Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор работ по исследованию аэрозольной ингибиторной защиты газопроводов и форсунок для распыливания жидкости 15
1.1. Способы ингибиторной защиты от коррозии газопроводов неочищенного газа 15
1.2. Анализ технических решений и исследований по аэрозольной ингибиторной защите газопроводов 21
1.3. Исследования распыливания жидкостей центробежными форсунками 30
1.3.1. Методы расчета истечения жидкости из распылителя центробежных форсунок. 30
1.3.2. Методы расчета спектра капель на выходе центробежной форсунки 38
1.3.3. Методы расчета формирования и развития факела центробежной форсунки 43
1.4. Выводы обзора. Задачи исследования 51
Глава 2. Разработка математической модели работы центробежной форсунки в газопроводе 53
2.1. Математическая модель течения реальной жидкости в распы лителе центробежной форсунки 55
2.1.1. Схема течения жидкости в распылителе 5П
2.1.2. Определение потерь момента количества движения 60
2.1.3. Суммарные потери давления в центробежных форсунках 62
2.1.4. Определение радиуса воздушного вихря 65
2 і. 5. Коэффициент потерь энергии в распылителе форсунки 65
2.2. Сравнение результатов расчета центробежных форсунок различными методами по производительности и прикорневому углу факела 68
2.3. Исследование параметров распределения капель при впрыске 74
2.3.1. Обоснование выбора закона распределения капель по размерам 74
2.3.2. Аэродинамическое дробление капель 83
2.4. Математическая модель течения двухфазного потока в свобод ном факеле распыла с учетом тепломассообмена 85
2.4.1. Схема расчета. Основные допущения 85
2.4.2. Формирование факела на начальном участке 86
2.4.3. Уравнения движения капель 90
2.4.4. Уравнения испарения капель 92
2.4.5. Уравнения прогрева капель 95
2.4.6. Уравнения сохранения расхода, импульса движения и энергии двухфазной смеси 97
2.4.7. Замыкающие уравнения 100
2.4.8. Начальные и граничные условия для математической модели 106
2.5. Математическая модель течения двухфазного потока в свободном факеле распыла без учета тепломассообмена 109
2.6. Выводы по результатам второй главы 110
Глава 3. Исследование с помощью математической модели процессов распыливания вязкой жидкости и формирование двухфазного газожидкостного потока в газопроводе 112
3.1. Исследование влияния конструктивных параметров распылителя и свойств жидкости на параметры истечения 112
3.1.1. Влияние параметров, определяющих геометрическую характеристику форсунки 114
З і. 2 Влияние длины входных каналов, длины сопла, длины камеры закручивания, угла конуса на входе в сопло 121
3.1.3. Влияние вязкости жидкости 134
3.2. Анализ результатов математического моделирования форми рования и движения двухфазного потока в газопроводе 135
3.2.1. Анализ движения капель жидкости в факеле центробежной форсунки при отсутствии массообмена 135
3.2.2. Анализ влияния режима впрыска ингибиторного раствора и транспорта газа на формирование аэрозоля в прифорсуночной зоне 140
3.3. Разработка нового устройства по итогам численного эксперимента... 143
3.4. Выводы по результатам численного эксперимента 145
Глава 4. Экспериментальные исследования распыливания жидкости центробежной форсункой 148
4.1. Цели и задачи экспериментальных исследований 148
4.2. Описание экспериментальных стендов \ 149
4.2.1. Стенд для тарировки форсунок 149
4.2.2. Стенд для исследования форсунок при различной температуре впрыскивающей жидкости 155
4.2.3. Стенд для впрыска жидкости в плотную газовую среду 159
4.3. Выводы по результатам экспериментальных исследований 164
Глава 5. Применение центробежных форсунок при аэрозольном ингибировании промысловых газопроводов карачаганакского и оренбургского нефтегазоконденсатных месторождений 166
5.1. Описание объекта промысловых испытаний 166
5.1.1. Форсуночное устройство для впрыска ингибитора во
внутрипромысловый газопровод малого диаметра 169
5. 1. 2 Методика проведения и результаты испытаний на газопро водах малого диаметра 174
5.2. Промышленные испытания форсунок для аэрозольного инги-бирования соединительных газопроводов большого диаметра 179
5.2.1. Описание объекта промышленных испытаний 179
5.2.2. Применение форсунки на подземном участке газопровода 180
5.2.3. Применение форсунок на открытых участках газопровода 182
5.3. Выводы по результатам промысловых исследований 186
Основные выводы ." 187
Литература
- Анализ технических решений и исследований по аэрозольной ингибиторной защите газопроводов
- Определение потерь момента количества движения
- Влияние параметров, определяющих геометрическую характеристику форсунки
- Стенд для исследования форсунок при различной температуре впрыскивающей жидкости
Введение к работе
Значительная часть добываемого в стране нефтяного и природного газа является агрессивной средой из-за наличия в ней примесей сероводорода, углекислого газа, кислорода, паров воды и требует при транспортировке проведения мероприятий по защите промысловых газопроводов от общей коррозии и сульфидного растрескивания, чтобы предотвратить повреждения основных фондов и связанные с этим аварии, свести к минимуму затраты на ремонт, а также исключить возможное загрязнение окружающей среды. Наиболее остро эта проблема стоит на Оренбургском, Карачаганакском, Астраханском газоконденсатних месторождениях, содержащих большое количество сероводорода и углекислого газа, малосернистых месторождениях Средней Азии.
Ингибиторная защита является одним из самых простых и эффективных методов борьбы с коррозией и заключается в создании на внутренней поверхности газопровода тонкого слоя из молекул ингибитора, способного экранировать металл от воздействия агрессивной среды [21, 24, 31]. Применение ингибиторов коррозии предусматривается в проектах и реализуется на всех месторождениях, в газе которых содержатся агрессивные компоненты.
Одним из перспективных методов защиты ингибированием является аэрозольный [92], заключаЕощийся в вводе ингибиторного раствора в газопровод в распыленном виде, для того чтобы его мелкие капли двигались вместе с газом и постепенно оседали на поверхности трубы, образуя защитную пленку.
Эффективность применения ингибиторной защиты аэрозольным способом напрямую зависит от параметров распиливающего устройства, в качестве которого в большинстве случаев целесообразно использовать центробежную форсунку. Аэрозольный способ пока не нашел широкого применения в промышленности в связи с тем, что для его реализации невозможно применять серийно выпускаемые форсунки, предназначенные для различных двигателей, аппаратов химической технологии и других объектов промышленности, так как они не обеспечивают требуемой тонкости распиливания относительно вязкой
жидкости.
Существующие методы расчета форсунок и результаты теоретических м экспериментальных исследований, полученных применительно к различным объектам промышленности, не удовлетворяют требованиям проектирования и эксплуатации форсунок для аэрозольной ингибиторной защиты, так как не учитывают особенностей условий их работы в газопроводе. Требования к тонкости распыла для аэрозольной защиты газопроводов столь высоки, что, как правило, выходят за рамки исследований большинства авторов.
В связи с этим актуальной является задача исследования процессов, происходящих в рабочей камере центробежной форсунки и в прифорсуночной зоне газопровода, разработки конструкций и методов расчета центробежных форсунок для аэрозольной ингибиторной защиты газопроводов.
Цель работы: создание центробежных форсунок для аэрозольной ингибиторной защиты газопроводов, характеризующихся топким распылом ингиби-торного раствора и методов расчета, необходимых для их эффективного применения.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
- разработать математическую модель истечения реальной жидкости из
распылителя центробежной форсунки;
разработать математическую модель формирования и развития факела центробежной форсунки;
теоретически и экспериментально исследовать процессы, происходящие при распыливании жидкости центробежными форсунками в газопроводе;
исследовать влияние конструктивных факторов, свойств жидкости и давления газовой среды на параметры двухфазного потока в прифорсуночной зоне газопровода;
на основании анализа результатов математического моделирования, экспериментальных исследований и промышленных испытаний разработать практические рекомендации по применению центробежных форсунок для аэрозольной
12 ингибиторной зашиты газопроводов.
Научная новизна работы заключается в следующем:
разработана математическая модель истечения реальной жидкости из распылителя центробежной форсунки с учетом конструктивных параметров распылителя, свойств жидкости;
разработана математическая модель формирования факела центробежной форсунки с учетом аэродинамического дробления первоначальных капель в прикорневой зоне и его развития в газопроводе с учетом дина*мического испарения капель;
исследованы зависимости основных характеристик распыливания жидкостей центробежными форсунками в газопроводе от размеров отдельных элемен го:$ распылителя, шероховатости поверхности его рабочей камеры, вязкости жидкости, режима впрыска и параметров газа в газопроводе;
впервые получены экспериментальные данные по характеристикам факела распыла растворов ингибиторов коррозии в широком диапазоне температуры впрыскиваемой жидкости, перепада давления на форсунке и давления окружающего газа.
Практическая значимость работы заключается в том, что разработанные математические модели истечения жидкости из распылителя центробежной форсунки, формирования и развития факела в газопроводе, реализованные в виде компьютерной программы расчета в среде Delphi, а также результаты проведенных экспериментальных исследований и промышленных испытаний обеспечивают возможность проектирования систем впрыска для аэрозольного ингибирования газопроводов, обеспечивающих их защиту от внутренней коррозии. В настоящее время все газопроводы неочищенного газа Оренбургского ГКМ оборудованы системами аэрозольной ингибиторной защиты, включающими форсунки ФХ-11Б.
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на научно-технических конференциях «Повышение эффективности поисков, разведки и освоения нефтяных, газовых и газоконден-
13 сатных месторождений» (Ставрополь, 1985 г.), «Противокоррозионная защита
нефтегазопромыслового оборудования и трубопроводов» (Уфа, 1985 г.), всесоюзном совещании «Проблемы защиты от коррозии нефтегазопромыслового оборудования» (Смоленск, 1991 г.), научно - технических конференциях «Актуальные проблемы состояния и развития нефтегазового комплекса России» (Москва, 1994, 1997, 2001, 2003 гг.), Ш Международном конгрессе «Защита-98» (Москва, 1998 г.), научно-технических конференциях «Нефтегазовое образование и наука: итоги, состояние и перспективы» (Москва, 2000 г.).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 17 печатных работ, получено 2 авторских свидетельства и 1 патент на изобретение.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глар, основных выводов, списка литературы. Работа выполнена в объеме 198 стр. машинописного текста, содержит введение, пять глав, основные выводы, 22 таблицы, 56 рисунков. Список литературы включает 102 наименования.
Содержание работы. В первой главе проведен анализ работ, посвященных исследованию аэрозольной ингибиторной защиты газопроводов и оборудования для распыливания жидкостей. Проанализированы методы расчета центробежных форсунок. Проведенный анализ работ позволил сформулировать основные задачи перед данным исследованием и пути их решения.
Во второй главе рассмотрены процессы, происходящие при впрыске жидкости в газопровод. Разработаны математическая модель истечения реальной жидкости из распылителя центробежной форсунки и математическая модель формирования и развития факела форсунки в газопроводе.
В третьей главе выполнено исследование с помощью математических моделей процессов распыливания вязкой жидкости и формирования газожидкостного факела аэрозоля в газопроводе. На основании результатов моделирования проведен анализ влияния размеров отдельных элементов распылителя, шероховатости поверхностей его рабочей камеры, вязкости жидкости и других основных факторов на работу форсунки. Представлены результаты анализа
14 влияния режима впрыска ингибиторного раствора и параметров транспорга газа на формирование аэрозоля в прифорсуночной зоне.
Четвертая глава посвящена экспериментальным исследованиям, в которых исследовались процессы распыливания различных жидкостей (воды, керосина, ингибиторов коррозии и их растворов) центробежными форсунками при атмосферном давлении и при давлении до 4 М Па. .Показано, что результаты теоретического анализа удовлетворительно согласуются с результатами экспериментальных исследований.
В пятой главе представлены результаты опытно-промышленных испытаний аэрозольной ингибиторной защиты газопроводов с применением разработанных форсунок на Карачаганакском и Оренбургском нефтегазоконденсатных месторождениях.
Анализ технических решений и исследований по аэрозольной ингибиторной защите газопроводов
Работу установки для аэрозольной ингибиторной защиты можно охарактеризовать следующими выходными параметрами: средним диаметром производимых капель; функцией распределения капель по размерам; концентрацией впрыскиваемой жидкости в газовом потоке. По этим характеристикам в каждом конкретном случае выбирается система впрыска для аэрозольной защиты, позволяющая с наименьшими затратами создать требуемую толщину ингибиторной пленки.
Все системы впрыска для аэрозольной ингибиторной защиты можно разделить натри группы по способу создания аэрозоля [30, 73]:
1) системы с впрыском ингибитора в газопровод пневматическими (газожидкостными) форсунками;
2) системы с впрыском ингибитора непосредственно в газопровод с помощью центробежных или струйных форсунок;
3) установки с впрыском ингибитора в какое-либо устройство (емкость, коагулятор, контактор), где происходит осаждение крупных капель с последующим отводом аэрозоля с мелкими каплями из устройства в газопровод.
Эффективность применения установок первой группы с газожидкостными форсунками была показана в работах [98, 101]. В этих установках струя ингибитора разбивается на мелкие капли под действием высокоскоростного потока распыливающего газа. По данным этих авторов, образовавшийся аэрозоль может проходить расстояния до 50 км и более.
Принципиальная технологическая схема такой установки показана на рис. 1.1 [7]. Подача распыленной жидкости осуществлялась под углом около 30 к оси трубы (по потоку). Недостатком данного устройства является то, что для получения тонкого аэрозоля давление в баллоне должно быть не менее чем в 1,5...2 раза больше давления в газопроводе.
Рис. 1.1. Впрыском При этом расход распиливающего газа довольно большой, поэтому необходимо часто менять баллоны и заправлять их, для чего нужен компрессор. Недостатком данной установки является также и то, что при движении ингибитора в факеле форсунки под углом к оси многие капли под действием сил инерции отбрасываются на противоположную сторону газопровода. Применение-подобной схемы может быть целесообразным, на наш взгляд, лишь для газопроводов низкого давления (до 0,3...0,5 МПа) и для газопроводов, где есть источник газа более высокого давления, чем в защищаемом газопроводе.
С ее помощью защищались сборные линии длиной 250 км на месторождении штата Коста Рика (Мексика). Содержание агрессивных компонентов в газе: Н2 - 1,7%, С02- 2,9%. Ингибитор из резервуаров 1, 2, 3, каждый из которых объемом 200 л, подается насосом 10 через регулирующий клапан 5 на форсунку 8. Регулирование расхода ингибитора производится здесь автоматически путем использования энергии газа в газопроводе. Однако при снижении подачи насоса будет происходить и снижение перепада давления на форсунке, что приведет к росту производимых форсункой капель, и уменьшению длины ингиби-руемого участка. Каких-либо данных о конструкции и размерах элементов форсунки в статье не приводится.
Комплекс экспериментальных, теоретических и промысловых исследований аэрозольного ингибирования выполнен И.В. Оболенцевым [47]. Промысловые исследования проводились на газопроводе УКПГ-8 - Оренбургской ГПЗ. Технологическая схема установки для защиты газопровода показана на рис. 1.3. Впрыск раствора ингибитора производится центробежной форсункой с двумя распылителями с диаметром сопла 1,5 мм. Расход жидкости составлял 100 л/час при перепаде давления на форсунке 5,5 МПа. За несколько часов ингибирования на расстоянии 675 м от точки впрыска на образцах-свидетелях накапливалась пленка толщиной 7...9,5 мкм.
Определение потерь момента количества движения
Суммарные потери давления складываются из потерь во входных каналах ДРВХ и камере закручивания АРКЗ, которая, в свою очередь, разбита на три зоны (см. выше).
Как показано в книге А.Д. Альтшуля [4], наиболее точно потери давления для каждой отдельной зоны можно представить следующим выражением:
Первые три члена уравнения (2.1.21) в квадратных скобках учитывают потери в местных сопротивлениях: первый - на вязкостное сопротивление, второй и третий обусловлены инерционными силами, возникающими при внезапном сжатии и расширении потока. Четвертый член уравнения (2.1.21) представляет собой формулу Дарси-Вейсбаха для расчета потерь в трубе длиной L и эквивалентным диаметром с!э с коэффициентом гидравлического трения Я. Входящие в формулу площади f3 и f2 определяются в месте изменения сечения потока и после него соответственно. Коэффициент сжатия струи єсж определяется по формуле:
Потери давления при течении реальных жидкостей в камере закручивания складываются из местных потерь, вызванных внезапным изменением расходной скорости потоков, поступающих в камеру закручивания из входных каналов, до величины, равной расходной скорости в выходном сечении сопла (обозначим эту величину АРКМ), и из потерь на трение о цилиндрическую АРКЦ и торцовые АР, поверхности камеры закручивания.
Л.А. Клячко [59] рассмотрел потери давления в результате трения жидкости о стенки в камере закручивания прямоугольной формы. Для общего случая (рис. 2.2), когда передний торец выполнен в форме конусной поверхности с углом наклона /?, полученное в [59] дифференциальное уравнение для потерь энергии можно записать следующим образом:
Решив уравнение (2.1.35) численным методом относительно (рс и воспользовавшись выражением (2.1.27), можно найти радиус воздушного вихря ги в выходном сечении сопла.
Изложенные выше уравнения (2.1.1)-(2.1.35) составляют замкнутую систему, позволяющую описать истечение реальных жидкостей из центробежных форсунок. Разработанная модель позволяет получить распределение поля скоростей на срезе сопла форсунки, оценить влияние шероховатости поверхностей отдельно для входных каналов, камеры закручивания и внутренней поверхности сопла, оценивать потери в распылителе форсунки по общепринятым эмпирическим уравнениям современной гидравлики.
Для оценки экономичности распылителя с точки зрения энергетиче ских затрат введено понятие гидравлического КПД [53]. Гидравлическим КПД форсунки называют величину, отражающую эффективность преобразования потенциальной энергии давления перед форсункой в кинетическую энергию движения струи жидкости на выходе из нее. Определяющим понятием в данном случае является скоростной напор струи жидкости на выходе из сопла форсунки. Запишем формулу для определения КПД как отношения действительной кинетической энергии струи на выходе к располагаемой энергии на входе:
На выходе из сопла форсунки закрученный поток характеризуется осевой и окружной скоростью, радиусом воздушного вихря. Выходную кинетическую энергию выразим в виде интеграла от произведения элементарных расходов на скоростной элементарный напор:
Влияние параметров, определяющих геометрическую характеристику форсунки
Для оценки влияния диаметра сопла были проведены расчеты для пяти геометрически подобных распылителей, имеющих одинаковые: безразмерную геометрическую характеристику; угол входа в сопло; шероховатость внутренних поверхностей; длину сопла и входных каналов. Размеры распылителей приведены в табл. 3.1. Как уже отмечалось, диаметр сопла является основным размером форсунки, влияющим на ее расходные показатели и размеры капель, что демонстрируют кривые на графике (рис. 3.1). При изменении диаметра сопла от 1 до 5 калибров расход возрастает в 17 раз, а максимальный диаметр - в 2 раза. На этом же рисунке показано влияние вязкости жидкости: с увеличением вязкости в 10 раз для распылителя с диаметром dc = 0,4 мм - расход увеличивается на 18%, а для распылителя с диаметром dc = 2 мм - на 6%, в то же время максимальный диаметр возрастает соответственно на 73% и 64%, то есть влияние вязкости на максимальный диаметр намного существеннее, чем на расход, причем чем меньше диаметр сопла, тем изменение больше.
Уменьшение размеров распылителя (соответственно, и уменьшение внутренней поверхности трения) приводит к увеличению потерь в нем, что. заметно на рис. 3.2, показывающем изменение коэффициента расхода и эквивалентной геометрической характеристики форсунки.
Мы видим, что Аэ выше у форсунок с большим диаметром сопла. Это относится и к прикорневому углу факела распыливания. Большие потери в распылителях с меньшим диаметром сопла объясняются более высоким значением коэффициента гидравлического трения X, который согласно формуле Альтшуля (2.1.11) возрастает с уменьшением числа Рейнольдса и диаметра эквивалентного отверстия. Причем влияние X значительно сильнее по сравнению с влиянием площади внутренней поверхности распылителя.
Из приведенных в данном параграфе графиков следует, что основным критерием сравнения распылителей с разным диаметром сопла должен являться максимальный диаметр капель.
Мы рассмотрели варианты распылителей с одинаковой геометрической характеристикой, у которых одновременно изменялись диаметр сопла и еще два параметра: диаметр входных каналов и плечо закручивания (а вместе с ним и диаметр камеры закручивания). При этом изменились входной момент количества движения на входе в камеру закручивания и площадь внутренней поверхности камеры. Интересным для рассмотрения представляется случай, когда постоянство геометрической характеристики достигается изменением только одного параметра - диаметра входных каналов при фиксированном плече закручивания (и диаметре камеры закручивания). Варианты распылителей с изменением только диаметров dc и dBX представлены в табл. 3.2.
Варианты распылителей, отличающиеся диаметрами.dc и d, Оно о мм R,мм DK,мм dBX, мм ММ Lc,ММ LBX, ММ п о Геометрическаяхарактеристика
На рис. 3.3 мы видим, что для реальной жидкости монотонному уменьшению диаметра сопла уже не всегда соответствует монотонное убывание размеров капель. Наблюдается явление «вязкостного барьера», когда потери энергии в форсунке, толщина пелены жидкости и размеры капель с уменьшением диаметра сопла сначала убывают, а потом начинают возрастать после прохождения точки с dc = 0,4 - 0,5 мм. Поведение кривых коэффициента расхода форсунки и эквивалентной геометрической характеристики, представленных на рис. 3.4, повторяет поведение кривых рис. 3.2. Для обоснования выбора размеров распылителя наравне с максимальным размером капель можно пользоваться и величиной толщины пленки жидкости на срезе сопла форсунки. Кривые изменения толщины пленки жидкости и коэффициента потерь энергии в распылителе для трех значений вязкости жидкости 1, 10 и 20 мПа-с представлены на рис. 3.5. Как мы видим, характер кривых изменения толщины пленки жидкости отражает поведение кривых изменения потерь энергии в распылителе форсунки.
Исследуем изменение показателей форсунки при росте геометрической характеристики за счет увеличения диаметра сопла при фиксированном плече закручивания и радиусе входных каналов. На рис. З.б представлена зависимость геометрической и эквивалентной характеристики форсунки от диаметра сопла. При приближении радиуса сопла к радиусу плеча закручивания эквивалентная геометрическая характеристика возрастает, достигая своего максимума, что также было отмечено и у авторов [5]. Если судить по поведению только Аэ и Дф, то выбор следует остановить на открытой форсунке, когда плечо закручивания равно радиусу сопла. Однако кривые изменения толщины пленки жидкости на срезе сопла при разной вязкости, представленные на рис. 3.7, позволяют сделать вывод о том, что это справедливо только для жидкостей с большой вязкостью - более 10 мПа-с (ингибитор). С уменьшением вязкости увеличение радиуса сопла приводит к увеличению толщины пелены жидкости и, следовательно, росту максимального диаметра капель, который в случае аэрозольного ингибирования является основным показателем.
Стенд для исследования форсунок при различной температуре впрыскивающей жидкости
Результаты численного эксперимента при моделировании факела форсунки, в частности графики траекторий капель разного диаметра, позволяют увидеть следующую закономерность, чем больше размер капли, тем больше удалена она от оси факела. Это наблюдение легло в основу предложенного автором совместно с Ю.В. Зайцевым и А.И. Ходыревым устройства для аэрозольного ингибирования газопроводов, основанного на инерционном принципе осаждения крупных капель [2].
Общий вид устройства показан на рис. 3.29; на рис. 3.30 - то же, при исполнении с коагулятором в виде усеченного конического патрубка; на рис. 3.31 - схема, поясняющая процесс регулирования качества получаемого аэрозоля в коагуляторе в виде усеченного конического патрубка.
Устройство для аэрозольного ингибирования газопровода содержит диспергирующую камеру 1 с установленной в ней центробежной форсункой 2 с сопловым отверстием 3, подводящий 4 и отводящий 5 трубопроводы, связывающие камеру 1 с газопроводом 6, резервуар для ингибитора 7 с системой подачи ингибитора 8 к форсунке 2 и системой возврата осажденных капель 9.
Устройство также снабжено размещенными в диспергирующей камере 1 коагулятором 10 крупных капель, установленным по оси соплового отверстия 3 форсунки 2, и кольцевым сборником 11, сообщенным с системой возврата 9.
Сопло 3 форсунки 2 обращено к отводящему трубопроводу 5, а полость резервуара 7 для ингибитора соединена своей верхней частью с подводящим трубопроводом 4 линией 12 с вентилем 13.
Коагулятор 10 может быть выполнен в виде цилиндрического патрубка 14 с входным отверстием 15, в котором размещена форсунка 2.
Кроме того, коагулятор 10 может быть выполнен в виде усеченного конического патрубка 16, ориентированного большим основанием 17 в сторону отводящего трубопровода 5, а форсунка 3 установлена с возможностью перемещения вдоль оси патрубка 16 коагулятора 10. Осевое перемещение может осуществляться с использованием полого штока 18, на конце которого закреплена форсунка 2, введенного в камеру 1 через стенку подводящего трубопровода 4, загерметизированного и снабженного перемещающимся устройством любого типа, например винтового, реечного и др.
Система подачи 8 может содержать насос 19 любого типа. Резервуар 7 снабжен заправочным устройством 20 и указателем уровня 21. Практически при любых углах конусности коагулятора устройство может работать, только при изменении угла будет изменяться точность регулировки.
Диаметр цилиндрического коагулятора может быть легко подсчитан из известных зависимостей, исходя из условия, что периферийная часть факела контактирует с внутренней стенкой коагулятора.
Устройство работает следующим образом. При включении устройства в газопровод 6 и пуске в работу устройства на форсунке 2 возникает факел, имеющий коническую форму, расширяющуюся в сторону движения потока. По законам газовой динамики при движении газа в "камере 1 факел вызывает разрежение во входном отверстии 15 патрубка 14, и за счет этого по подводящему трубопроводу 4 газ из газопровода 6 поступает в камеру 1, где насыщается каплями ингибитора коррозии и подается через отводящий трубопровод 5 обратно в газопровод 6. Таким образом, движение газа в основном осуществляется за счет энергии движущихся частиц факела.
Наиболее крупные капли при работе центробежной форсунки 2 сосредоточены в периферийных зонах факела, с приближением к оси факела диаметр капель уменьшается.
В силу этого на внутренней стенке коагулятора" 10 осаждаются отбрасываемые под действием сил инерции наиболее крупные движущиеся капли, гте они коагулируют и стекают в кольцевой сборник 11.
Таким образом, наиболее мелкие капли ингибитора вместе с газом попадают в отводящий трубопровод 5 и в виде аэрозоля движутся по газопроводу 6, оседая на его стенках и защищая внутреннюю поверхность газопровода 6 на расстоянии до нескольких километров.
