле n d i i dп, (7) n i где ni – количество пузырей определенного размера;

di – диаметр пузыря, м.

Сравнение экспериментальных и расчетных значений диаметра газового пузыря представлено на рисунке 1. Сплошная линия на рисунке – значение диаметра пузыря с учетом мощности, создаваемой силой инерции.

dп, мм 10 u, м/c Рисунок 1 – Зависимость среднеповерхностного диаметра пузыря от скорости газа в каналах тангенциального завихрителя. Экспериментальные точки: D = 330 мм, o= мм, l = 15 мм. n = 8 шт, V = 2 л. Пунктирная линия линия – расчет по уравнению (3) без учета выражения (6);

сплошная линия – расчет по уравнению (3) с учетом выражения (6) Как видно, учет мощности, создаваемой силой инерции (зависимость (6)) в выражении (4) позволяет приблизить расчетные значения диаметра пузыря к экспериментальным.

Газосодержание. В начале кольцевого режима величина газосодержания на ступени не зависит от фактора крутки f/F (рисунок 2). С ростом скорости газа в каналах наблюдается снижение газосодержания (рисунок 2а), что вызвано уменьшением диаметра пузырьков за счет их дробления и сжатия. Для оценки величины газосодержания получено соотношение:

Сu 0,8 / o 0,25, (8) о где – коэффициент поверхностного натяжения рабочей жидкости;

– коэффициент поверхностного натяжения воды при температуре 20 0С..

Величина константы C определяется из начальных условий.

0,8 0, 0,7 0, 0,6 0, 0,5 0, 0,4 0, 0, 20u, м/с 10 0,4 f/F u, м3/(м2с) 5 0, а б – f/F = 0,089;

– 0,04;

– 0,032;

– 0,022.

Рисунок 2 – Зависимости газосодержания от скорости газа в каналах (а) и параметра f/F u (б) при Rз = 44 мм, Dc = 110 мм, V = 200 мл на системе этиловый спирт-вода Экспериментальные данные позволили рассчитать межфазную поверхность слоя жидкости на вихревой ступени (рисунок 3).

a, м- u, м/с 0 о = 1 2 мм. – f/F = 0,045;

– 0,03;

– 0,02. Линии из точек – начало кольцевого режима.

Рисунок 3 – Зависимость межфазной поверхности от скорости газа в канале завихрителя (а) Библиографический список:

1. Овчинников, А.А. Динамика двухфазных закрученных турбулентных течений в вихревых сепараторах [текст]/А.А. Овчинников. – Казань: ЗАО «Новое знание». – 2005.

– 288 с.

2. Войнов, Н.А. Гидродинамика вихревой ступени с тангенциальными завихрителями [текст]/ Н.А. Войнов [и др.]. - Теоретические основы химической технологии. - 2010. - т.44. - № 2. - с.1–8.

3. Кустов, А.В. Гидродинамика и массообмен на вихревых ректификационных ступенях при переработки растительного сырья. [Текст] Автореферат дис… канд.техн.наук;

05.21.03/А.В. Кустов. Красноярск: СибГТУ. – 2010.

УДК 676.024.6 Р.А. Марченко А.А. Ерофеева Ю.Д. Алашкевич ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРИВЕДЕННОГО ШАГА РАБОЧЕГО КОЛЕСА ПОДВИЖНОЙ ПРЕГРАДЫ БЕЗНОЖЕВОЙ РАЗМОЛЬНОЙ УСТАНОВКИ И ВЛИЯНИЕ ЕГО НА ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСЬ ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет»

г. Красноярск Институт химии и химической технологии СО РАН, г. Красноярск В статье определяется приведенный шаг рабочего колеса подвижной преграды и проведен анализ его влияния на производительность безножевой размольной установки для разработки волокнистого сырья.

Анализ работы дисковых мельниц с ножевой размалывающей гарнитурой показывает, что трудно ожидать существенного снижения энергоемкости процесса размола за счет конструктивных или технологических изменений в машинах подобного типа. Дальнейшее развитие размалывающих машин связано с применением новых принципов воздействия на волокна, более совершенных в отношении качества обработки и энергоемкости, в сравнении с ножевыми машинами.

Качество обработки волокна может быть достигнуть только при устранении основного недостатка ножевых машин, рубящего воздействия на целлюлозные волокна, приводящего к нарушению их целостности, к большому количеству изломов и обрывов, к невозможности сохранения их природной длины.

В лаборатории кафедры «Машины и аппараты промышленных технологий»

«Сибирского Государственного Технологического Университета» под руководством профессора Алашкевича Ю.Д. разработана установка для измельчения волокнистого материала, позволяющая повысить качество измельчения за счет дозированного сочетания гидродинамической и механической обработок, что выгодно отличает ее от известных решений [1].

Учитывая, что данная установка включает в себя два способа размола (ножевой и безножевой), мы имеем возможность регулировать долю воздействия того или иного способа, и таким образом обеспечивать необходимое качество обработки волокна. Для выделения безножевого способа размола воздействие ножевой гарнитуры в установке можно исключить двумя способами.

С этой целью ротор ножевой гарнитуры установки оставляют неподвижным, и размол массы представляет собой безножевой способ с неподвижной преградой. Для того чтобы проводить безножевой размол с подвижной преградой, устанавливается максимальный зазор между ножами ротора и статора, (0,001 м) таким образом, ножевая часть мельницы не влияет на интенсивность размола.

Возможность дальнейшего повышения качества обработки и производительности данной установки связано с необходимостью интенсификации гидродинамического воздействия на обрабатываемый материал.

Процесс размола волокнистых материалов в безножевой установке струя преграда зависит от многих факторов, среди которых определяющими являются:

характер взаимодействия струи с преградой, скорость истечения струи, форма и характер преграды, расстояние от насадки до преграды, форма насадки, ее диаметр и др. [2].

Известно, что бумага полученная из волокнистых материалов, предварительно подвергшихся размолу безножевым способом, оказывается значительно прочнее, нежели бумага, из волокон разработанных ножевым размолом. При имеющихся положительных особенностях такого рода аппаратов, все они имеют существенный недостаток, не позволяющий им найти широкое использование в промышленности.

Этим недостатком является большой расход электроэнергии, который на порядок и более превосходит традиционные ножевые способы размола. Основной причиной такого положения является недостаточная изученность механизма разработки волокон в этих аппаратах и невозможность в связи с этим оптимизации процесса.

Из количественного анализа силовых воздействий на волокно при обработке волокнистой массы в безножевой установке, среди которых усилия от касательных напряжений сдвига, при протекании суспензии через отверстие насадки, силы лобового удара струи о преграду и силы растекания суспензии по преграде недостаточны для разрушения волокна. Тем не менее, разрушение волокон при обработке в такого рода установках происходит. Основным разрушающим эффектом при этом по нашему представлению является эффект кавитации, возникающий в момент контакта струи жидкости с преградой [2]. Этот эффект, на наш взгляд, зависит от характера движения струи и процесса контакта этой струи с преградой. Механизм воздействия на волокно при контакте струи с подвижной преградой зависит от многих факторов, в числе которых немаловажную роль играет частота контактов струи суспензии с преградой, зависящая от диаметра турбины, частоты ее вращения и числа лопастей на турбине.

Рассмотрим движение лопасти относительно струи. Для этого предполагаем, что струя неподвижна, а ось рабочего колеса перемещаем параллельно оси струи со скоростью c [3].

Вращению рабочего колеса с угловой скоростью и прямолинейно поступательным перемещением его оси со скоростью c соответствуют качение без скольжения образующего круга, соосного с рабочим колесом, радиусом, (1) по горизонтальной плоскости со скоростью оси – c. При этом любая точка внутри этого круга описывает укороченную циклоиду (или трохоиду). Но все точки рабочего колеса и, следовательно, лопасти находятся внутри образующего круга. Действительно, диаметр рабочего колеса заведомо меньше диаметра образующего круга:

(2) D12·a, Так как всегда c u, а из (1) c=·a и u= ·D1/2, то есть любая точка лопасти рабочего колеса описывает в рассматриваемом относительном движении укороченную трохоиду [3].

Рассмотрим траектории сходственных точек двух смежных лопастей. Пусть точка k будет точкой входной кромки одной из лопастей, а точка n — сходственной точкой соседней лопасти, вступающей в зону действия струи раньше первой. Тогда траектория точки k определится уравнением (3) xk= a·t-rk ·sin t;

yk= rk ·cos t, а точки п — уравнением xn= a·(t+tn)- rn· sin t;

(4) yn= rn ·cos t, Так как п и k сходственные точки, rn = rk и, эти точки принадлежат соседним лопастям, tn=2·/z, где z — число лопастей рабочего колеса.

Следовательно, xk= a·t-rk· sin t;

yk= rk ·cos t;

xn= a· (t+tn)- rn· sin t =2··a/z+a·t- rk ·sint = xk +2··a/z;

yn= rn ·cos t = rk ·cos t = yk.

Таким образом, траектория точки n смещена относительно траектории точки k по оси абсцисс (рисунок 1) на величину (5) xn=2··a/z=p, Рисунок 1- Отрезки траекторий двух сходственных точек соседних лопастей, приходящиеся на зону действия струи при входе лопасти в струю Назовем величину p приведенным шагом рабочего колеса, а величину (6) tш=2·/z угловым шагом.

Тогда приведенный шаг рабочего колеса равен p = tш· a В качестве примера был произведен расчет приведенного шага рабочего колеса диаметром 0,35 м. при различном числе лопастей. Результаты расчета представлены в таблице 1.

Таблица 1 – влияние количества лопастей рабочего колеса на приведенный шаг Количество лопастей, z 8 12 16 24 32 40 Приведенный шаг рабочего 0,136 0,091 0,068 0,045 0,034 0,027 0, колеса, p В лаборатории кафедры «Машины и аппараты промышленных технологий»

проводятся исследования по изучению механизма размола волокнистых материалов с использованием подвижной преграды в виде вращающейся турбины с определенным количеством лопастей. Одной из задач ставилось исследовать влияние приведенного шага рабочего колеса на процесс размола небеленой целлюлозы концентрацией 2 %. В качестве подвижной преграды использовалась турбина с различным количеством лопастей, рисунок 2. Работа проводилась при скорости истечения струи суспензии м/с, диаметре насадки 0,002 м, расстоянии от насадки до преграды 0,1 м и диаметре турбины 0,35 м [4].

а – 8 лопастей;

б – 12 лопастей;

в - 16 лопастей;

г- 24 лопасти;

д- 48 лопастей.

Рисунок 2 - Рабочее колесо турбины с различным количеством лопастей Для проведения сравнительного анализа на рисунке 3 представлены результаты исследований размола в установке «струя-преграда» при различном числе лопастей. На графике представлена зависимость влияния приведенного шага рабочего колеса на время обработки массы до степени помола 50 ШР.

Как видно из графика, с возрастанием приведенного шага рабочего колеса наблюдается снижение времени обработки волокнистой суспензии до определенного предела, а затем время размола увеличивается.

На наш взгляд это объясняется тем, что глубокая степень разработки в конечном счете зависит от энергии удара, т.е. от скорости струи и числа ее соударений о преграду. А так как приведенный шаг рабочего колеса зависит от количества лопастей на турбине, а при увеличении количества лопастей возрастает количество контактов струи суспензии с преградой, что в свою очередь повышает кавитационный эффект и сокращает время размола.

Рисунок 3- Зависимость продолжительности обработки волокнистой суспензии от приведенного шага рабочего колеса Однако при увеличении числа лопастей свыше 24-х происходит перекрывание их друг другом, что приводит к затоплению струи, и как следствие величина силы удара струи о преграду сводится к минимуму, что резко снижает прирост степени помола.

При совершенствовании конструкции приемного устройства подвижной преграды установки типа «струя-преграда» необходимо учитывать приведенный шаг рабочего колеса, который в свою очередь зависит от геометрических параметров турбины (диаметр турбины) и количества элементов приемного устройства (лопасти).

Как выяснилось с увеличением приведенного шага рабочего колеса до определенного предела производительность установки растет, при дальнейшем увеличении приведенного шага рабочего колеса производительность начинает снижаться, следовательно в каждом конкретном случае для повышения эффективности работы установки необходимо определять, так называемое критическое число приведенного шага рабочего колеса.

Библиографический список:

1. А.с. 1559026 (СССР), В 02 С 19/06. Установка для измельчения волокнистого материала/А.Г. Лахно, В.Г. Васютин, Ю.Д. Алашкевич, Н.А. Войнов, С.М. Репях. 1990.-Бюлл. Изоб.

2. Гидродинамические явления при безножевой обработке волокнистых материалов [Текст] монография / Ю. Д. Алашкевич [и др.] – Красноярск, 2004. – 80 с.

3. Эдель, Ю. У. Ковшовые гидротурбины [Текст] / Ю. У. Эдель, – Л.:

Машиностроение, 1980.-285 с.

4. Топчиева, С. В. Влияние конструктивных особенностей рабочего колеса турбины на процесс гидродинамического размола [Текст] / С.В. Топчиева, Р.А.

Марченко, // Молодые учёные в решении актуальных проблем науки: сб. ст. всеросс.

науч.-практич. конф. – Красноярск, 2011. – Т. II – С. 60-62.

В.Г. Данилов УДК 661.728:676.16:547.458. О.В.Яценкова Б.Н.Кузнецов 1, ПОЛУЧЕНИЕ МИКРОКРИСТАЛЛИЧЕСКОЙ ЦЕЛЛЮЛОЗЫ ИЗ АВТОГИДРОЛИЗОВАННОЙ ДРЕВЕСИНЫ ОСИНЫ Институт химии и химической технологии СО РАН г.Красноярск Сибирский федеральный университет г.Красноярск Изучена возможность получения микрокристаллической целлюлозы (МКЦ) путем обработки автогидролизованного древесного сырья смесью уксусной кислоты и воды в присутствии добавок пероксида водорода и сернокислотного катализатора.

Исследовано влияние параметров предварительной активации древесной биомассы перегретым водяным паром (температуры, давления) и концентрации Н2О2 на стадии обработки автогидролизованного сырья на выход, содержание остаточного лигнина, степень полимеризации, белизну полученной МКЦ. Методом РФА проанализирована надмолекулярная структура МКЦ.

Традиционно микрокристаллическую целлюлозу получают из высококачественного хлопкового сырья, а также отходов текстильной, целлюлозной и сельскохозяйственной промышленности [1, 2]. Известные способы получения МКЦ из древесного сырья включают стадии делигнификации с выделением целлюлозного продукта, отбелку и кислотный гидролиз неорганическими кислотами [3]. Такие технологии производства являются многоступенчатыми, ресурсозатратными и наносят ущерб окружающей среде из-за использования экологически нежелательных реагентов.

Преимущество метода окислительной каталитической делигнификации древесины с использованием «зеленых» реагентов (молекулярного кислорода, пероксида водорода, озона) заключается в том, что появляется возможность получать целлюлозу экологически чистым способом [4, 5]. Ранее авторами показано, что существенная интенсификация окислительной делигнификации древесины пероксидом водорода в среде уксусная кислота – вода происходит в присутствии сернокислотного катализатора [6] или TiO2 [7].

В настоящей работе изучена возможность сокращения расхода делигнифицирующего агента – пероксида водорода за счет использования предварительной активации древесины методом взрывного автогидролиза. Суть метода заключается в кратковременной обработке измельченной древесной биомассы перегретым водяным паром под давлением с последующим резким сбросом давления.

При этом происходит разрыхление древесного материала, деполимеризация гемицеллюлоз и лигнина. Автогидролизованная древесина может быть разделена на целлюлозу, низкомолекулярный водорастворимый лигнин и водорастворимые вещества, образующиеся при распаде гемицеллюлоз [8].

В качестве исходного сырья использовали опилки древесины осины (фракция 5 10 мм). Химический состав осины (% мас.): целлюлоза 46,3;

лигнин 21,8;

экстрактивные 7,8;

гемицеллюлозы 24,5. Опилки подвергались взрывному автогидролизу на установке периодического действия, описанной в работах [9-10], в интервале температур 180-240 С и давлении насыщенного водяного пара 1,0-3,3 МПа в течение 2 мин. Автогидролизованные опилки количественно собирали и подвергали сначала водной экстракции, а затем окислительной обработке. Водную экстрацию осуществляли при 100С, гидромодуле 50 в течение 3 ч. При этом удалялись водорастворимые вещества, до 90% имеющихся в осине гемицеллюлоз, и так называемый низкомолекулярный лигнин (1,5-2,0%). Полученный целлюлозный остаток подвергался одностадийной обработке смесью разбавленной уксусной кислоты и пероксида водорода в присутствии катализатора 2% мас. H2SO4 по методике, описанной в [11].

Полученную МКЦ отделяли от раствора фильтрованием, промывали дистиллированной водой до нейтральной среды, высушивали при температуре 103 С.

Содержание остаточного лигнина в полученной МКЦ, а также показатели влажности и зольности определяли по стандартным методикам [12]. Степень полимеризации (СП) МКЦ определяли в железовиннонатриевом комплексе в соответствии с ГОСТ 25438- на капиллярном вискозиметре типа ВПЖ-3 с постоянной 0,03 мм2/с2 по методике [12].

Белизну полученной микрокристаллической целлюлозы определяли на Енисейском ЦБК на приборе БМ-1 в соответствии с ГОСТ 30113-94.

Надмолекулярную структуру МКЦ анализировали на дифрактометре PANalytical XPert Pro с Cu-K монохроматизированным излучением (=0.154). Съемку дифрактограмм осуществляли в интервале углов 2 от 10 до 60 с шагом 0,01 и временем накопления импульсов в точке 4 с. Линия фона проводилась примерно касательно к минимумам при 10,2-10,5. Индекс кристалличности образцов МКЦ рассчитывали на основании данных рентгеновской дифрактометрии по [13].

Изучено влияние температуры процесса автогидролиза и концентрации пероксида водорода в реакционной смеси на выход МКЦ, содержание в ней остаточного лигнина и белизну. Известно [10], что в процессе автогидролиза при повышенных температурах протекают реакции деацетилирования полисахаридов гемицеллюлоз с образованием уксусной, муравьиной кислот. Органические кислоты катализируют реакции гидролиза эфирных связей в лигноуглеводном комплексе древесины. Таким образом, осуществление последующей делигнификации автогидролизаванной древесины возможно в более мягких условиях – при температуре 110°С, гидромодуле не выше 10, в течение 3 ч.

Максимальный выход МКЦ из автогидролизованной древесины осины составил 32,3% от массы абсолютно сухих опилок (таблица 1), но содержание лигнина в этом образце осталось 1,2% мас. Минимальное количество остаточного лигнина (менее 1% мас.) присутствует в образцах, автогидролиз которых осуществлен при температуре 210-240 С. При этом выход МКЦ 31,0-31,9 % мас. получен даже при увеличенной концентрации пероксида водорода (до 7,3-8,2 % мас.) в реакционной смеси.

Следовательно, незначительное повышение концентрации гидропероксид-анионов (НОО) в реакционном растворе способствует интенсивной окислительной деструкции лигнина, существенно не промотируя реакции окисления углеводной части древесины.

Увеличенная концентрация пероксида водорода в данной реакционной смеси способствует получению МКЦ с белизной 84-85%.

Таблица 1 - Влияние условий автогидролиза и делигнификации на выход и структурные характеристики МКЦ Одностадийная делигнификация Характеристика автогидролизованной древесины МКЦ Параметры автогидролиза Состав раствора, Выход Расход Белизна, МКЦ, % мас.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 8 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

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.