Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Методы исследования гидродинамики в аппаратах с быстроходными мешалками 12
1.1 Экспериментальные методы 12
1.2 Полуэмпирические методы 18
1.3 Методы вычислительной гидродинамики 19
Выводы по главе 1 36
Глава 2. Расчет поля скорости в аппаратах с одной быстроходной мешалкой на валу 38
2.1 Математическая модель движения жидкости. Модели турбулентности 38
2.2 Постановка граничных условий и сходимость решения 42
2.3 Поле скорости и гидродинамические характеристики 45
2.3.1 Аппарат с шестилопастной мешалкой с наклонными под углом 45 лопатками 48
2.3.2 Аппарат с шестилопастной стандартной открытой турбинной мешалкой 57
Выводы по главе 2 65
Глава 3. Некоторые закономерности поведения гидродинамических характеристик в аппаратах с двухъярусными турбинными мешалками в зависимости от геометрии перемешивающего устройства 66
3.1 Поле скорости 67
3.2 Критерий мощности 76
3.3 Скорость диссипации кинетической энергии 78
Выводы по главе 3 81
Глава 4. Гидродинамика в реакторе-полимеризаторе получения бутилкаучука 83
1 Особенности протекания реакции полимеризации бутилкаучука 83
2 Модель реактора-полимеризатора 85
3 Вариант реконструкции перемешивающего устройства в реакторе-полимеризаторе 88
Выводы по главе 4 99
Основные результаты и выводы 101
Список использованных источников 102
Приложение 111
- Методы вычислительной гидродинамики
- Аппарат с шестилопастной мешалкой с наклонными под углом 45 лопатками
- Скорость диссипации кинетической энергии
- Вариант реконструкции перемешивающего устройства в реакторе-полимеризаторе
Введение к работе
Актуальность работы
Аппараты с перемешивающими устройствами находят широкое применение в химической, нефтехимической, пищевой, фармацевтической и других смежных отраслях промышленности, т.к. обеспечивают высокую однородность полей концентрации и температуры во всем объеме аппарата, а также области с большими значениями скорости диссипации кинетической энергии, что способствует повышению эффективности процесса диспергирования.
Существующие полуэмпирические методы расчета аппаратов с перемешивающими устройствами качественно описывают характер распределения скоростей на основе упрощенных моделей, в которых заложено постоянство составляющих скорости по высоте аппарата, что в большинстве случаев является грубым приближением. Эти методы позволяют определять только осреднен-ные гидродинамические характеристики потока. Однако для моделирования определяющее значение имеют локальные характеристики течения, которые невозможно получить интегральными методами расчета. Так, например, в процессе получения бутилкаучука в реакторе-полимеризаторе с шестиярусной быстроходной мешалкой зарождение полимера происходит мгновенно на расстоянии от 1 до 10 см от места ввода катализатора, в то время как диаметр аппарата равен двум метрам. При получении бутилкаучука в суспензии обязательным условием являются низкие температуры полимеризации - от минус 85С до минус 95С. Температура стеклования бутилкаучука минус 69С, и при повышении температуры реакционной массы полимер переходит из застеклованного состояния в высокоэластическое, что приводит к налипанию его на элементы реактора-полимеризатора. Возможный путь решения данной проблемы видится в изменении локальной структуры потока в месте ввода катализатора.
В этой связи актуальным является разработка методики расчета аппаратов с перемешивающими устройствами на основе численного решение системы дифференциальных уравнений переноса субстанций, позволяющие получать локальные гидродинамические характеристики.
Предметом исследования являются поле скорости и гидродинамические характеристики (критерии мощности и подачи, скорость диссипации кинетической энергии) в аппаратах с различными быстроходными перемешивающими устройствами, которые выступают объектом исследования.
Цель работы. Разработка методики расчета поля скорости в аппаратах с быстроходными многоярусными мешалками для реконструкции перемешивающего устройства в реакторе-полимеризаторе получения БК с целью увеличения времени его пробега. Для достижения поставленной цели были определены следующие задачи:
Автор выражает благодарность к.т.н., доценту Мухаметзяновой Асие Габдулмазитовне за ценные практические советы и рекомендации в процессе выполнения данной работы.
анализ адекватности описания поля скорости в аппаратах с быстроходными перемешивающими устройствами на основе различных моделей турбулентности;
исследование влияния конструкции перемешивающего устройства на поле скорости и гидродинамические характеристики;
разработка варианта конструкции перемешивающего устройства и определение места ввода катализатора, позволяющего снизить налипание реакционной массы на теплообменные элементы.
Методы исследования. Поставленные задачи связаны с численным решением системы дифференциальных уравнений сохранения массы и импульса с использованием метода контрольного объема. Для замыкания этой системы использовалось семейство k-є моделей турбулентности.
Достоверность подтверждается сравнением полученных в работе результатов по полю скорости, критериям мощности и подачи в аппаратах с быстроходными мешалками с экспериментальными данными, известными в научной и справочной литературе, а также сравнением результатов с данными промышленных испытаний.
Научная новизна:
Определены модели турбулентности и их параметры, обеспечивающие адекватное описание поля скорости в аппаратах с шестилопаст-ной открытой турбинной мешалкой и шестилопастной мешалкой с наклонными под углом 45 лопатками.
Определена автомодельная область для полей приведенных составляющих скорости по отношению к центробежному критерию Рей-нольдса Reu для разных отношений диаметра мешалки к диаметру
аппарата dM/Da.
Предложено аналитическое выражение для определения критерия мощности в аппаратах с двухъярусными открытыми турбинными мешалками в зависимости от расстояния между мешалками и их диаметра.
Определены зависимости влияния взаимного расположения мешалок на валу на поле скорости и величину скорости диссипации кинетической энергии.
Практическая значимость.
Разработанная методика позволяет рассчитывать гидродинамические характеристики в аппаратах с быстроходными мешалками в зависимости от конструкции и размеров перемешивающих устройств.
На основе разработанной методики предложен вариант изменения конструкции шестиярусной мешалки в реакторе-полимеризаторе получения БК на заводе «Бутилкаучук» ОАО «Нижнекамскнефтехим», заключающийся в изменении угла наклона лопастей второй мешалки на 10, который позволил:
увеличить время движения крошки полимера до теплообменных элементов, что в свою очередь приводит к увеличению доли полимера, охлажденного ниже температуры стеклования;
сократить величину мощности затрачиваемой на перемешивание на 16%;
- для выбора места ввода катализаторного раствора определить область с высоким значением скорости диссипации кинетической энергии, что в свою очередь привело к уменьшению диаметра наибольших капель на 10%, и соответственно, увеличению поверхности теплообмена на 10,4%;
В результате изменения гидродинамической обстановки в месте ввода катализатора, привели к частичному уменьшению налипаний полимеризационнои среды на перемешивающее и внутренние теплообменные устройства и увеличили время пробега реактора.
Основные положения диссертации, выносимые на защиту.
Методика расчета аппаратов с перемешивающими устройствами с использованием комплекса вычислительной гидродинамики.
Влияние конструкции перемешивающего устройства на гидродинамику в аппаратах с многоярусными мешалками.
На основе численного эксперимента решена прикладная задача: вариант реконструкции шестиярусной мешалки в реакторе-полимеризаторе синтеза бутилкаучука.
Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на Всероссийской научно-практической конференции с международным участием «Актуальные проблемы механики, математики, информатики» (г. Пермь, 2010), также ежегодных научных сессиях Казанского государственного технологического университета, 2008 - 2011 гг.
Публикации работы. Основное содержание работы отражено в 5 опубликованных печатных трудах, в том числе 4 статьи опубликованы в изданиях, рекомендованных ВАК.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов, списка использованной литературы из 82 наименований, а также 1 приложения. Работа изложена на 111 страницах машинописного текста, включающего 7 таблиц, 42 рисунка.
Методы вычислительной гидродинамики
Сложность и дороговизна измерительной системы, сложность обработки полученных экспериментальных данных, усовершенствование вычислительной техники, необходимость знания локальных характеристик потока привела к развитию численных методов для расчета гидродинамики в аппаратах различной конструкции.
Численное моделирование вращательного движения лопастей мешалки относительно неподвижных внутренних устройств аппарата является сложным в вычислительном отношении. Много лет это было самой большой проблемой при моделировании аппаратов с перемешивающими устройствами, что привело к развитию обширного числа приближенных численных методик в- обработке поля скорости в этих аппаратах.
До недавнего времени вычислительные алгоритмы, которые могли иметь дело с относительным движением неподвижных границ, были редки; наиболее распространенный способ решения этой проблемы состоял в исключении области мешалки из расчетной области и замене граничными условиями на этой поверхности или источниковыми членами. Соответствующие значения были получены из экспериментальных данных и из упрощенных моделей потока мешалки, в которой пренебрегали полной геометрией аппарата. В зависимости от типа мешалки, доступности экспериментальных данных, гибкости различных машинных кодов, и, конечно же, личного предпочтения авторов, были предложены, различные подходы для численного моделирования аппаратов с мешалками.
Поначалу численное моделирование было двумерным, то есть, основанным на предположении об осевой симметрии; полное влияние перегородок учитывалось добавлением членов, учитывающих трение о стенки или, сопротивлением. В работе [28] использован параболический осевой профиль для радиальной скорости на вертикальной поверхности области мешалки и радиальный профиль U = cor для тангенциальной скорости во всей области мешалки (г dM/2).
Результаты были сравнены с экспериментальными данными [3] для воздуха; помимо некоторого рассогласования по полю скорости, среднеинтегральная по объему аппарата скорость диссипации кинетической энергии составляла только часть экспериментально измеренной полной потребляемой энергии. Моделирование одно- и многоярусных радиальных и осевых мешалок на основе скорости относительного движения перемешиваемой среды и лопастей, и коэффициентов сопротивления, взятых из литературы для подводных крыльев и плоских пластин, было представлено в работах [29]. Они использовали вычислительный комплекс PHOENIGS. В качестве замыкания уравнения Навье -Стокса авторы использовали модель турбулентности с одним-уравнением.
Двумерное моделирование представлено так же в работе [30], в которой использована модель, полученная для расчета структуры потока в аппаратах с турбинными мешалками, разработанная теми же исследователями ранее [31].
Впервые трехмерное численное моделирование структуры потока в аппаратах с мешалками было представлено в работе [32]. Использовался код собственной разработки ICI, созданный совместно с Имперским колледжем и основанный на стандартной k-є модели турбулентности. В работе нет подробного описания эмпирических граничных условий, которые были наложены на внешнюю поверхность области мешалки. Были также получены результаты для аппаратов, использующихся в качестве химических реакторов; они были сравнены с экспериментальными данными, чтобы показать, что структура потока в аппаратах с мешалками оказывает значительное влияние на выход продуктов реакции, которое часто является окончательной целью исследователя.
В работах [33] - [34] представлены результаты для радиальных мешалок, в которых для расчета поля скорости использовался вычислительный комплекс FLOW3D. В качестве граничных условий для области мешалки использовали профили радиальной и тангенциальной составляющих компонентов скорости, кинетическую энергию турбулентности к и ее диссипацию є на вертикальной цилиндрической поверхности Ev (рис 1.2); уравнения переноса для всех переменных были решены во всем объеме аппарата, включая внутреннюю область мешалки. Результаты численного моделирования были сравнены с экспериментальными данными [15] - [17].
В работе [35] моделировался двухфазный (твердое-жидкость и газ-жидкость) поток в аппаратах с турбинными мешалками, с использованием стандартной k-є модели турбулентности и неявный алгоритм связи PISO-2P между скоростью и давлением. Тангенциальная скорость и значения к и є были наложены на область мешалки из экспериментальных данных, для остальной части аппарата эти переменные были получены в результате расчета, значения других переменных были получены для всего объема аппарата.
На основе экспериментальных данных [22] - [23], взятых из LDV измерений, были получены граничные условия на мешалку для моделирования поля скорости в аппарате с открытой турбинной мешалкой с использованием программного комплекса FLOW3D [36]. В качестве модели турбулентности использовалась k-є стандартная модель. Мешалка была смоделирована как тонкий диск; одинаковые значения скорости и кинетической энергии турбулентности были заданы на верхней и нижней поверхностях диска. Было выполнено моделирование для двух различных расстояний от центра мешалки до днища аппарата, для которых имелись эмпирические данные. Авторы проверили эффект от двух взаимозаменяющих наборов эмпирических граничных условий и обнаружили, что полные результаты оказались различными. Заключение состояло в том, что «универсальные» граничные условия на мешалке, независимые от геометрии аппарата, не существуют, и что эмпирические данные, полученные для определенной конфигурации, могут только быть применены к подобным конфигурациям. Однако, изменения граничных скоростей, как обнаружилось, затрагивали, главным образом, поле скорости, имея, небольшое влияние на распределение к и є; и наоборот, изменения в граничных значениях распределения к и є, существенно влияли только на поле турбулентности, не влияя на средние скорости.
Аппарат с шестилопастной мешалкой с наклонными под углом 45 лопатками
На основе разработанной методики расчета поля скорости и исследованных закономерностей гидродинамических характеристик в- аппаратах с многоярусными мешалками были исследованы возможные варианты реконструкции перемешивающего устройства в реакторе-полимеризаторе синтеза бутилкаучу-ка, с целью создания гидродинамических условий, способствующих уменьшению налипания полимера на теплообменные элементы.
Высокая скорость полимеризации изобутилена с изопреном сопровождается выделением значительного количества тепла, которое чрезвычайно трудно отвести из зоны реакции. По ранее проведенным исследованиям процесса полимеризации [78] была дана оценка зоны факелареакции, где было показано, что путь, на котором реакция заканчивается, составляет от 1 до 10 см. Это соответствует участку, когда прекращается процесс тепловыделения и- начинается охлаждение продуктов реакции.
Основной проблемой, возникающей в процессе работы, реактора - полимеризатора получения БК, является увеличение температуры реакционной массы. В результате этого, при превышении допустимого значения температуры, приходится останавливать реактор. Причиной увеличения температуры в реакторе является налипание полимера на поверхность теплообменных труб. В свою очередь склонность к налипанию имеет либо полимерная крошка бутилкаучука, имеющая заданную молекулярную массу, но находящаяся при температуре выше температуры стеклования, либо фракции низкомолекулярного полимера, образующиеся при нарушении режима ведения процесса. Таким образом, при получении бутилкаучука в- суспензии обязательным условием являются низкие температуры полимеризации - от минус 85С до минус 95С. Температура стеклования бутилкаучука минус 69С, и при повышении температуры реакционной массы полимер переходит из застеклованного состояния, в высокоэластическое, что приводит к налипанию его на элементы реактора — полимеризатора. Возможный путь решения данной проблемы видится в изменении локальной структуры потока в аппарате. В этой связи стояла задача изменения конструкции перемешивающего устройства с целью увеличения времени ДВРІЖЄНИЯ потока образовавшейся крошки полимера до встречи с теплообменными элементами, направив их в объем реактора, а также выявления области с максимальной скоростью диссипации кинетической энергии, которая в свою очередь уменьшает размер образующейся крошки полимера, что приводит к уменьшению времени ее охлаждения до температуры стеклования.
Так как содержание полимера в объеме реактора не превышает 12% и плотность полимера близка к плотности растворителя (хлорметила), среда рассматривалась как однофазная, физико-химические свойства которой были рассчитаны по следующим выражениям [79]: - плотность: где хбк, фбк - массовая и объемная- доли БК в перемешиваемой среде, соответственно; нижние индексы: бк — БК; р — растворитель, т.е. хлорметил; ср — перемешиваемая среда.
Аппарат для получешжбутилкаучука(рис. 4.1) - это вертикальный реактор цилиндрической формы с шестиярусной мешалкой. Каждая мешалка имеет шесть лопастей. Верхняя №6 и нижняя №1 мешалки (dM = 0,6м) имеют лопатки, наклоненные под углом 45, для направления потока в середину полимеризатора, остальные четыре мешалки диаметром dM = 0,67м (№2 + №5) с прямыми лопатками. Исходная шихта, представляющая собой смесь изобутилена, изопрена, возвратного метилхлорида, подается через патрубок 11 в нижнюю часть аппарата. Катализаторный раствор, состоящий из безводного хлорида алюминия и очищенного метилхлорида, подается сбоку реактора через патрубок 7 на уровне мешалки №2. Раствор полимера выводится через патрубок 10, который расположен на крышке реактора. Для-съема выделевшегося тепла реактор снабжен шестью теплообменными элементами, представляющими собой пучки теплообменных труб 8, равномерно расположенными по окружности» диаметром 1,32 м. В качестве хладоагента используется кипящий при минус 106С жидкий этилен, циркулирующий по теплообменным трубкам.
Высота аппарата и уровень жидкости в ней равнялись Н = 6,7м. Расстояние от днища аппарата до мешалки №1 и от мешалки №6 до крышки аппарата были равны Сд_, = С6_к = 0,4м (нумерация мешалок от днища аппарата).
С целью сокращения времени расчета аппарат был заменен моделью, в которой- вместо пучка теплообменных труб (рис. 4.2а) использовалась одна большая цилиндрическая труба диаметром dT = 0,465м (рис. 4.26). Возможность этой замены подтверждена двумерными расчетами, результаты которых представлены нарис. 4.3.
Скорость диссипации кинетической энергии
Так как основной причиной налипания полимера является соударение части незастеклованного полимера с теплообменными трубами, то уменьшить количество налипаний в единицу времени можно, если создать условия, при которых увеличится доля полимера охлажденного до температуры ниже температуры стеклования. К понижению температуры полимерной крошки приведет увеличение времени движения образовавшего полимера до встречи с теплообменными трубами, а также уменьшение размера полимерных частиц. Этого можно достичь изменением конструкции перемешивающего устройства, которое приведет к. изменению структуры потока и образованию области с высоким значением скорости диссипации кинетической энергии в месте ввода катализа-торного раствора.
С целью изменения структуры потока в реакторе-полимеризаторе были рассмотрены различные варианты изменения перемешивающего устройства, а именно изменения расстояний между мешалками и угла наклона лопастей, геометрия которых приведена в табл. 4.1. Расстояние от днища аппарата до мешалки №1 и от мешалки №6 до крышки аппарата во всех рассмотренных вариантах были неизменны и равны их значению в промышленном варианте.
В результате численного моделирования были получены необходимые для исследования данные по полю скорости, распределение скорости диссипации кинетической энергии є, крутящий момент на лопасти мешалки Mhp и момент сопротивления корпуса аппарата М .
На рис. 4.4 представлены поля скорости в плоскостях, проходящих через теплообменные трубы, для всех рассмотренных вариантов (табл. 4.1). Основное внимание уделено области вокруг мешалки №2, так как зарождение БК происходит в месте ввода катализатора (z = 2,08 м от середины аппарата), который осуществляется на уровне этой мешалки (z = 1,95м от середины аппарата). При изучении линий тока в варианте 1 было выявлено, что поток от мешалки №2 (№5) направлен перпендикулярно к теплообменным трубам, что создает благоприятные условия для налипания вязкой среды на них, это, тем самым, приводит к уменьшению времени пробега реактора. Для уменьшения налипания вязкого полимера необходимо направить перегретые массы не сразу на теплообменные элементы, а в объем аппарата, где произойдет частичный отвод избыточного тепла.
Проведенные исследования показали, что увеличение осевой составляющей скорости позволит часть потока направить на мешалку №3. С учетом того, что реакция заканчивается на расстоянии не более 0,1м, десятикратный запас расстояния от мешалки №2 до мешалки №3 позволит отвести часть тепла от реакционной массы в общий объем» аппарата и, таким образом, частично понизить температуру образовавшегося полимера. Съем остаточного тепла будет производиться уже на уровне мешалки №3, которая почти весь поток направит на те-плообменные трубы. Из всех, рассмотренных случаев наиболее подходящими являются варианты 5, 7 и 8, в которых осевой поток от мешалки №2 является наиболее выраженным, кроме того, поток среды с мешалки №1, который имеет более низкую температуру, направлен на мешалку №2, что так же положительно сказывается на процессе теплообмена.
При выборе варианта реконструкции перемешивающего устройства необходимо учитывать локальную скорость диссипации кинетической энергии s, т.к. она влияет на диаметр частиц dK при образовании дисперсии жидкость жидкость. Для оценки диаметра образующихся капель использовалась теория дробления, предложенная Колмогоровым, которая основывается на допущении, что условием устойчивости капли в турбулентном потоке является равенство капиллярного давления в капле и пульсационного давления, соответствующего среднеквадратичной пульсационной скорости. В рамках данной теории для потока со скоростью диссипации кинетической энергии є для оценки диаметра наибольших устойчивых капель используется следующее выражение [80]: где а - коэффициент поверхностного натяжения, Н/м, рс - плотность сплошной фазы, кг/м3.
В табл. 4.2 представлены максимальные значения приведенные скорости диссипации кинетической энергии s0max для различных вариантов конструкции перемешивающего устройства и определена область расположения1 этого максимума (высота и радиус).
Вариант реконструкции перемешивающего устройства в реакторе-полимеризаторе
Используя є0тах для различных вариантов конструкции перемешивающего устройства, была проведена оценка изменения диаметра наибольших частиц и общей их поверхности (или поверхности теплообмена) (табл. 4.3). где индекс і — вариант конструкции перемешивающего устройства (і = 1 8 ), пром - вариант 1 (промышленный) конструкции перемешивающего устройства. При определении поверхности капель использовалось допущение, что капля имеет сферическую форму. Увеличение є0тах приводит к уменьшению диаметра частиц, что в свою очередь, при сохранении прежнего общего объема подаваемой жидкости, приводит к увеличению количества капель и, следовательно, к увеличению общей поверхности капель (или поверхности теплообмена) и сокращению времени охлаждения крошки полимера. Данное положительное влияние прослеживается в вариантах 2, 3, 6, 7 и 8. Критерии мощности KN (табл. 4.4) были вычислены исходя из выражений (2.4) и (2.7). Для любого из рассмотренных вариантов (2-8) критерий мощности меньше в сравнении с промышленным вариантом. Рассчитанная мощность, затрачиваемая на перемешивание в варианте 1, находится в хорошем согласовании с данными по мощности, взятыми из рабочих листов промышленного процесса получения бутилкаучука, расхождение составляет 8% (в промышленности - 130 кВт, по расчетам -140 кВт). Полученные результаты в совокупности позволили заключить, что вариант 7, в котором предлагается изменить угол наклона лопастей мешалок №2 (и №5) на 10 и расстояния между мешалками, является наиболее подходящим, как видно из табл. 3 - 4 и рис. 4.4: 1) изменение угла наклона мешалки на 10 и расстояния между мешалками (вариант 7) приводит к уменьшению диаметра наибольших капель на 14,8%. Дальнейшее увеличение угла наклона на 20 (вариант 8) дает уменьшение лишь на 18,9%. Уменьшение диаметра крошки-полимера на 14,8%, приводит к увеличению общей поверхности капель и, соответственно, поверхности теплообмена на 17,3%. 2) поток от мешалки №2 (№5) в варианте 7 имеет более ярко выраженную осевую составляющую скорости в сравнении с вариантом 8, кроме того, в варианте 7 поток от мешалки №2 делится на два потока, одна его часть возвращается обратно на мешалку №2, а другая - следует к мешалке №3, что благоприятствует лучшему теплосъему, в то время как поток от мешалки №2 в варианте 8 замыкается обратно на себя. 3) предлагаемый вариант 7 дает сокращение мощности, затрачиваемой на перемешивание, на 16 %, по сравнению со стандартным вариантом. Из таблицы 4.2 видно, что максимальное значение скорости диссипации кинетической энергии приходится на z = 1,87м от середины аппарата, следовательно, нужно сместить место ввода катализатора над мешалку №2. Охлаждение крошки полимера Определенное поле скорости позволяет оценить траекторию движения частиц полимера в месте ввода катализатора, и соответственно, время их охлаждения. Примем, что полимерная частица имеет сферическую форму, причем по заводским данным ее диаметр составляет dM = 3 -J- 8 мм. Критерий Нуссельта при вынужденном обтекании сферической частицы определяется по следующему выражению [81]: Nu = 2 + 0,03Pr0-33 Re 54 + 0,35Pr0 36 Re0 58. (4.7) Если учесть, что плотность полимера близка к плотности сплошной среды, то можно принять, что частица движется вместе с потоком, т.е. скорость обтекания равна нулю, то тогда получим предельный случай: наименьшее значение критерия Nu = 2. Сферические частицы нагретые в начальный момент времени до температуры t0 =-59 С (равной температуре в зоне реакции [78] ), находящиеся в среде с температурой t =-90С, необходимо охладить до температуры стеклования t(x), равной tCTeKJ1 =-69С. Таким образом, по (4.8) было получено изменение температуры поверхности наименьших и наибольших сферических частиц полимера во времени, которое представлено на рис. 4.5. Были проведены оценки времени движения крошки полимера до тепло-обменных труб в вариантах 1 и 7. Для аппарата варианта 1 время движения частиц от места ввода катализатора до теплообменных труб составляет одну деся 97 тую секунды, что говорит о том, что основная масса образовавшегося полимера, не успев охладиться, будет налипать на теплообменные трубы. Для предложенного варианта 7 была произведена оценка времени движения частиц с учетом радиальной и осевой составляющих скорости, т.к. в области мешалки №2 сильно развит осевой поток, что видно из рис.4.4. Средние по радиусу на участке от конца лопасти мешалки до теплообменника осевая и радиальная составляющие скорости между мешалками №2 и №3 в этом варианте представлены на рис. 4.6. По ним была определена траектория движения частиц, представленная на рис. 4.7, из которого видно, что частица достигает теплообменные трубы на высоте 2,215 м, за время 1,7 с (рис. 4.8). Т.о., в этом варианте успеют охладиться капли диаметром до 5 мм. Здесь же необходимо отметить, что в варианте 7 скорость диссипации кинетической энергии в месте ввода катализатора увеличилась на 50 %, что в свою очередь, приводит к уменьшению диаметра капель на 15%.
