Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследований 9
1.1. Старение, очистка и регенерация смазочных масел 9
1.2. Способы удаления водотопливных фракций из смазочных масел 13
1.2.1. Анализ способов удаления водотопливных фракций 13
1.2.2. Плёночное испарение как способ удаления воды и топлива из отработанного смазочного масла 18
1.3. Задачи исследования 22
2. Расчётно-теоретическое исследование процессов тепломассообмена при удалении водотопливных фракций из отработанных смазочных масел 23
2.1. Обоснование необходимости усовершенствования процесса удаления водотопливных фракций 23
2.2. Расчётно-теоретический анализ процессов тепломассообмена вроторно-плёночной установке 24
2.3. Расчёт процессов газодинамики роторно-плёночной установки 30
2.3.1. Моделирование процессов газодинамикироторно -плёночной установки 30
2.3.2. Решение уравнения радиальной скорости 37
2.3.3. Решение уравнения тангенциальной скорости 44
2.3.4. Решение уравнения осевой скорости
2.4. Расчётные характеристики процессов
газодинамики 54
2.5. Выводы 72
3. Методика экспериментальных исследований, экспериментальная установка и применяемая аппаратура 74
3.1. Общая методика и программа исследований 74
3.2. Методика обоснования выбора компонентов исследуемой смеси 74
3.3. Методика подготовки многокомпонентных смесей... 77
3.4. Методика расчёта теплового баланса роторно-плёночной установки 78
3.5. Методика лабораторных исследований процесса удаления водотопливных фракций из отработанных смазочных масел 85
3.6. Методика исследований процессов удаления водотопливных фракций на роторно-плёночной
установке 87
3.7. Методика определения физико-химических показателей регенерируемых масел 90
3.8. Экспериментальная установка, применяемая аппаратура. Погрешность измерений 91
4. Результаты расчётно-экспериментальных исследований по усовершенствованию технологии удаления водотопливных фракций 95
4.1. Результаты расчёта теплового баланса роторно -плёночной установки 95
4.2. Результаты лабораторных исследований процесса удаления водотопливных фракций ПО
4.2.1. Результаты лабораторных исследований процесса удаления смеси углеводородов и воды 110
4.2.2. Результаты лабораторных исследований процесса удаления смеси дизельного топлива и вод 112
4.2.3. Результаты лабораторных исследований процесса удаления водотопливных фракций из отработанных смазочных масел 115
4.3. Результаты экспериментальных исследований удаления водотопливных фракций нароторно-плёночной установке 119
4.4. Параметры оптимизации процессов тепломассообмена 127
4.5. Технология удаления водотопливных фракций из отработанных смазочных масел нароторно-плёночной установке 129
4.6. Выводы 132
4.7. Оценка эффективности научных разработок 135
5. Общие выводы 138
6. Список литературы
- Плёночное испарение как способ удаления воды и топлива из отработанного смазочного масла
- Расчётно-теоретический анализ процессов тепломассообмена вроторно-плёночной установке
- Методика расчёта теплового баланса роторно-плёночной установки
- Результаты лабораторных исследований процесса удаления смеси углеводородов и воды
Введение к работе
Актуальность темы. Общие закономерности трения, износа и смазки деталей двигателя, влияние на интенсивность их изнашивания свойств используемых масел, изменение этих свойств по мере старения масел, взаимосвязь процесса старения с условиями, в которых находится работающее масло, методы оценки качества применяемого масла вообще и как объекта очистки, в частности, и, наконец, процессы очистки циркуляционных масел - таков краткий перечень вопросов, на основе изучения которых могут быть вскрыты резервы повышения моторесурса и экономичности двигателей внутреннего сгорания.
В процессе эксплуатации масла подвергаются более или менее значительным трансформациям, характер и глубина которых зависят от условий работы и свойств масел. В большинстве случаев эти трансформации таковы, что не исключают возможности повторного использования масел после надлежащей очистки и удаления продуктов старения.
Регенерация отработанных нефтепродуктов является одним из лучших способов их утилизации, так как обеспечивает возможность многократного использования сырья, приводит к увеличению ресурсов производства масел, предохраняет окружающую среду от загрязнения.
Одним из важных вопросов данной проблемы является применение при регенерации масел комбинированных, экологически безопасных методов. Для их реализации необходимо использовать малогабаритные стационарные регенерационные установки небольшой производительности (до 50кг/час).
Цель исследований. Усовершенствование технологии удаления водотопливных фракций из отработанного смазочного масла путём оптимизации процессов тепломассообмена.
Объекты исследований. 1. Дизельное топливо марки "3" ГОСТ 305-82. 2. Моторное масло МС-20 ГОСТ 21743-76. 3. Отработанное моторное масло ГОСТ 21046-86.
Научная новизна работы.
-
Модель процессов тепломассообмена, обеспечивающая сокращение энергетических затрат на удаление водотопливных фракций из смазочных масел.
-
Технология реализации математической модели, учитывающая мно-гокомпонентность смазочных масел.
-
Многокомпонентная смесь, включающая основные соединения, содержащиеся в топливах и маслах.
-
Количественные характеристики и закономерности изменения параметров тепломассообмена.
Практическая значимость работы.
-
Программа расчета процессов газодинамики.
-
Методики подготовки многокомпонентных смесей и расчёта теплового баланса роторно-плёночной установки.
-
Параметры оптимизации процессов тепломассообмена.
-
Усовершенствованная технология удаления водотопливных фракций из отработанных смазочных масел.
Реализация результатов работы. Математическая модель процессов тепломассообмена при удалении водотопливных фракций из отработанных смазочных масел, методика расчета теплового баланса роторно-плёночной установки приняты к внедрению Академией прикладных технологий (Санкт-Петербург). Основные результаты исследований, реализованные в виде усовершенствованной технологии удаления ВТФ из ОСМ приняты к внедрению в научно-исследовательской лаборатории кафедры "Тракторы, автомобили и теплоэнергетика" СПГАУ.
Апробация. Основные положения диссертационной работы доложены, обсуждены и одобрены на: - научно-технических семинарах стран СНГ (СПГАУ), Санкт-Петербург, 1996-2000 гг.; - международной научно- технической конференции "Транском-97" (СГГГУВК), Санкт-Петербург, 1997г.; -всероссийских научно-методических конференциях (СПГУВК), Санкт-Петербург, 1998-1999 гг.
Публикации. Основные положения диссертационной работы опубликованы в 5 печатных работах.
Структура и объём диссертации. Работа состоит из введения, четырёх глав, общих выводов, списка литературы, включающего 84 наименования, и 1 приложение. Содержит 150 страниц машинописного текста, включает 76 рисунков и 4 таблицы.
Плёночное испарение как способ удаления воды и топлива из отработанного смазочного масла
Для регенерации отработанных смазочных масел (ОСМ) применяется множество различных аппаратов и установок, действие которых основано на сочетании физических, химических и физико-химических способов. Но эф 14 фективность их работы недостаточно высока [14,35,39,41,55,59,61,66,78]. Это относится в первую очередь к регенерации моторных масел, содержащих разнообразные присадки. При регенерации масел, кроме удаления продуктов старения, необходимо удаление водотопливных фракций (ВТФ), без чего невозможно получить масло с первоначальной вязкостью и температурой вспышки. Процесс удаления ВТФ основан на разности температур кипения воды, топлива и масла [26,27,36,46,54,62,68]. При нагреве ОСМ в первую очередь удаляется вода и фракции топлива, т.к. их температурный интервал выкипания ниже температурного интервала выкипания масла. Температурный режим удаления ВТФ зависит от фракционного состава топлива и способа его удаления [35,39,41,57,71]. Чем выше пределы выкипания топлива, тем более высокая температура требуется для удаления тяжёлых фракций топлива из моторных масел.
Малогабаритные регенерационные установки, применяемые для удаления ВТФ, принципиально не отличаются от промышленных нефтеперегонных установок, но, имея меньшие габариты, они оказываются значительно проще. На всех установках удаление ВТФ осуществляется двумя способами: однократным или постепенным испарением [41,71]. Для постепенного испарения применяют кубовые установки периодического действия типа ВИМЭ-6, ВИМЭ-4, а для однократного - трубчатые печи непрерывного действия ВИМЭ-2, МР-30, РМ-50-62, РМ-100 [14,34,35,39,55,61,66,71]. В масло-регенерационных установках топливо испаряется из масла, нагретого в трубчатой печи до требуемой температуры, а в испарительных колоннах, как правило, под вакуумом. Применение вакуума способствует снижению температуры испарения ВТФ. Обычно давление разрежения составляет 100-150 мм.рт.ст. [31,71].
Установки для постепенного испарения имеют более простую конструкцию и проще в обслуживании, но установки для однократного испарения о более эффективны, т.к. позволяют использовать более низкие (на 30-60 ) температуры нагрева масла.
Более качественная регенерация производится в промышленных условиях. Здесь переработка масла идёт по схеме: удаление воды - отгонка топливных фракций - вакуумная перегонка - доочистка [20,33,55,79]. Две первые стадии осуществляют в атмосферных колоннах. Третья стадия проводится в вакуумных колоннах с использованием тонкоплёночных испарителей. Основным способом очистки остаётся адсорбционный [20,55,59].
Для получения более качественных регенерированных масел вакуумную перегонку чаще проводят по технологии тонкоплёночного испарения [1,3,11,79,80,82]. Такой способ позволяет эффективно удалять из ОСМ загрязнения и продукты деструкции присадок при температурах, не превышающих температуру вспышки масла [20]. В тонкоплёночном испарителе в отличие от обычных ректификационных колонн с насадкой или тарелками регенерируемое масло находится при максимальной температуре 2-10 секунд, что предотвращает термическое разложение масла и закоксовывание аппаратуры.
Моторные масла, отработавшие свой срок, не способны удовлетворять предъявляемым к ним требованиям для работы в ДВС [48]. Углеводородный состав в процессе старения не претерпевает существенных изменений [69], что является предпосылкой возможности регенерации и повторного использования [8,9,22,34,39,41,45,61,71].
В нашей стране [71] наиболее распространённой маслорегенерацион-ной установкой для применения на предприятиях являлась установка ВИМЭ-2. На её базе завод "Реготмас" создал модернизированную установку РМ-50-62 (рис.2).
Эта установка обладала рядом недостатков: необходимостью предварительной обработки отбеливающими глинами, которые необходимо потом отделять от масла и утилизировать; большим расходом электроэнергии; дли 16 тельностью технологических процессов и необходимостью постоянного контроля за их проведением; большим количеством маслоотходов.
Самарским сельскохозяйственным институтом (кафедра "Тракторы и автомобили") [38] разработана маслорегенерационная установка (рис.3), позволяющая при своих малых габаритах по сравнению с предыдущей установкой получить восьмидесятипроцентный выход регенерированного масла по сравнению с поступающим на регенерацию ОСМ.
Недостатками данной установки являются; необходимость предварительной обработки масла коагулянтами; большой расход электроэнергии, необходимость постоянного контроля за проведением технологического процесса, получение после регенерации исключительно трансмиссионных масел.
В ВИИТиН (г. Тамбов) разработаны передвижные малогабаритные установки УОМ-1А и УОМ-3 (1000 750 1050) производительностью 4-120 л/час для центробежной очистки моторных и индустриальных масел [35]. ВИИТиН совместно МГАУ (Москва) создана малогабаритная передвижная установка производительностью 50...70 л/час (1370 800 1080) для очистки отработанных масел центрифугированием и микрофильтрацией [35]. Наибольший интерес представляют разработки ВНИПТИМЭСХ (г. Зерноград) [10]. Создана передвижная установка по регенерации масел ПМУ-66 производительностью 200-400 л/смена, в которой используется центрифугирование и вакуумное испарение. Кроме того, разработаны однооперационные установки УМС-1 и УМС-2, многофункциональные установки СУОМ-1 и СУ-ОМ-2 для регенерации масел [35]. На их базе созданы моноблочные многофункциональные регенерационные комплексы УРМ-1 и УХРМ-1, в которых реализованы гравитационная очистка, центробежная очистка, испарительно-вытяжной метод, микрофильтрация, ультразвуковая обработка и дозирование присадок. Производительность комплексов 400-800 л/смена. Конечный продукт смешивается с товарными маслами или присадками.
Расчётно-теоретический анализ процессов тепломассообмена вроторно-плёночной установке
Зависимость радиальной скорости от радиуса имеет параболический характер. В местах контакта газа с жидкой средой радиальная скорость принимает максимальные значения в силу того, что стенка цилиндра, следуя постановке задачи, является подвижной, а все остальные зафиксированы. Кроме этого, с поверхности жидкости происходит испарение, что также должно влиять на радиальную скорость.
На рис.8 представлен график, дающий представление о том, как происходит рост радиальной скорости при различных значениях угла ф, так как с ростом давления при неизотермическом движении скорости газов возраста Vr , м/с
Зависимость радиальной скорости от угла межлопастного канала на различном расстоянии от оси вращения (Р=0,01МПа, р=0,06812 кг/м , V=157 10 6M2/C). ют [40]. Среднеарифметическое изменение скорости было получено путём обобщения данных распределения радиальной скорости при давлениях 0.01,0.03,0.05 и 0.075 МПа. Как показывает график, рост радиальной скорости происходит равномерно и подобно кривым радиальной скорости (рис.7). за исключением кривой среднеарифметического изменения скорости при ф=-7,5, где рост скорости вблизи поверхности движущейся стенки одинаков.
На рис.9 представлена зависимость изменения радиальной скорости от угла межлопастного канала при разных числовых значениях радиуса (расстояние от оси вращения). На данном графике рассмотрены значения угла ф от -15 до 0 при угле межлопастного канала равного 30 , так как в промежутке от 0 до +15 значения скорости будут идентичными, значение радиуса менялось в пределах от 0,0115м до 0,025м.
Зависимость имеет параболический характер. Максимум радиальной скорости смещён в сторону центра межлопастного канала, и как показали расчёты, при увеличении давления продолжает сдвигаться к центру. Поэтому дивергенция скорости принимает большее числовое значение на промежутке от -6 до -0 , чем от -15 до -6 .
Влияние геометрической формы канала не исследовалось, поскольку распределение радиальной скорости в целом не должно измениться, так как соотношение между углом и размерами лопасти у большинства УПРТ примерно одни и те же.
Достаточно сказать, что при увеличении угла между лопастями максимумы радиальной скорости сдвигаются к левой и правой границе канала. Уже при угле межлопастного канала равном 60 максимум радиальной скорости располагается в районе ±16, относительно центральной оси канала или 14 и 46.
На рис.10 представлена зависимость изменения тангенциальной скорости от радиуса межлопастного канала при разных числовых значениях угла. На данном графике рассмотрены значения угла ф от-15 до 0 при угле межлопастного канала равного 30 , так как в промежутке от 0 до +15 значения скорости будут идентичными в силу представляемого нами движения потока газа как ламинарного. На границе газ-жидкость тангенциальная скорость принимает максимальные по модулю значения. В районе г=0,0145м тангенциальная скорость принимает минимальное (нулевое) значение. Этот минимум перемещается к оси вращения при удалении от радиальных границ канала. При этом угол наклона кривых возрастает, а, значит растёт и тангенциальная скорость на радиальных границах. Отношение максимальных скоростей на границах, соответствующих г=0,01м и г=0,025м, колеблется в пределах 67-68%. Сравнивая графики при изменении угла от -15 до 0 , отметим их сгущение в центре межлопастного канала. Это говорит о том, что дивергенция вектора тангенциальной скорости по углу принимает наибольшие значения при приближении к неподвижной радиальной границе канала. Это под Vr, м/с
Зависимость тангенциальной скорости от угла межлопастного канала на различном расстоянии от оси вращения (Р=0,01МПа, р=0,06812 кг/м3, v=157 10"6 м2/с, R - расстояние от оси вращения). тверждает график зависимости тангенциальной скорости от угла при неизменных числовых значениях радиуса (рис Л1). Было проведено исследование зависимости тангенциальной скорости от давления. Результаты, представленные на рисунках 12-17 , показывают, что в среднем происходит рост тангенциальной скорости вблизи подвижной радиальной стенки (г=0,025м) и падение её вблизи противоположной ей неподвижной стенки (г=0,01м).
В пристенной области (г=0,01м) падение тангенциальной скорости составляет не более 2,3% при повышении давления на 0,01МПа. При г=0,013м скорость меняет свой знак на противоположный, то есть нулевое значение скорости сместится в сторону оси вращения ротора, и область отрицательных значений сузится. Абсолютное значение скорости при этом резко меняется (в 29 раз на 0,01МПа). При г=0,016м рост тангенциальной скорости составляет не более 2,58 раз на 0,01МПа. Проводя аналогичные сравнения, получим при г=0,019м - не более 1,854 раз на 0,01МПа, при г=0,022м - не более 1,675 раз на 0,01МПа, при г=0,025м - не более 1,54 раз на 0,01МПа.
Методика расчёта теплового баланса роторно-плёночной установки
По результатам опытов, полученных на полупромышленной установке, и, используя методику теплового баланса, был проведён расчёт тепломассообмена УПРТ. Характеристики УПРТ: Внутренний диаметр цилиндра испарителя 0,05м Внутренний диаметр корпуса испарителя 0,067м Толщина стенок 0,0015м Материал стенок пирекс (стекло) Высота цилиндра испарителя 0,6м Теплоноситель вода, трансформаторное масло Объём испытуемой рабочей жидкости 670см Частота вращения ротора 200об/мин Объёмное содержание воды в ОСМ 5,10,15,20% Рабочая жидкость вода, ОСМ Вода, использовавшаяся в качестве теплоносителя, подогревала воду, а трансформаторное масло являлось греющей средой для ОСМ.
Рисунки 39,40 демонстрируют графики изменения коэффициента теплоотдачи от внешней стенки корпуса цилиндра к воздуху от средней температуры теплоносителя. В независимости от вида среды и температуры воздуха, омывающего поверхность корпуса цилиндра, при увеличении температу 96 ры теплоносителя коэффициент теплоотдачи равномерно возрастает. Разница между изменением коэффициента теплоотдачи при различной температуре воздуха в случае использования воды в качестве теплоносителя больше, чем в случае с маслом. Числовые значения коэффициента теплоотдачи тоже больше в случае с водой. Это обусловлено различными свойствами воды и масла, а именно большей теплоотдачей воды. Аналогично происходит изменение коэффициента теплоотдачи от теплоносителя к внутренней стенке корпуса испарителя (рис. 41). Его изменение в случае использования масла в качестве теплоносителя незначительно для данного интервала температур и влияет исключительно на десятые и сотые знаки после запятой. Зато увеличение скорости движения масла (рис.42) в два раза приводит к росту коэффициента теплоотдачи на 26%.
Изменение температуры внешней и внутренней стенки корпуса (рис. 43) при использовании воды в качестве теплоносителя идентично, а при
Зависимость температуры внешней стенки корпуса от температуры теплоносителя (масло) при различной скорости его движения и разной температуре воздуха (+ - to=10 С, 0 -10=20 С). т-эи — 1 U 1 v =0.024 2м/с 1 1U "— w=0.01 21м/с 100 9U юо Рис. 45 Зависимость температуры внутренней стенки корпуса от температуры теплоносителя (масло) при различной скорости его движения и разной температуре воздуха (D - to=10 С, О - to=20 С). использовании более вязкого по структуре трансформаторного масла (рис.44, 45) разность между ними растёт с увеличением температуры самого масла и при увеличении скорости его движения.
Коэффициент теплоотдачи от теплоносителя к внешней стенке цилиндра испарителя возрастает при использовании воды в качестве теплоносителя (рис. 46) и убывает при использовании масла (рис. 47) независимо от скорости его движения. Это можно объяснить, прежде всего, уменьшением коэффициента теплопроводности масла по мере увеличения его температуры и маленьким перепадом температур между маслом и внешней стенкой цилиндра испарителя.
Рисунки 48 и 49 демонстрируют численные значения коэффициентов теплоотдачи воды и масла от внутренней стенки цилиндра испарителя к теплоносителю, на которые можно ориентироваться в процессе расчёта УПРТ. Здесь наблюдается рост коэффициента теплоотдачи для вязкого теплоносителя за счёт большего перепада температур между стенкой и ОСМ.
На рисунках 50 и 52 показаны расчётные зависимости доли количества теплоты, теряемого теплоносителем и передаваемого рабочей жидкости. Найденные зависимости показывают на то, что независимо от рода теплоносителя увеличение его температуры способствует передаче большего количества теплоты рабочей жидкости при одновременном уменьшении тепловых потерь в окружающую среду. Увеличение скорости движения тоже уменьшает тепловые потери, но в меньшей степени, чем температура теплоносителя.
Сравнение расчётных и опытных данных показано на рисунках 51,53,54. Погрешность расчётной модели при определении количества теплоты, теряемого теплоносителем, для воды колеблется в пределах 4-9%, а для масла в пределах 3,5-14%.
Используя модель движения газовой среды внутри цилиндра испарителя, был произведён расчёт, с целью определить потери рабочей средой коли 101
Зависимость доли тепла, теряемого теплоносителем (вода) и передаваемого рабочей жидкости (вода), от температуры теплоносителя при различной температуре воздуха. чества теплоты, передаваемого путём вынужденной конвекции, воздушному потоку, увлекающему за собой испарившиеся углеводороды топлива и воду. На рисунках 55 и 56 показаны полученные в результате расчёта зависимости коэффициента теплоотдачи и потерь теплоты в зависимости от абсолютного давления внутри испарителя. Увеличение потерь теплоты при уменьшении давления говорит о том, что роль этой составляющей теплового баланса особенно важна при использовании глубокого вакуума для испарения высоко-выкипающих углеводородов топлива. Рост численного значения количества теплоты обусловлен увеличением перепада температур между рабочей жидкостью и газовым потоком.
Результаты лабораторных исследований процесса удаления смеси углеводородов и воды
В главе III были представлены температуры выкипания углеводородов, участвующих в процессе исследования. Среднемольная температура кипения смеси углеводородов будет равна [58] Т=365,ЗК или t=92,3C. Значит добавки воды в эту смесь будут увеличивать время, затрачиваемое на перегонку, и температуру конца перегонки. Это со всей очевидностью демонстрирует рис. 61.
Графики были интерполированы на ПЭВМ (персональная электронная вычислительная машина) пакетом Grapher. Ошибка интерполяции не превышает 1,2%. Зависимость объёмной доли отгона (R) от температуры (t) при изменении объёмного содержания воды (х):
Полученные зависимости позволяют, задавшись процентным содержанием воды получить искомый график перегонки смеси углеводородов с описанным выше составом.
Чёткой зависимости температуры начала выкипания от увеличения содержания воды в смеси не выявлено. В интервале температур от 75 до 86С процессы перегонки почти ничем друг от друга не отличаются. При температурах, превышающих 86С, заметно различие в отгонке смесей. Раньше отклоняются кривые смесей с меньшим содержанием воды. Но при процент 112 ном содержании воды, превышающем 10%, графики отгона отличаются друг от друга не более 1..2% при температуре более 86С.
Итак, добавка высоковыкипающей (для данных смесей) воды способствует более быстрой отгонке углеводородов с низкой температурой кипения, но процесс отгонки в целом проходит медленнее и при более высоких температурах, чем при отсутствии воды в смеси.
Исследовалось влияние давления на процессы перегонки дизельного топлива марки "3" (рис.62).
Графики были интерполированы на ПЭВМ пакетом Grapher. Ошибка интерполяции не превышает 1%. Зависимость объёмной доли отгона (R) от температуры (t) при изменении абсолютного давления (р): R=A t3+B t2+C t+D, где А=(-0.183-15.271 р)/100000 В=-0.0044+0.17155 р С=3.2377-56.263 р D=-365.985+4260.7 p; При увеличении давления разрежения процесс перегонки ускоряется. Уменьшение абсолютного давления на 0.005 МПа приводит к ускорению отгонки испаряющихся углеводородов в среднем на 5%, если сравнивать отгон при одних и тех же температурах. Эта разница отгона уменьшается до нуля по мере по мере выкипания дизельного топлива. И, наоборот, в начале процесса перегонки разница превышает 5%.
На рисунке 63 представлены кривые перегонки дизельных топлив марки "3" при 5..20% добавках воды при абсолютном давлении 0.05МПа.
Полученные зависимости процесса перегонки дизельного топлива позволяют планировать процессы отгона при добавках воды от 5 до 20% для дизельного топлива марки "3".
Анализ графических зависимостей показал, что увеличение процентного содержания воды в смеси даёт ощутимый эффект при разгонке лёгких и средних фракций топлива, то есть при температуре не более 140С. Добавка воды в размере 10-15% не вносит особого различия в отгон (1-2% по отгону). Содержание воды в отгоне практически совпадает с объёмом воды, добавляемом в смесь. Расхождения в объёме заданной и отогнанной воды вызваны тем, что часть воды в виде капель остаётся на стенках холодильника и соединительных каналов.
На основании проведённых исследований можно сделать вывод о том, что добавка воды в дизельное топливо марки "3" ускоряет процесс перегонки. Причём наибольшего эффекта можно достичь при процентном при процентном содержании воды, превышающем 15%. Во-вторых, добавка воды является экономически более выгодным способом отгона, чем, например, уменьшение давления. В третьих, варьирование процентным содержанием воды оказывает наибольший эффект при отгонке лёгких и средних фракций, которые необходимо удалить при регенерации ОСМ. Результаты лабораторных исследований процесса отгонки водотопливных фракций из отработанных смазочных масел
Исследовались процессы отгонки ВТФ из смеси масляной основы МС-20, дизельного топлива марки "3" и воды, моделирующей ОСМ. Отгон производился при давлении 0,05МПа (рис.64).
Из кубового остатка были взяты пробы для определения температуры вспышки, кислотного числа, водородного показателя РН, а в отгоне определялась объёмная доля воды, сконденсировавшейся в приёмной ёмкости. Графики были интерполированы на ПЭВМ пакетом Grapher. Ошибка интерполяции не превышает 1%. зависимость объёмного содержания воды (X) в кубовом остатке смеси масла, топлива и воды от объёмной доли отгона (г) при Х=-0,0522 г2-0,638 г+10; зависимость температуры вспышки (t) масла от объёмной доли отгона (г) при начальной концентрации воды 10%: t=0,0737 r3-0,865 r2 +3,484 г+145 зависимость водородного показателя (РН) масла от объёмной доли отгона (г) при начальной концентрации воды 10%: начальной концентрации воды 10%: РН=0,0178 г2-0,4493 г+11,251 зависимость кислотного числа (КЧ) масла от объёмной доли отгона (г) при начальной концентрации воды 10%: КЧ=(-0,0084 г3+0,16 г2-0,419 г)/1000
Содержание воды в отгоне (рис.65), температура вспышки кубового остатка (рис.66) увеличиваются по мере испарения ВТФ. Водородный показатель кубового остатка уменьшается, а кислотное число (рис.67) увеличивается.
На основании проведённых исследований можно сделать вывод о том, что в лабораторной установке, являющейся прототипом кубового устройства, за счёт длительного контакта нагретого масла с кислородом воздуха происходит окисление масла. Поэтому кислотное число растёт. Увеличение процентного содержания воды ускоряет процесс отгонки ВТФ из смазочного масла и позволяет проводить это при меньших температурах.
Данная лабораторная установка представляет собой модель кубового устройства периодического действия и, поэтому, содержит в себе все присущие им недостатки: длительность процесса, окисление масла, лакообразова-ние на стенках устройства. Чтобы избежать этих недостатков, для удаления ВТФ предлагается способ тонкоплёночного испарения с применением УПРТ. УПРТ более прост в обслуживании, регулировании технологического режима, не даёт экологически вредных выбросов отходов, весь процесс можно автоматизировать. Изменяя площадь рабочих поверхностей установки, можно применять её при различных объёмах регенерации масел.
