CC BY
32
мае. %; продолжительность обработки составляет 0,5 ч, В свою очередь, введение 2 % сорбента уже в течение 1 ч выдержки масла при 12 °С также позволяет после проведения операции разделения фаз (фильтрацией) получить абсолютно прозрачный продукт.
Активация малоступкинской глины концентрированной уксусной кислотой в соотношении: Т:Ж = 1:2 обеспечивает существенное повышение степени осветления нерафинированного подсолнечного масла даже при комнатной температуре. При введении активированной малоступкинской глины в количестве 1 % степень очистки от восков достигает 96 %; при этом удается выделить также 40,4 % СЖК и до 38 % перекисных соединений.
Завершающая часть данной работы касалась сравнения эффективности действия активированной малоступкинской глины и активированного каолина (Самарская обл.) в отношении указанных сопутствующих веществ масла. Названные сорбенты отличаются количеством кислотных и основных центров на их поверхности: рН 1% водной дисперсии из активированного УК каолина = 5,78, а аналогичной дисперсии из малоступкинской глины -равен 4,39. Нами установлено, что, при прочих равных условиях, более кислая поверхность (в частности, активированная малоступкинская глина) эффективнее сорбирует воски, чем активированный каолин: степень выделения в первом случае выше на 7 %. Схожий эффект наблюдается и в отношении перекисных соединений нерафинированного масла: малоступкинская глина выделяет их в количестве до 38 %, тогда как активированный каолин -29 % таких веществ.
Полученные результаты представляют интерес для разработки теории действия в маслосодержащих средах сорбентов с различной концентрацией кислых и основных центров па поверхности, и создания энергосберегающих технологий выделения биологически активных ингредиентов из растительных масел.
УДК 541.12.012.6
АЛО. Смирнов Л.С. Бобе В.А. Солоухин Н.В. Рыхлов Е.А. Дмитриев
Российский химико-технологический университет им. Д.И. Менделеева, Москва, Россия
ОАО НМИхиммаш, Москва, Россия
СЕПАРАЦИЯ ЖИДКОСТИ ИЗ ГАЗОЖИДКОСТНОГО ПОТОКА В СИСТЕМЕ ВОДООБЕСПЕЧЕНИЯ КОСМИЧЕСКОЙ СТАНЦИИ
В статье представлен анализ проблемы и обсуждение выбора метода центробежной сепарации жидкости из газожидкостного потока в системе регенерации воды из конденсата
атмосферной влаги.
В условиях длительного пилотируемого космического полета важным фактором является обеспечение жизнедеятельности и работоспособности экипажа. Одной из важнейших задач является обеспечение экипажа водой.
Совершенно очевидно, что в условиях длительных космических полетов применение систем водообеспечения, основанных на запасах, является невозможным. В связи с этим одной из наиболее приоритетных задач является проектирование систем регенерации воды. Регенерация воды из жидких отходов жизнедеятельности человека и биотехнического комплекса позволяет обеспечить экипаж водой с минимальными затратами массы запасов. Регенерация воды может производиться из конденсата атмосферной влаги, урины, отработанной технической воды и других водосодержащих смесей. Различные регенерационные системы, разработанные НИИхиммашр], успешно работали на орбитальных космических станциях, начиная с орбитальной космической станции «Сашот-4», затем на станциях «Салют-6», «Салют-7» и на орбитальной космической станции «Мир». На сегодняшний день на борту международной космической станции (МКС) работает система регенерации воды из конденсата атмосферной влаги типа СРВ-К.
Одной из основных технических проблем работы регенерационных систем водообеспечения является необходимость разделения фаз газ-жидкость в условиях невесомости. Жидкость в системы регенерации воды транспортируется воздухом. В связи с тем, что в условиях невесомости отсутствует гравитационный механизм разделения фаз газ-жидкость, при сепарации жидкости из газожидкостиого потока используются силы поверхностного натяжения и инерционные силы. Выбор метода сепарации зависит от расхода газожидкостного потока, соотношения фаз, свойств жидкости и целевого назначения отделяемой жидкости. Так как а системах регенерации воды технологические процессы осуществляются в жидкой фазе, необходимо, как правило, полное отделение жидкости от газа.
В настоящее время в составе системы регенерации воды из конденсата атмосферной влаги СРВ-К Международной космической станции (МКС) успешно работают разделители с металлическими трубчатыми элементами с капиллярно-пористыми стенками [1,2].
Газожидкостная смесь подается в систему периодически. В трубках разделителя осуществляется полная сепарация конденсата атмосферной влаги из газожидкостного потока и одновременный отвод жидкости через ка-пиллярно-пористую перегородку. Ресурс разделителя определяется забивкой капиллярно-пористой перегородки при фильтровании жидкости и может быть существенно увеличен при введении дополнительной ступени сепарации.
В качестве такой ступени может быть использован центробежный разделитель. В этом случае поведение границы раздела фаз газ - жидкость в условиях отсутствия гравитации определяют инерционные силы, действующие на поток газожидкостной смеси. Газожидкостная смесь поступает в аппарат и закручивается за счет сил трения. Отделенная жидкость перемещается за счет центробежных сил в зону максимального радиуса и образует жидкостное кольцо. За счет избыточного давления, возникающего в центробежном поле, жидкость выводится из аппарата (например, черпаковым насосом). Газ освобождается, от жидкости, выводится из аппарата через центральную полоста. Схема центробежного сепаратора представлена на рисунке 1.
Вход гаэожид костной смеси
Рис. 1. Схема центробежного сепара тора: 1-врашающийся корпус (ротор); 2-опоры; 3-отбойник; 4-церпаковый насос; 5-кольцо жидкости
Для оценки параметров
центробежного сепаратора выплнены приведенные ниже предварительные расчеты[2,3]. Принимаем, что газожидкостная смесь закручивается в аппарате со скоростью, равной скорости вращения ротора, и сферическую форму частиц жидкости. На частицу жидкости, которая движется по траектории, представленной на рисунке 2 пунктирной линией, действуют
центробежная сила = — — (силой
тяжести и силой Архимеда в наших условиях пренебрегаем). Сопротивление
- 24
мелких частиц характеризуется законом Стокса д = —, тогда
Яе
Рис. 2. Траектория движения частицы в центробежном аппарате
F.
frVl
/ = 3тийрУк . Здесь £ - коэффициент сопротивления; с! - диаметр
ти1г
капли; / - площадь поперечного сечения капли, / = ——: Уя - скорость
осаждения, равная радиальной скорости, которую можно представить как „ с1Я
Приравнивая центробежную силу и силу сопротивления, действующую на частицу жидкости, и выражая тангенциальную скорость вращения ротора через угловую, получаем уравнение вида:
18// "ссЖ
\dr
о
d2par ¿ R
После интегрирования получим зависимость времени выделения
жидкости из газа, приняв за Ш радиус отбойника и за И.2 радиус ротора: -
с12рсо2 Л,
Таким образом, задавшись максимальным диаметром частиц жидкости, можно определить геометрические характеристики аппарата при заданной скорости вращения или необходимую скорость вращения при известных размерах аппарата.
Вторым критерием является давление отсепарированной жидкости на выходе из аппарата. Жидкость за счет центробежных сил перемещается в зону максимального радиуса, образуя жидкостное кольцо, и выводится из аппарата за счет избыточного Давления на неподвижную обтекаемую лопатку с каналом - черпаковый насос (Рисунок 1). Напор жидкости в зоне отвода (Яср) складывается из гидравлического, определяемого вращающимся в центробежном поле кольцом жидкости, и динамического напора набегающей на неподвижную лопатку жидкости.
1 я«
Статический напор: Н¡¡д = -- Го)гх\Мг ,
8 I
X 1 о> - К I,
динамическим: // . =
2 &
где х' коэффициент, представляющий собой отношение скорости проскальзывания кольца жидкости и скорости вращения ротора со.
Учитывая, что жидкость не может рассматриваться как твердое тело и движется со скоростью меньшей скорости движения ротора, примем X = 0.7 и получим общий напор на входе в неподвижный канал: 2 2 Р2
По данным формулам для расчета напора и времени выделения жидкости из газа выбраны области изменения параметров (таких как геометрические размеры аппарата и частота вращения ротора), в которых следует искать оптимальные варианты.
Для работы разделителя в составе системы воодообеспечения космической станции необходимо, чтобы на выходе из аппарата напор был не менее 2*10 1Та(2 м вод.ст.). В таблице 1 приведены результаты расчетов напоров в зависимости от скорости вращения ротора и расстояния до зоны отвода жидкости, 1Ък принимали равным 30мм.
Из приведенной таблицы следует, что заданная величина напора достигается при значениях частоты оборотов порядка 1000-1500 об/мин и расстояния до зоны отвода жидкости в диапазоне 0,05-0,075 м.
Результат расчета времени выделения жидкости из газа приведен на графике, изображенном на рисунке 3. При расчете принимали //=0,001Па*с, 6=0,Змм, р=1000 кг/мЛ3, К2=52см, Ш=12см.
Табл. Т. Величина напора в зоне отвода жидкости, м вод. ст.
11, об/мин Rcp, м
0,05 0,075 0,1
500 0,28 0,71. 1,31
1000 1,12 2,83 5,23
1500 2,52 6,37 11,76
Анализируя полученный график и принимая во внимание, что для функционирования аппарата в составе системы водообеспечения на борту космической станции требуемый расход газожидкостной смеси, подаваемой в разделитель, соответствует 1,2 л/мин (время разделения жидкости от газа в аппарате при этом составит 3 секунды), приходим к выводу, что аппарат следует проектировать с частотой вращения ротора порядка 1000-1500 об/мин.
е.о
s.o
4,0 3.0
а,о 1.0 о.о
О 500 1000 1500 ОППП
Рис. 3. Зависимость времени выделения жидкости из газа от частоты оборотов ротора аппарата при расстоянии до зоны отвода жидкости 50 мм.
Приведенные в статье расчеты показывают техническую реализуемость процесса сепарации жидкости из газожидкостной смеси в условиях работы в составе системы водообеспечсиия космической станции. Для создания компактного сепаратора с малыми затратами энергии необходимо проведение исследования процесса сепарации, особенно для пенящихся жидкостей, к которым относится конденсат атмосферной влаги, и выбора оптимальных параметров работы и характеристик центробежного сепаратора.
Библиографические ссылки
I. Бобе Л.С., Самсонов Н.М., Новиков В.М. Перспективы развития систем регенерации воды обитаемых космических станций.// Известия Академии Наук. Энергетика, 2009. №1. С. 69-78.
2. Бобе Л.С. Технологические процессы систем регенерации воды./' МАИ; №: Изд-во МАИ, 199.1.
3. Ромашов П.Г., Курочкина М.И. Гидромеханические процессы химической технологии. Л.: Химия, 3982.
УДК 66.047
Е. Н. Виноградова
ООО «НИАП-КАТАЛИЗАТОР», Новомосковск, Россия
ИССЛЕДОВАНИЕ КАТАЛИЗАТОРОВ НА ОСНОВЕ ОКСИДОВ НИКЕЛЯ, МЕДИ И КОБАЛЬТА В ПРОЦЕССЕ ОКИСЛЕНИЯ МЕТАНА
The purpose of this work was searching for the cheaper catalytical composition for deep oxidation of methan which in terms of activity, is on a par with catalysts based on noble metals. Catalyst samples based on Ni, Cu, Co oxides of different composition are prepared by method of impregnation. Carried out the physico-chemical investigation of the samples produced and comparison of their catalytical activity in oxidation of methan. The Ni-Cu-Co catalysts exhibited highest catalytic activity in purification of gases from methan. The optimal composition catalyst tor this process was found.
Целью данной работы был поиск более дешевой каталитической композиции для процесса глубокого окисления метана, не уступающей в активности катализаторам на основе драгоценных металлов. Приготовлены методом пропитки образцы катализаторов на основе оксидов Mi, Си, и Со с разным составом. Проведено физико-химическое исследование полученных образцов и сравнение их каталитической активности в окислении метана. Обнаружено, что наибольшую активность в процессе очистки тазов от метана проявляют Ni-Cu-Co катализаторы. Найден оптимальный состав катализатора для данного процесса.
Процесс глубокого окисления органических веществ, в частности углеводородов. используется для обезвреживания выхлопных газов промышленности и автотранспорта, а также для получения каталитических источников тепла. Из всех углеводородов метан является наиболее труднооокис-ляемым [1]. В связи с этим, если в процессе очистки будут обеспечиваться необходимые условия очистки от метана, то этого будет достаточно для удаления остальных углеводородных примесей. В процессе глубокого окисления метана наиболее активными являются катализаторы на основе металлов платиновой группы. Однако дефицитность и высокая стоимость данных контактов делает актуальной разработку активных, термостабильных и механически прочных катализаторов, не содержащих драгоценные металлы. Достаточно высокими каталитическими свойствами обладают оксиды металлов IV периода, каталитическая активность которых в реакции окисления метана уменьшается в ряду: С03О4 > MnO? > NiO > CuO > СГ2О3 > FejOj > ZnO > T1O2 >Sc203 [2].
Исследованиями, проведенными ранее в Новомосковском институте азотной промышленности [3-5], было установлено, что никельмедные ката-
