Кривые прямоточного процесса

Кривая для п = 1 совпадает с соответствующей кривой для прямоточного процесса. [c.195]

В противоточном процессе общий характер влияния числа ступеней на необходимый объем реакторов сохраняется (рис. 5.15). Как правило, это влияние становится еще заметнее, так как увеличение, числа ступеней позволяет лучше использовать преимущества противоточного процесса, связанные с более благоприятным распределением концентрации активного реагента по ступеням каскада. Здесь уместно отметить, что для одноступенчатого реактора идеального смешения понятие противоточного процесса вообще лишено смысла, так как он ничем не отличается от прямоточного. Пунктирная кривая на рис. 5.15 совпадает с соответствующей кривой для прямоточного процесса и приведена лишь для сравнения. [c.195]

В прямоточных компрессорах прямого действия без охлаждения цилиндра в начале процесса сжатия показатель т>к, так как температура поршня и цилиндра компрессора выше температуры сжимаемого газа поэтому тепло передается от корпуса к газу. В конце процесса сжатия т<й, так как температура сжатого газа становится выше температуры корпуса, и поэтому меняется направление теплообмена. Обычно эту сложную кривую условно заменяют политропой с некоторым средним показателем. Работа действительного компрессора в р, У-диаграмме за один полный ход поршня определяется площадью 12341. [c.82]

Знание характеристической функции, позволяет выполнить построение кинетических кривых для условий периодических и непрерывных процессов извлечения. Следующая система уравнений служит основой для определения кинетики экстрагирования в условиях прямоточного и противоточного процессов [c.118]

Процесс в кипящем (взвешенном) слое может протекать по разным схемам взаимодействия твердого тела с жидкостью. Это может быть периодический процесс, процесс полного (идеального) смешения, процесс в коротком слое, прямоточный и противоточный процессы. Если в первых трех процессах в условиях кипящего слоя практически выполняются все основные закономерности протекания этих процессов (характер изменения экстракционных кривых, постоянство приведенного соотношения расхода масс), то два последних процесса в условиях кипящего слоя представляют собой в значительной мере суперпозицию каждого из этих процессов с процессом полного смешения. [c.138]

Кривая V = fi Fi) характеризует зависимость объема прямоточной одноступенчатой системы от глубины гидрохлорирования пропилена за однократный процесс (см. расчет по схеме I в табл. 105). Из рассмотрения этой за- [c.312]

В двухступенчатых системах (схема IV), где помимо метода противотока осуществляется и отвод продуктов реакции между ступенями, наблюдается еще большее снижение величины реакционного объема. Предельно минимальные объемы во всех случаях имеют одноступенчатые системы (прямоточные и противоточные), работающие с рециркуляцией, в условиях F- 0. Нетрудно видеть, что эффект от применения того или иного метода интенсификации химического процесса тем меньше, чем больше величина R. В связи с этим интересны результаты расчетов, приведенных для случая, когда R = 2,1. Кривые зависимости V от Fl при = 2,1 показаны на рис, 72. Полученные данные показывают, что применение противотока не всегда способствует интенсификации химического процесса. В данном случае, когда R = 2,1, все рассмотренные схемы, где применяется только противоток реагирующих компонентов (за исключением схемы IV), имеют большие объемы, чем соответствующие прямоточные. Поэтому все кривые рис. 72, характеризующие зависимости V от Fl, для противоточных одноступенчатых реакторов (с рециркуляцией и без рециркуляции) располагаются выше соответствующих кривых для прямоточных одноступенчатых реакторов. [c.319]

Как показывают табл. 31 и фиг. 112—116, конструктивные факторы сильно влияют на термодинамические к. п. д. систем с непрерывным теплообменом. При одних и тех же характеристиках процессов [(р оу), Qp, kt и др.] к. п. д. зависит от степени развития удельной поверхности теплообмена (Fy) и коэфициентов теплопередачи (/Соб), так как изменение произведения Коб Fy очень сильно воздействует на характер распределения температур в зоне катализа. При недостаточной интенсивности теплоотвода на 1° С разности температур, характеризуемой произведением КобРу, а также и при чрез мерном съеме тепла термодинамический к. п. д. уменьшается. Это подтверждается рядом расчетов для различных процессов. Например, при гидроочистке бензинов, содержащих 50 /о непредельных, в адиабатических условиях (т. е. когда КобРу = 0) = 0,582 (см. фиг. 108), при умеренном теплоотводе по прямотоку с Коб Ру =1000 ккал м - град- час к. п. д. повышается до 0,896 при дальнейшем же увеличении интенсивности прямоточного теплообмена до /<об/ у = 2000 и 6000 ккал град час- - к. п. д. уже довольно сильно снижается— соответственно до 0,804 и 0,746 (см. фиг. 112). Это является следствием изменения кривых распределения температур в зоне катализа в сторону уменьшения первоначального подъема температуры и значительного снижения ее к концу процесса. Повышение температуры входа в реактор, как показывают пунктирные кривые фиг. 112, приводит к перегревам в зоне реакции выше допустимого значения температуры /тах — /оп [c.341]

На рис. 8.2 представлены кривые изменения концентрации f и относительного радиуса растворяющихся частиц у = г/гд для периодического процесса растворения (а), а также для непрерывных процессов при прямоточном (б) и противоточном (в) движении потоков растворителя и дисперсного растворяемого вещества. [c.478]

Сопоставление сравнимой интенсивности турбулентности в одинаковых поперечных сечениях прямоточной и закрученной струй сделано на рис., 10. Кривые указывают, что на первых десяти калибрах закрученная струя в качестве аэродинамической основы факельного процесса имеет неоспоримые преимущества перед [c.36]

Процесс застывания масла характеризуется кривыми, представленными на фиг. 103. Левая и средняя ветви кривой определяют состав слоев агента и масла в испарителе. Правая ветвь указывает температуру застывания масла в растворе с фреоном в зависимости от содержания масла. Жидкий раствор в испарителе разделяется на два слоя, составы которых определяются точками Л и В. При кипении фреона в прямоточном испарителе вес слоя фреона (точка А) будет уменьшаться, а вес масла (точка В) — увеличиваться до тех пор, пока останется только один слой масла. В дальнейшем при повышении температуры (линия ВС) и возгонке фреона из раствора масло может застыть (точка С), если изобара, проходящая через точку В, пересечет кривую застывания масла > . [c.239]

Таким образом, образовавшиеся субхлориды кремния вступают во взаимодействие с молибденом, например, по реакциям (59) и (60), которые имеют тенденцию затухать с повышением температуры (см. гл. I). По-видимому, этой тенденцией реакций (59) и (60) можно объяснить уменьшение привеса с повышением температуры молибденовых образцов не только при прямоточном силицировании в тлеющем разряде (кривые 1—3 на рис. 79), но и в случае силицирования циркуляционным методом в безводородной среде, когда на первой стадии процесса образуются субхлориды по реакциям (53) и (54) [см. гл. I], а интенсивность второй стадии в основном определяется ходом реакций (59) и (60) [см. рис. 37]. [c.137]

Исследование структуры потоков жидкости обычно проводят путем изучения распределения частиц жидкости по времени пребывания. Поскольку перемещение жидкости в вышележащую секцию в рассматриваемых прямоточных секционированных аппаратах происходит путем ее срыва газом с поверхности газожидкостного слоя в зонах пониженного статического давления под отверстиями в полотне тарелки, обратные потоки между секциями отсутствуют уже при скорости газа по сечению аппарата выше 0,4 м/с. В этом случае аппарат можно представить как каскад последовательно расположенных ячеек, между которыми нет рециркуляционных потоков. Перемешивание в ячейках характеризуется общим коэффициентом продольного перемешивания D, включающим в себя коэффициенты турбулентной и осевой диффузии. Известно, [П6], что по виду функции определения времени пребывания частиц в секции можно определить, какая математическая модель (идеального вытеснения, идеального смешения, диффузионная, ячеечная) соответствует процессу в том или ином конкретном случае. Для получения функций распределения времени пребывания используют выходные кривые, получаемые при ступенчатом или импульсном, представляемом в виде б-функ-ции Дирака или периодически изменяющемся по гармоническому закону вводе индикатора в аппарат или его модель. [c.186]

Кривая V — fx Fl) характеризует зависимость объема прямоточной одноступенчатой системы от глубины гидрохлорирования пропилена за однократный процесс (см. расчет по схеме I в табл. Х1У.1Х Из рассмотрения этой зависимости следует, что с увеличением глубины гидрохлорирования пропилена увеличивается величина необходимого [c.413]

Такая система (см. схему Ш) представлена иа рис. XIV. 14 кривыми =/п1(/ 1) и У = характеризующими зависимость объемов первого и второго реакторов от глубины гидрохлорирования пропилена, достигаемой в первом реакторе за однократный процесс (см. расчеты в табл. XIV. 4 и XIV. 5). Из рассмотрения кривой 1 1 = = /и1 (Рх) следует, что общий характер зависимости реакционного объема первого реактора двухступенчатой системы от Р подобен аналогичной зависимости У = fl Pl) для одноступенчатого прямоточного реактора. Обе кривые показывают нарастание объема по мере увеличения глубины гидрохлорирования. В точке, соответствующей абсциссе р1—0,Ъ, обе кривые сходится это означает, что химический процесс осуществляется полностью в первом реакторе двухступенчатой системы, а объем второго, реактора при этом равен нулю. В- [c.415]

Ранее рассмотренные кривые V = /и F ) и V — /vni (Л) касались одноступенчатых систем с прямоточной и противоточной рециркуляцией при Fr=0,8, т. е. для случая частичной рециркуляции пропилена. Если же в тех же системах осуществлять полную рециркуляцию пропилена, то зависимости объемов их от F будут характеризоваться (соответственно) кривыми V =/u(Fj) и =/уш(Л). отнесенными к Fr=1 (см, кривые на рис. XIV. 14 и расчетные данные табл. XIV. 3 и XIV. 14). Рассматривая эти кривые, можно видеть, что для полного превращения пропилена в изопропилхлорид (при Fr = 1) необходимы значительно большие объемы реакционных зон, чем для 80%-ного превращения (при Fr=0,8). Однако, как видно по ходу кривых, в некотором пределе значений F одноступенчатые системы с полной рециркуляцией сырья имеют даже меньший объем, чем двухступенчатые и трехступенчатые, где достигается лишь 80%-ное превращение пропилена. Предельно минимальный объем, необходимый для полного гидрохлорирования пропилена, может иметь одноступенчатая рециркуляционная система при Fi=0. Расчеты показывают, что в данном случае предельно минимальный объем такой системы равен 0,287 на 1 г-моль пропилена в час. Достигнуть полного превращения пропилена в одну ступень без применения рециркуляции не представлялось бы возможным из-за термодинамических и кинетических ограничений, а для получения 80%-ного превращения потребовался бы объем реактора, равный 0,482 л на I г-моль пропилена в час. Таким образом, преимущества одноступенчатого реактора, в работе которого применяется рециркуляция непрореагировавшего сырья, совершенно очевидны. Здесь следуе,т решить лишь вопрос о том, какой глубиной гидрохлорирования за однократный процесс следовало бы ограничиться, так как с этой величиной связан ряд технико-экономических показателей процесса. Однако, перед обсуждением этого вопроса следует остановиться еще на вопросе о том, как влияет на интенсификацию химического процесса начальная концентрация реагирующих пропилена и хлористого водорода, подаваемых в реакционную систему (т. е. величина относительной концентрации хлористого водорода R).. В [c.421]

Оказалось, что величина высоты единицы переноса (ВЕП) для всех четырех серий опытов при повышении скорости пара от 10 до 16—17 м/сек уменьшается и далее практически не зависит от нагрузки. Значения ВЕП для опытов с турбулизацией паровой фазы примерно на 30%, с турбулизацией жидкой фазы на 17%, а с турбулизацией обеих фаз на 36% ниже ВЕП для колонны без спиральных вставок (величины ВЕП на горизонтальных участках кривых соответственно равны 0,5 0,62 0,45 и 0,7 м). Полученные данные показывают, что искусственную турбулизацию в процессе ректификации в трубчатом прямоточном аппарате целесообразно проводить в газовой фазе, так как турбулизация жидкой фазы дает менее значительный эффект. [c.37]

Экстракдионпые кривые прямо- 3.4. Схема потоков масс на интервале точного процесса. прямоточного процесса. [c.135]

Результаты расчетов с заменой т = х/у представлены на рис. 2.18, где нижняя кривая соответствует концентрации в растворителе, Предел кривых s/ ju и fj so для прямоточного процесса ( s/ so ) i>o = 1-1/1.045 = 0,043. [c.138]

Анализ изменения степени окисления углеводородов в зависимости от температуры поверхности катализатора указывает на достижение эффективности процесса при температурах выше 630К, когда более 90% углеводородов разлагается до СО и Н О в прямоточном реакторе (кривая 3, рис, 7,10) и вихревом реакторе с внешним разогревом (кривая 2, рис, 7,10). Реакторы с ИК-излучателем (кривая 1 и 4, рис. 7.10) позволяют осуществить реакцию окисления уже при температурах 530К, т.е. разогрев поверхности катализатора при прочих равных условиях в них существенно ниже. [c.269]

Даются расчетные значения механического недожога (кривые 3). Как видно, расчет и опыт согласуются между собой. Обращает на себя внимание резкое выгорание топлива и кислорода в начале факела. Это связано с быстрым выгоранием мелких частиц топлива (и летучих). Из-за выгорания мелких частиц пыль в начале факела угрубляется. Большое расходование кислорода в начале факела приводит к тому, что крупным частицам, определяющим механический недожог, приходится гореть в обедненной кислородом атмосфере (и вдобавок, в области понижающейся температуры). Это затягивает горение. Расчеты показывают, что для уменьшения механического недожога в два раза время горения пыли нужно увеличить по крайней мере в полтора раза. Таким образом, трудно уменьшить механический недожог увеличением размеров топочной камеры или понижением теплового напряжения топочного объема. Для ликвидации указанного органического недостатка прямоточного пылеугольного факела необходим переход к процессу с многократной циркуляцией топливных частиц, т. е. к процессу с многократным возращением крупных частиц в корень факела. Примером такого рода топки может служить известная вихревая топка А. А. Шершнева для торфа и бурых углей (рис. 9-15). В. В. Померанцевым и Н. В. Головановым была предложена схема топки с более четкой реализацией рассматриваемого принципа (рис. 9-16). При резком развороте газов на выходе из топки несгоревшие крупные частицы должны по инерции выпадать из ухо- [c.217]

На фиг. 72 зависимость реакционного объема от величины / 1 для одноступенчатого прямоточного реактора, работающего с рециркуляцией непрореагировавшего сырья, характеризуется кривой I/= /ц(/ 1), а для аналогичного противоточного реактора кривой /=/у11(/ 1). Схематически реакторные узлы этих систем по азаиы на фиг. 65 а и 71 а, а расчеты кривых приводятся, соответственно, в таблицах 70 и 81. Для удобства сравнения обе кривые р ссчитаны для случая, когда глубина гидрохлорироваиия за круговой процесс Ря = 0,8, т. е. для случая частичной рециркуляции сырья. [c.395]

Такая система (см. схему 111) представлена на рис. 69 кривыми Vi = /in(/ i) и Уг = [п1 Fl), характеризующими зависимость объемов первого и второго реакторов от глубины гидрохлорироваиия пропилена, достигаемой в первом реакторе за однократный процесс (см. расчеты в табл, 108 и 109). Из рассмотрения кривой V l = fill (Fl) следует, что общий характер зависимости реакционного объема первого реактора двухступенчатой системы от Fi подобен аналогичной зависимости V = fi Fi) для одноступенчатого прямоточного реактора. Обе кривые показывают нарастание объема по мере увеличения глубины гидрохлорирования. В точке, соответствующей абсциссе Fi = 0,8, обе кривые сходятся это означает, что химический процесс осуществляется полностью в первом реакторе двухступенчатой системы, а объем второго реактора при этом равен нулю. В остальных точках кривая Vi = /in(Fi) располагается выше кривой V = 1 (Fl), т. е. при равной глубине гидрохлорирования объем, первого реактора двухступенчатой системы больше объема реактора одноступенчатой системы. Такой результат расчетов следует из того, что в одноступенчатой системе отношение количества хлористого водорода к пропилену выше, чем в первом реакторе двухступенчатой системы, между ступенями которой осуществляется противоток, т. е. в этом случае Ri R = 1. [c.314]

На рис. 69 зависимость реакционного объема от величины Р1 для одноступенчатого прямоточного реактора, работающего с рециркуляцией непрореагировавшего сырья, характеризуется кривой У = /11( 1), а для аналогичьюго противоточного реактора— кривой У = /уиК ). Схематически реакторные узлы этих систем показаны на рис. 62, а и 68, а, а расчеты кривых приводятся в табл. 106 и 117. Для удобства сравнения обе кривые рассчитаны для случая, когда глубина гидрохлорирования за круговой процесс Рц = 0,8, т. е. для случая частичной рециркуляции сырья. [c.316]

Трейбал дает графическое решение для определения различных прямоточных и противоточных сорбционных процессов с помощью равновесных кривых, полученных аналитическим решением уравнений равновесных изотерм Фрейндлиха. Соответствие между двумя системами обозначений следующее [c.555]

Для проверки адекватности диффузионной модели для изучаемых прямоточных секционированных реакторов использовали расчетные уравнения, являющиеся решением уравнений (63) и (64). Находим величину критерия Боден-штейна В = и1/Оэ, определяющего кривую распределения времени пребывания жидкости в ступени реактора. Чем точнее модель описывает процесс перемешивания и чем выше точноть эксперимента, тем ближе между собой должна быть группа чисел, характеризующих параметр модели В, найденный из различных статистических характеристик. В наших исследованиях отклонение значений от средней величины В,р составляло не более +10%. Этот разброс группы значений параметра В можно считать относительно небольшим, если учесть статистический характер фиксируемой величины (концентрации трассера) и дискретный характер отбора проб во времени. Последнее обстоятельство оказалось наиболее важным, так как использование приборов для непрерывной записи концентрации трассера в жидкости (РН-метров с проточными ячейками с автоматической записью показаний на диаграмме) позволило уменьшить разброс до +3%. [c.188]

В двухступенчатых u T Ma.t (схема IV), где помимо метода противотока осуществляется и отвод продуктов реакции между ступенями, наблюдается ещг большее снижение величины ре-гкционного объема. Предельно минимальные объемы ео всех случаях имеют с дн ступенчатые системы (прямоточные и проточные), работающие с рециркуляцией, в условиях F- 0. Нетрудно видеть, что эффект от применения того или иного метода интенсификации химического процесса тем меньще, чем больше величина R. В этой связи интересны результаты расчетов, приведенных для случая, когда R = 2,. Кривые зависимости [c.398]

В двухступенчатых системах (схема IV), где нолшмо метода проти-потока осуществляется и отвод продуктов реак1щи между ступенями, наблюдается еще большее снижение величины реакционного объема. Предельно минимальные объемы во всех случаях имеют одноступенчатые системы (прямоточные и противоточные), работающие с рециркуляцией, в условиях F- 0. Нетрудно видеть, что эффект от применения того или иного метода интенсификации химического процесса-тем меньше, чем больше величина i . В этой связи интересны результаты расчетов, приведенных для случая, когда R = 2,i. Кривые зависимости V от F при / = 2,1 показаны на рис. 56. Полученные данные показывают, что применение противотока не всегда способствует интенсификации химического процесса. В данном случае, когда 7I = 2,1, все рассмотренные [c.231]

Более высокие объемы по сравнению с одноступенчатым прямоточным реактором имеет и двухступенчатая система, в которой применяется один лишь метод противотока. Следствием этого является то, что кривая = /щ ( 1) имеет выраженный максимум при Р = 0,54. Что же касается кривой 1+ = рактеризующей зависимость V от Р , для двухступенчатой системы, где наряду с противотоком между ступенями отводится продукт реакции, то она по-прежнему показывает наличие минимального значения объема (1 2)мин = 0,271 д в точке, соответствующей Р = = 0,425. Совершенно очевидно, что рассматриваемая система могла бы иметь еще меньшее значение (У 2)ыт1 бы на глубину гидрохлорировапия в данном случае не оказывало свое отрицательное влияние применение противотока. Наблюдающееся явление следует объяснить своеобразием кинетических закономерностей данной реакции. На рис. 57 показана кинетическая кривая Р = 1 В), характеризующая зависимость глубины гидрохлорирования одного г-моля пропилена в час от содержания хлористого водорода в сырьевом потоке, поступающем в прямоточный реактор постоянного объема (здесь У =0,325 л, а г (, = 69 л/л-час). Из этой зависимости можно видеть, что глубина гидрохлорировапия пропилена при некотором оптимальном содержании хлористого водорода в смеси (7 =1,8 2,2) имеет максимальное значение, после чего при дальнейшем увеличении Н глубина превращения падает. Этим, видимо, и следует объяснить тот факт, что при определенных начальных значениях Н метод противотока не только не оказывает положительного влияния на увеличение скорости химического процесса, но даже уменьшает ее. Следствием этого и является то, что при Я 2,1 для получения равной глубины гидрохлорировапия (Р = 0,8) в противоточном реакторе следует иметь большую реакционную зону, а следовательно, и больший расход катализатора, чем в прямоточном. [c.232]