Fyzikálně-chemické a krystalizační procesy v keramických hmotách s mineralizačními přísadami určují charakter změny viskozity výsledné kapalné fáze a také poměr krystalické a kapalné fáze, což se projeví změnou viskozity systém jako celek. Použití mineralizačních přísad je v mnoha případech určujícím faktorem pro zlepšení a specifickou regulaci vlastností široké škály keramických materiálů. Bylo zjištěno, že mineralizační účinek řady mineralizačních látek urychlí tepelné přeměny v jílových systémech. Účinnost mineralizátorů závisí na jejich reologických vlastnostech v teplotním rozsahu vypalovaných keramických hmot. Experimentálně jsme potvrdili předpoklad o účinnosti a proveditelnosti použití komplexních mineralizačních přísad, které kombinují mineralizátory s nízkou teplotou tání a urychlovače slinování s nízkou dynamickou viskozitou pro regulaci procesu tvorby kapalné fáze s optimálními reologickými charakteristikami.

viskozita

mineralizační složka

reologické vlastnosti

slinování

rychlost ohřevu

1. Bezborodov M.A. Viskozita silikátových skel. - Minsk: Věda a technika. - 1975. -163 s.

2. Budnikov P.P. Vliv mineralizátorů na proces mullitizace jílů, kaolinů a syntetických hmot / P.P. Budnikov, Kh.O. Govorkyan // ZHPH. - 1946. - T. XIX. - č. 10-11. - s. 1029-1035.

3. Budnikov P.P. Reakce ve směsích pevných látek / P.P. Budnikov, A.M. Ginstling. - M.: Nakladatelství literatury. na stránce, 1971. - 487 s.

4. Nikiforová E.M. Mineralizátory v keramickém průmyslu. - Krasnojarsk: GUTSMiZ, 2004. - 108 s.

5. Chandhuri S.P. Vliv mineralizátorů na složení tvrdého porcelánu. Část II. Mikrostruktury // Amer. Ceran. Soc. Býk. - 1974, 53. - č. 3. - R. 251-254.

Úvod

Fyzikálně-chemické a krystalizační procesy v keramických hmotách s mineralizačními přísadami určují charakter změny viskozity výsledné kapalné fáze a také poměr krystalické a kapalné fáze, což se projeví změnou viskozity systém jako celek.

Použití mineralizačních přísad je v mnoha případech určujícím faktorem pro zlepšení a specifickou regulaci vlastností široké škály keramických materiálů. Mechanismus působení mineralizátorů během reakcí tvorby minerálů v keramických disperzních systémech vyžaduje další seriózní studium.

Volba mineralizačních přísad závisí na empirickém výběru složení urychlovače slinování. Tento přístup neposkytuje optimalizaci přijatých technická řešení. Neexistují žádná technologická kritéria a Objektivní hodnoceníúčinnost mineralizátorů, což omezuje jejich použití, včetně průmyslového odpadu. Neexistuje žádné obecně přijímané vysvětlení mechanismu působení mineralizátorů při reakcích tvorby minerálů keramických materiálů, ke kterým dochází během tvorby a přítomnosti kapalné fáze.

Pozitivní účinek mineralizátorů nelze přičítat pouze urychlení tvorby kapalné fáze, neboť je nutné počítat se změnami dalších faktorů (viskozita, struktura taveniny atd.). Jak poznamenávají mnozí badatelé, pozitivní účinek mineralizátorů je dán nejen urychlením tvorby kapalné fáze v keramických disperzních systémech, ale také reologickými vlastnostmi kapalné fáze. Snížení viskozity kapalné fáze a viskozity systému jako celku jako určujícího faktoru intenzifikace procesů tvorby keramických disperzních struktur nevysvětluje mechanismus působení mineralizátorů.

Názory, podle kterých je snížení teploty tvorby kapalné fáze vlivem a v přítomnosti mineralizátoru rozhodujícím faktorem pro aktivaci probíhajících reakcí, se nepotvrzují.

Nejpřijatelnější jsou podle našeho názoru názory, podle kterých je aktivace procesů v mineralizované kapalné fázi určována termoreologickými vlastnostmi samotných mineralizátorů. Nelze však vyloučit, že pouze kombinace těchto projevů určuje aktivaci fázotvorných reakcí keramických disperzních struktur.

Materiály a výzkumné metody

Byly studovány nízkohodnotné polyminerální hlíny sibiřské oblasti, vyznačující se nízkým obsahem jílových částic. Hlína se vyznačuje obsahem jílových minerálů montmorillonit (d/n=1,530; 0,450; 0,255 nm), kaolinitu (d/n=0,714; 0,357; 0,237 nm) a hydroslídy (d/n=0,998; 0,256 nm) . Vzhledem k nízkému obsahu jílových částic (až 20 %) potřebuje hlína vylepšení a cílenou regulaci jejích fyzikálně-chemických a technologických vlastností. Chemické složení Studované jílové suroviny jsou uvedeny v tabulce 1.

Tabulka 1 - Chemické složení výchozích jílových surovin, hmotnost. %

Studium dynamické viskozity bylo provedeno metodou rotujícího tělesa v tavenině na rotačním viskozimetru. Mineralogické složení surovin a slinutých hmot bylo stanoveno na základě dat rentgenové difrakční analýzy provedené na difraktometru Shimadzu XRD-6000. Diferenciální termická analýza byla provedena za použití derivatografu Netche Q-1500 ve vzdušné atmosféře.

Aditiva s širokým spektrem reologických vlastností v oblasti výpalu keramických materiálů ve formě sloučenin NaF, Na 2 CO 3, LiCl a KCl (dynamická viskozita h = (0,6-6) Pa×s) a střepů (h= ( 10-10 14) Pa×s), jakož i průmyslové odpady obsahující komplex nízkoviskózních mineralizačních složek.

Nejvíce velkotonážní odpad z výroby hliníku - kaly z čištění plynů představuje jemně rozptýlený černý materiál o velikosti částic od 0,071 do 1,0 mm. Mikroskopické zkoumání kalu ukázalo, že materiál se skládá z metamorfovaných uhelných částic grafitu, kryolitu, chiolitu, korundu, fluoritu, nefelinu, diaspory atd. V difrakčním obrazci je grafit zaznamenán podél čar s hodnotou d/n = 0,338 ; 0,202; 0,169 nm, korund - d/n = 0,208; 0,255; 0,160 nm, kryolit - d/n = 0,193; 0,275; 0,233 nm. Při zahřívání kalu je pozorován endotermický efekt při teplotě 50-100 ºС související s odstraňováním hygroskopické vody; exotermický efekt při 90-140 ºС je spojen s adsorpcí kyslíku z atmosféry uhelnou hmotou; slabý účinek v teplotním rozmezí 180-300 ºС se týká procesu dehydratace hydroxidu hlinitého; endotermický efekt 340 ºС je spojen se ztrátou vody krystalickým hydrátem kryolitu; intenzivní exotermický efekt při 350-600 ºС se týká procesu vyhoření uhlíkové hmoty; exotermický efekt s maximem 975 ºС se týká krystalizace skleněné fáze.

Chemické složení odpadů z výroby směsného hliníku odpovídá obsahu následujících složek, hm. %: Si02 - 0,68; A1203 - 12,53; Fe203 - 1,13; CaO - 0,73; MgO - 0,60; Na20 - 15,89; F- 16,38; p.p.p. - 51,42. Kaly z výroby hliníku se vyznačují nízkou viskozitou svých mineralizačních složek NaF, Na 2 CO 3, Na 2 SO 4, NaHCO 3, Na 3 AlF 6, AlF 3 navzájem s h 900-1000 ºС = (4,9-1,9) Pa ×s.

Výsledky výzkumu a diskuse

Změna viskozity keramického systému s mineralizačními přísadami v závislosti na reologických vlastnostech mineralizátorů byla zjištěna u keramických disperzních systémů vyrobených z hmot na bázi polyminerálních jílů s přísadami (mineralizátory NaF, Na 2 CO 3, skleněné střepy, as stejně jako průmyslový odpad ve formě kalu) s nižší teplotou tání, optimální teplotou výpalu jílu. Křivky změn viskozity v závislosti na teplotě a typu přísady jsou uvedeny na obrázku 1.

Rýže. 1. Změna viskozity zahradní hlíny pomocí mineralizačních přísadv závislosti na teplotě: 1 - čistá hlína; 2 - s přídavkem střepů; 3 - s Na2C03; 4 - s NaF; 5 - s přídavkem kalu.

Analýza procesů, které způsobují anomálie ve viskozitních křivkách, ukazuje, že se zavedením mineralizačních přísad podléhají krystalizační procesy změnám.

Vzhled kapalné fáze v důsledku eutektických tavenin, charakterizovaných pro polyminerální jíl teplotou 875 ºС, se tak posouvá do oblasti nižších teplot: s přidáním střepů o 15 ºС, Na 2 CO 3 - o 70 ºС, NaF - o 75 ºС, kal - při 80 ºС. Začátek výskytu kapalné fáze, která způsobuje monotónní pokles viskozity pro hmoty s NaF a střepy, se shoduje s teplotou s endotermickým účinkem na diferenciální křivku při 810 a 840 °С, což odpovídá vzhledu mineralizátoru tát. Inflexní bod na křivce viskozity, odpovídající přeměně produktů dehydratace na nové krystalické fáze a charakterizovaný pro čistý jíl při 925 ºС, se posouvá se zavedením mineralizátorů do oblasti nižších teplot, s výjimkou přídavku střepů, která nemění teplotu, při které začínají krystalizovat nové fáze.

Přídavek Na 2 CO 3 posune tuto teplotu o 15 ºС, NaF - o 25 ºС, kal - o 30 ºС. Inflexe v křivkách odpovídajících čisté hlíně a s přídavky NaF a střepů se shoduje s exotermickým účinkem na diferenciální křivku při 925 a 900 ºС, v daném pořadí, což odpovídá rekrystalizaci nových fází.

Nejintenzivnější vliv na povahu krystalizačních procesů probíhajících při výpalu nízkotavitelné zahradní hlíny má přídavek kalu. Je to zjevně způsobeno tím, že již při 800 °С má kombinovaný mineralizátor z mineralizačních složek kalu nízkou dynamickou viskozitu h = 4,9 Pa × s. Přídavek kalů ve stanoveném rozsahu aktivity mineralizátorů a jejich vliv na fyzikálně-chemické a krystalizační procesy: kal > NaF > Na 2 CO 3 > střepy, předbíhá jednotlivé mineralizující složky kalu (NaF, Na 2 CO 3), což potvrzuje účinnost kombinovaných mineralizátorů.

Zavedení NaF a přísad do střepů vede ke zvýšení intenzity endotermického efektu s maximem 130 ºС u zahradní hlíny a posouvá proces způsobený dehydratací a odstraňováním mezivrstvové vody z montmorillonitové mřížky na nižší teploty: NaF - o 15 ºС, střepy - o 5 ºС.

Ve vztahu k hydromika-kaolinit-montmorillonitové zahradní hlíně došlo k výraznému poklesu disociační teploty CaCO 3 v přítomnosti mineralizátorů a posunu dekarbonizační zóny k nižším teplotám, o čemž svědčí posun maxima endotermické hlíny. efekt odpovídající tomuto procesu a charakterizovaný maximálním vrcholem 805 ºC pro jíl o 55-60 ºС při přidání NaF a o 20-25 ºС při přidání střepů.

Teplota tání NaF mineralizátorů a střepů je vyšší než teplota disociace uhličitanu vápenatého CaCO 3, což naznačuje, že k interakčním reakcím mezi mineralizátorem a uhličitanem vápenatým dochází v pevné fázi za tvorby pevných roztoků, které přispívají k deformaci krystalové mřížky reagujících složek a zvyšují jejich reaktivitu.

Vznik pevných roztoků se vysvětluje zvýšením amplitudy vibrací iontů Na + kolem jeho geometrického středu při 600-700 °С a blízkostí jeho iontového poloměru k poloměru Ca2+, což vytváří podmínky pro zavedení do Na + iontu krystalová mřížka CaC03, CaO. Termogramy bezprostředně po endotermickém účinku disociace CaCO 3 odhalily endotermické účinky při teplotách 810, 840 ºС ve hmotách s NaF mineralizátory a střepy, které mohou být spojeny s výskytem kapalné fáze při teplotách pod bodem tání mineralizátoru v důsledku tvorby nízkotajícího eutektika mineralizátoru a uhličitanu vápenatého. Toto pozorování je zcela v souladu s údaji N.A. Toropov, což naznačuje tvorbu kapalné fáze v systému NaF-CaCO 3 při 400-600 ºС. Vrchol endotermického efektu, který je výrazně intenzivnější v intenzitě, spojený s výskytem kapalné fáze ve hmotách obsahujících NaF, charakterizuje aktivnější proces jejího vzniku ve srovnání s hmotou jílu a střepů, který je spojen s nižší viskozita kapalné fáze vytvořené mineralizátorem NaF v jílu během období disociace kalcitu a v důsledku toho zvýšení množství taveniny v důsledku aktivace procesu rozpouštění uhličitanu vápenatého v ní.

Zjištěný významný pokles intenzity vrcholu endotermického efektu spojeného s disociací kalcitu ve hmotě jílu a NaF je způsoben jeho překryvem s exotermní reakcí tvorby křemičitanů vápenatých, která je důsledkem přímého urychlení účinku hydroslídy a montmorillonitového jílu a v nich obsažených mineralizátorů na disociaci uhličitanů.

Soudě podle výše uvedených údajů vede mineralizační účinek řady látek k urychlení tepelných přeměn v jílových systémech, zvýšení jejich reaktivity a účinnost vlivu mineralizátorů na tyto procesy závisí na jejich reologických vlastnostech v teplotním rozmezí vypalování keramických hmot.

Našli jsme experimentální potvrzení předpokladu o účinnosti a proveditelnosti použití komplexních mineralizačních přísad, které kombinují mineralizátory s nízkou teplotou tání a urychlovače slinování s nízkou dynamickou viskozitou v rozsahu teplot výpalu keramických materiálů pro regulaci tvorby kapalné fáze s optimální reologické vlastnosti.

Výsledky studií reologických vlastností komplexních mineralizačních přísad (obr. 2, 3), shodující se s údaji Bondarenka N.V. , naznačují možnost snížení teploty tání taveniny kombinací mineralizačních přísad s různými reologickými vlastnostmi.

Rýže. 2. Závislost viskozity komplexní přísadyna teplotě a složení (hmotnost, %): 1 - LiCl 100; 2 - KCI 100; 3 - LiCl 10, KCI 90; 4 - LiCl 30, KCI 70; 5 - LiCl 50, KCI 50; 6 - LiCl 70, KCl 30.

Rýže. 3. Závislost viskozity komplexní přísady střepů -NaFna teplotě a složení (hm. %): 1 - střepy 100; 2 - NaF 100;

3 - střepy 50, NaF 50; 4 - střepy 75, NaF 25; 5 - střepy 25, NaF 75.

Jak vyplývá z Obr. 2, nejúčinnější z hlediska posouzení jeho reologických vlastností, ve srovnání s čistými přísadami LiCl a KCl, je kombinovaná mineralizační přísada v kombinaci LiCl a KCl 1:1, tvořící taveninu při teplotě tání LiCl. , zároveň se viskozita komplexního aditiva blíží viskozitě KCl. Velmi účinná je také kombinovaná mineralizační přísada, která kombinuje nízkoviskózní přísadu NaF (h 1000º C = 2 Pa×s) a přísadu vysokoviskózních střepů (h 800º C = 10 9 Pa×s), tvořící taveninu při teplota o 130 ºC nižší než bod tání NaF. Současně se viskozita kombinovaného mineralizátoru blíží viskozitě NaF (h 870º C = 4 Pa×s). V souladu se zavedenými zákonitostmi je zřejmé, že je možné aktivovat jednotlivé vysoce viskózní přísady vyznačující se počátkem měknutí v oblasti poměrně nízkých teplot 575-875 ºС (Erklese, boritan vápenatý, střepy, frita, zeolit) již v tomto teplotním rozmezí.

Závěr

Změna viskozity keramiky disperzní systém z hmot na bázi polyminerálních jílů s mineralizačními přísadami v závislosti na termoreologických vlastnostech mineralizátorů. Byla odhalena povaha změn v krystalizačních procesech, které způsobují anomálie v křivkách viskozity.

Experimentálně byla prokázána možnost zvýšení účinnosti vysokoviskózních přísad a převedení jejich termoreologických vlastností do optimálního rozmezí jejich kombinací s nízkoviskózními mineralizátory. Kombinace vysoce viskózních přísad s nízká teplota měknutí nízkoviskózními mineralizátory, vede ke snížení viskozity a udržení nízké teploty měknutí.

Recenzenti:

• Tolkachev V.Ya., doktor technických věd, profesor, hlavní technolog CPC Sibirsky Element LLC, Krasnojarsk.
• Stupko TV, doktor technických věd, vedoucí vědecký pracovník, vedoucí katedry chemie, Krasnojarská státní agrární univerzita, Krasnojarsk.

Bibliografický odkaz

I když používáte nejmodernější motorový olej, jeho vlastnosti se během provozu vozidla mění.

Jak víte, všechny oleje obsahují funkční přísady určené ke zlepšení a udržení určitých vlastností (v Rusku se jim obvykle říká přísady). Při provozu v motoru se tyto přísady ničí vlivem tepelného a mechanického zatížení. Samotné molekuly oleje procházejí změnami. Když všechny tyto změny dosáhnou určité hranice, je nutné provést výměnu motorový olej.

Jednou z klíčových charakteristik, která umožňuje nastavit načasování výměny oleje, je změna viskozity, na které velmi závisí schopnost oleje plnit své funkce. Změna viskozity o pouhých 5 % je již odborníky vnímána jako signál a změna o 10 % je považována za kritickou úroveň.

Je důležité pochopit, že ke změně viskozity nedochází náhle. Jedná se o postupný proces, který probíhá po celou dobu životnosti vozidla mezi výměnami oleje. Hlavní důvody vedoucí ke změnám viskozity jsou uvedeny v tabulce.

Běžné příčiny změn viskozity motorového oleje

Změny spojené s kontaminací oleje je nutné eliminovat buď diagnostikou a opravami na stanicích Údržba nebo změna stylu jízdy.

K nejzajímavějším změnám dochází na molekulární úrovni. Jsou zajímavé, protože se jim nelze úplně vyhnout, protože jsou základní, přirozené povahy. Tyto změny se ale dají zvládnout.

Důvody vedoucí ke zvýšení viskozity budou rozebrány v samostatném článku věnovaném vlastnostem olejů proti opotřebení. Zde se zaměříme na opačný proces. Zde jsou nejpravděpodobnější důsledky snížení viskozity motorového oleje:

Snížená tloušťka olejového filmu na povrchu třecích dílů a v důsledku toho nadměrné opotřebení, zvýšená citlivost na mechanické nečistoty, protržení olejového filmu při vysokém zatížení a při startování motoru.

Zvýšení třecí síly v prvcích motoru pracujících v režimu smíšeného a mezního tření (pístní kroužky, mechanismus distribuce plynu) povede k nadměrné spotřebě paliva a tvorbě tepla.

Je známo, že norma SAE J300 schvaluje čtyři metody pro stanovení viskozity motorového oleje. Protože účinky snížení viskozity jsou pociťovány hlavně za chodu motoru, nejvhodnější metodou by bylo stanovení HTHS viskozity.

Tento parametr, který je zkratkou pro vysokoteplotní viskozitu při vysoké smykové rychlosti (High-Temperature High-Shear rate viscosity), je obvykle stanoven za podmínek co nejbližších provozním podmínkám oleje ve třecím páru. pístní kroužek- válcová stěna. Mimochodem, podobné podmínky existují na povrchu vaček vačkových hřídelů a v ložiscích klikový hřídel při vysokém zatížení motoru. Teplota při stanovení viskozity HTHS je + 150 °C a smyková rychlost je 1,6 * 10 6 1/s. Abychom si poslední hodnotu snadněji představili, uvedeme několik fantastických každodenních příkladů, ve kterých má rychlost smyku podobnou hodnotu: natírání plotu válečkem při rychlosti 160 km/s, vymačkávání vody z 10ml injekční stříkačky jehlou za 1/10 vteřiny, potření olejem na 200 000 kousků chleba jednou osobou za 1 minutu.

Je to tedy viskozita HTHS, která nejvíce souvisí jak s ochrannými vlastnostmi oleje, tak se spotřebou paliva běžícího motoru. Poslední tvrzení je potvrzeno výzkumem (obrázek 1).

Obrázek 1.
Vztah mezi spotřebou paliva a vlastnostmi motorového oleje
(P.I. Lacey, SAE Technical Paper 2001-01-1904)

V laboratoři VMPAUTO lze pomocí reometru Anton Paar MCR 102 měřit viskozitu HTHS za „mírnějších“ podmínek, než jaké stanoví normy: stále je možné dosáhnout smykové rychlosti 10 5 1/s při +150 ° C. I s takovou aproximací však lze získat zajímavé výsledky.

Obrázek 2 ukazuje výsledky stanovení HTHS viskozity v plném rozsahu syntetický olej Shell Helix ULTRA AV-L 5W-30, použitý v modelu VW GOLF 1.6 2006. Nový olej měl HTHS viskozitu 3,62 mPa*s. Po 8000 km provozu HTHS však viskozita klesla o 0,16 mPa*s (-4,4 %), to znamená, že se již přiblížila „signální“ úrovni 5 % pro specialisty. To znamená, že všechny výše popsané negativní důsledky se mohou začít objevovat ve velmi blízké budoucnosti.

Začátkem roku 2013 začalo vědecko-technické oddělení VMPAUTO s vývojem multifunkčního aditiva nové generace do motorových olejů. Jeho název je „P14“. Na jaře 2014 začaly testy v plném rozsahu na vozidlech různých tříd.

Jak je vidět z Obr. 2, přidání „P14“ nemělo prakticky žádný vliv na HTHS viskozitu nového motorového oleje (-1,4 %). Přidání „P14“ do oleje po 8000 km zároveň umožnilo nejen obnovit hodnotu viskozity HTHS na výchozí hodnotu, ale také ji mírně zvýšit (+3,0 %), čímž motorový olej získal nový „ viskozitní potenciál“ pro další bezproblémový provoz. Měření HTHS viskozity 7500 km po aplikaci „P14“ (+5,5 %) ukazuje, že i před další výměnou motorového oleje zůstávají jeho ochranné vlastnosti nezměněny vysoká úroveň: nedošlo ani ke kritickému poklesu, ani ke zvýšení tohoto nejdůležitějšího parametru.

Obrázek 2
HTHS viskozita motorového oleje při + 150 °C a smykové rychlosti 10 5 1/s.
Každá hodnota je průměrem 100 měření.

Během roku v sezónní změna teplota se mění viskozita dopravovaného oleje (obr. 1.20). Pokud se teplota oleje zvýší z t 1 na t 2, viskozita oleje klesá. To vede ke snížení hydraulického odporu potrubí (H 2 Q 1).

Uvažujme vliv změn viskozity oleje na velikost stojatých vod PS. Předpokládejme, že na všech stanicích je instalován stejný počet čerpadel stejného typu, tlaková výška na hlavní čerpací stanici je h P a zbytkový tlak v koncovém bodě je h OST. Pro zjednodušení předpokládejme, že ropovod sestává z jednoho provozního úseku N E = 1 a počet rozvoden je n (obr. 1.21).

Tlak v čerpací stanici zimní období bude

v létě

, (1.59)

kde H1, H2 jsou celkové tlakové ztráty v potrubí v zimě a v létě.

Rýže. 1.20. Kombinované charakteristiky potrubí a rozvodny

při změně viskozity oleje

Rýže. 1.21. Vliv sezónních změn viskozity oleje

množstvím vzdutých vod před rozvodnou

Z výchozího bodu profilu trasy vyneseme hodnoty H 1 a H 2 ve svislém měřítku, pak vrcholy segmentů spojíme přímkami k bodu z K +h OC. Výsledné čáry odpovídají poloze hydraulických spádových čar v zimním i 1 a letním i 2 období.

Představme si, že trasa potrubí je vzestupná přímka AB. Jak je patrné ze staveb, při uspořádání stanic bude taková trasa rozdělena na stejné úseky délky L/n. V tomto případě budou čáry hydraulických svahů i 1 a i 2 protínat čáru AB ve stejných bodech. To naznačuje, že při monotónním profilu trasy ropovodu neovlivňují změny viskozity ropy množství zpětné vody na vstupu mezilehlých rozvoden.

V reálných podmínkách může být profil trasy velmi drsný, potom budou vzdálenosti mezi čerpacími stanicemi nestejné (l 1 ¹ l 2 ¹ l 3 ¹ l n). Uvažujme v tomto případě změnu horní vody před rozvodnou.

Množství zpětné vody DH C před s-tou rozvodnou lze zjistit z rovnice tlakové bilance

kde a=m M ×a M a b=m M ×b M .

Průtok ve vyjádření (1.61) je určen z rovnice tlakové bilance pro ropovod jako celek (1.37), což nám umožňuje zapsat

. (1.62)

Po dosazení (1,62) do (1,61) získáme

Jak vyplývá z výrazu (1.63), na hodnotě viskozity závisí pouze jeden faktor , protože .

Představme si následující zápis:

;

– průměrná vzdálenost mezi čerpacími stanicemi na úseku k s-té rozvodně;

– aritmetický průměr vzdálenosti mezi rozvodnami;

S přihlédnutím k přijatým zjednodušením může být výraz (1.63) reprezentován ve formě

Kde
.

Hodnota F je přímo úměrná změně viskozity oleje: s klesající viskozitou klesá i hodnota F.

Pokud je splněna podmínka L cf< l ср(С) , то при уменьшении вязкости подпор на с-й ПС возрастает. В противном случае при L ср >l av(C) zpětná voda v s-té rozvodně klesá a může se ukázat jako menší přípustná hodnota DH min (obr. 1.21). V případě umístění stanice podle hydraulických výpočtů při minimální teplotě oleje (t 1 =t min, n 1 =n max) je nutné analyzovat provoz jednotlivých stupňů v letním období.

V létě, pokud to síla potrubí dovolí, můžete zvýšit tlak na hydraulické čerpadlo zapnutím přídavného pomocného čerpadla zapojeného do série.

1.10. Regulace provozních režimů ropovodů

Provozní režimy ropovodu jsou dány průtokem a tlakem čerpadel trafostanice v daném časovém okamžiku, které jsou charakterizovány podmínkami materiálové a energetické bilance čerpacích stanic a potrubí. Jakákoli nerovnováha vede ke změně provozního režimu a vyžaduje regulaci.

Mezi hlavní faktory ovlivňující provozní režimy systému „rozvodna – potrubí“ patří:

§ změny reologických parametrů ropy v důsledku sezónních změn teplot a také vlivem obsahu vody, parafínu, rozpuštěného plynu atd.;

§ technologické faktory - změny parametrů čerpadel, jejich zapínání a vypínání, přítomnost zásob ropy nebo volných nádob apod.;

§ havarijní nebo opravné situace způsobené poškozením lineární části, poruchami zařízení rozvodny nebo spuštěním limitní ochrany.

Některé z těchto faktorů působí systematicky, některé periodicky. To vše vytváří podmínky, za kterých se provozní režimy systému „rozvodna – potrubí“ v čase plynule mění.

Z rovnice tlakové bilance vyplývá, že všechny způsoby řízení lze rozdělit do dvou skupin:

q metody související se změnou parametrů čerpacích stanic

§ změna počtu provozovaných čerpadel nebo jejich schéma zapojení;

§ regulace pomocí výměnných rotorů nebo obráběných oběžných kol;

§ regulace změnou rychlosti otáčení hřídele čerpadla;

q metody související se změnou parametrů potrubí

§ škrcení;

§ obtok části kapaliny do sacího potrubí (bypass).

Změna počtu pracujících čerpadel. Tato metoda se používá, když je nutné změnit průtok v ropovodu. Výsledek však závisí nejen na schématu zapojení čerpadla, ale také na typu charakteristiky potrubí (obr. 1.22).

1 – charakteristika čerpadla; 2 – tlaková charakteristika rozvodny se sériovým zapojením čerpadel; 3 – tlaková charakteristika rozvodny s paralelním zapojením čerpadel; 4, 5 – charakteristika potrubí; 6 – h-Q charakteristikačerpadlo v sériovém zapojení; 7 – h-Q charakteristika čerpadla v paralelním zapojení

Uvažujme jako příklad paralelní a sériové zapojení dvou stejných odstředivých čerpadel při provozu na potrubí s různým hydraulickým odporem.

Jak je patrné z grafických konstrukcí (obr. 1.22), při práci na potrubí se strmou charakteristikou je vhodné sériové zapojení čerpadel. V tomto případě čerpadla pracují s vyšším průtokem (Q B >Q C) než s paralelním zapojením a také s vyšším celkovým tlakem a účinností. Paralelní zapojení čerpadel je výhodnější při provozu na potrubí s plochou charakteristikou (Q F >Q E, HF >H E, h F >h E).

Nastavení pomocí výměnných rotorů. Většina moderních čerpadel hlavního potrubí je vybavena vyměnitelnými rotory pro snížený průtok 0,5Q NOM a 0,7Q NOM. Čerpadlo NM 10000-210 je navíc vybaveno výměnným rotorem pro 1,25 Q NOM.

Vyměnitelné rotory mají specifické vlastnosti (obr. 1.23).

Rýže. 1.23. Charakteristika čerpadla s výměnnými rotory

Využití výměnných rotorů je ekonomické v počáteční fázi provozu ropovodu, kdy nejsou vybudovány všechny čerpací stanice a potrubí není uvedeno do projektované kapacity (postupné uvádění ropovodu do provozu). Efektu instalace vyměnitelných rotorů lze dosáhnout také dlouhodobým snížením čerpaného objemu.

Natáčení oběžných kol podél vnějšího průměruširoce používané v přepravě ropovodů. V závislosti na rychlostním koeficientu n S lze otáčení kola provádět v následujících mezích: při 60< n S <120 допускается обрезка колес до 20%; при 120< n S <200 – до 15%; при n S =200¼300 – до 10%.

Přepočet charakteristik čerpadla při otáčení oběžného kola se provádí pomocí podobných vzorců:

kde Q З, H З a N З - průtok, tlak a příkon odpovídající továrnímu průměru oběžného kola D З;

Q У, H У a N У - totéž se zmenšeným průměrem oběžného kola D У.

Způsob ovládání otáčením oběžného kola lze efektivně použít, když je režim čerpání zaveden po dlouhou dobu. Je třeba poznamenat, že zmenšení průměru oběžného kola nad přípustné meze vede k narušení normální hydrodynamiky proudění v pracovních částech čerpadla a výraznému snížení účinnosti.

Změna otáček hřídele čerpadla– progresivní a ekonomický způsob regulace. Použití plynulého řízení rychlosti otáčení rotorů čerpadel v rozvodnách hlavních ropovodů usnadňuje synchronizaci provozu stanice, zcela eliminuje natáčení oběžných kol, použití výměnných rotorů a také zabraňuje hydraulickým rázům v ropovodu. Tím se zkracuje doba spuštění a zastavení čerpacích jednotek. Tento způsob regulace však zatím z technických důvodů nenašel široké uplatnění.

Metoda změny rychlosti otáčení je založena na teorii podobnosti

(1.66)

kde Q 1, H 1 a N 2 – průtok, tlak a příkon odpovídající otáčkám oběžného kola n 1;

Q 2, H 2 a N 2 - stejné při rychlosti otáčení oběžného kola n 2.

S klesající rychlostí otáčení se změní charakteristika čerpadla a pracovní bod se posune z polohy A 1 do A 2 (obr. 1.24).

Rýže. 1.24. Kombinovaná charakteristika ropovodu a čerpadla při změně otáček hřídele

V souladu s (1.66) při přepočtu charakteristiky čerpadla z rychlosti otáčení n 1 na frekvenci n 2 získáme následující vztahy:

Změna rychlosti otáčení hřídele čerpadla je možná v následujících případech:

§ použití motorů s proměnnými otáčkami;

§ instalace spojek s nastavitelným koeficientem skluzu (hydraulickým nebo elektromagnetickým) na hřídeli čerpadla;

§ použití proudových frekvenčních měničů při současné změně napájecího napětí elektromotorů.

Je třeba poznamenat, že není možné měnit rychlost otáčení v širokém rozsahu, protože to výrazně snižuje účinnost čerpadel.

Metoda škrcení v praxi se používá poměrně často, i když to není ekonomické. Je založena na částečném blokování průtoku oleje na výstupu z čerpací stanice, to znamená na zavedení dodatečného hydraulického odporu. V tomto případě se pracovní bod z polohy A 1 posouvá směrem k klesajícímu průtoku do bodu A 2 (obr. 1.25).

Rýže. 1.25. Kombinované charakteristiky rozvodny a potrubí při regulaci škrcení a bypass

Proveditelnost použití metody lze charakterizovat hodnotou účinnosti škrcení h DR

. (1.68)

S nárůstem hodnoty přiškrceného tlaku h DR hodnota h DR klesá. Celková účinnost čerpadla (PS) je určena výrazem h=h 2 ×h DR. Metodu škrcení je vhodné použít u čerpadel s plochou charakteristikou tlaku. V tomto případě by energetické ztráty při škrcení neměly přesáhnout 2 % nákladů na energii na čerpání.

Způsob obtékání části kapaliny do sacího potrubí čerpadel ( bypass ) se používá hlavně na koncových stanicích. Při otevření ventilu na obtokovém potrubí (bypassu) se tlakové potrubí připojí k sacímu potrubí, čímž dojde za čerpadlem ke snížení odporu a pracovní bod se přesune z polohy A 1 do A 3 (obr. 1.25). . Tok Q B =Q 3 -Q 2 prochází obtokem a tok Q 2 vstupuje do hlavního potrubí.

Účinnost bypassu je

. (1.69)

V praxi se bypass pro svou neefektivnost používá jen zřídka. Pro strmě klesající charakteristiky čerpadla by měla být použita metoda řízení bypassu. V tomto případě je to ekonomičtější než škrcení.

Viskozita nazývá se schopnost kapaliny odolávat smykovým silám. Tato vlastnost kapaliny se projevuje pouze tehdy, když se pohybuje. Předpokládejme, že mezi dvěma plochými neomezenými rovnoběžnými deskami je uzavřeno určité množství kapaliny (obr. 2.1); vzdálenost mezi nimi je P; rychlost pohybu horní desky vzhledem ke spodní je υ.

Zkušenosti ukazují, že vrstva kapaliny bezprostředně sousedící se stěnou na ní ulpívá. Z toho vyplývá, že rychlost pohybu kapaliny u spodní stěny je nulová a u horní stěny – υ. Mezivrstvy se pohybují rychlostí, která se postupně zvyšuje od 0 do υ.

Rýže. 2.1.

Mezi sousedními vrstvami tedy dochází k rozdílu rychlosti a dochází k vzájemnému klouzání vrstev, což vede k projevu síly vnitřního tření.

Pro pohyb jedné desky vůči druhé je nutné vyvinout na pohybující se desku určitou sílu G, která se rovná odporové síle tekutiny v důsledku vnitřního tření. Newton zjistil, že tato síla je úměrná rychlosti A, kontaktní plochy S a nepřímo úměrné vzdálenosti mezi deskami n , tj.

kde μ je koeficient úměrnosti, tzv dynamická viskozita (nebo dynamický viskozitní koeficient).

Abychom tuto závislost dále objasnili, měla by se vztahovat k nekonečně malé vzdálenosti mezi vrstvami kapaliny

kde Δ υ je relativní rychlost pohybu sousedních vrstev; Δ P - vzdálenost mezi nimi. Nebo na limitu

Poslední výraz představuje Newtonův zákon pro vnitřní tření. Znaménko plus nebo mínus se bere v závislosti na znaménku gradientu rychlosti dv/dn.

Protože τ = T/S existuje tečné smykové napětí, pak Newtonův zákon může mít pohodlnější podobu:

Tangenciální napětí vznikající v tekutině je úměrné gradientu rychlosti ve směru kolmém k vektoru rychlosti a ploše, podél které působí.

Koeficient úměrnosti µ charakterizuje fyzikální vlastnosti kapaliny a nazývá se dynamická viskozita. Z Newtonova vzorce to vyplývá

Fyzikální význam koeficientu p vyplývá z tohoto výrazu: jestliže , pak µ = τ.

V hydrodynamice veličina

volal kinematická viskozita (koeficient kinematické viskozity).

Dynamická viskozita µ klesá s rostoucí teplotou a roste s rostoucím tlakem. Vliv tlaku na kapající kapaliny je však zanedbatelný. Dynamická viskozita plynů roste s rostoucí teplotou, ale se změnami tlaku se mění jen nepatrně.

Newtonův zákon pro vnitřní tření v kapalinách se výrazně liší od zákonů tření v pevných látkách. V pevných látkách dochází ke statickému tření. Kromě toho je třecí síla úměrná normálnímu tlaku a málo závisí na relativní rychlosti pohybu. V tekutině, která se řídí Newtonovým zákonem, při absenci relativní rychlosti pohybu vrstev neexistuje žádná třecí síla. Třecí síla nezávisí na tlaku (normálním napětí), ale závisí na relativní rychlosti pohybu vrstev. Kapaliny, které se řídí Newtonovým zákonem, se nazývají Newtonovský. Existují však kapaliny, které se tomuto zákonu neřídí (anomální kapaliny). Patří sem různé druhy emulzí, koloidní roztoky, což jsou heterogenní tělesa skládající se ze dvou fází (pevné a kapalné).

Jílové roztoky používané při vrtání ropných vrtů a některé typy olejů se tedy neřídí Newtonovým zákonem blízko jejich bodu tuhnutí. Experimenty prokázaly, že v takových kapalinách dochází k pohybu poté, co tangenciální napětí dosáhnou určité hodnoty tzv počáteční smykové napětí.

Pro takové kapaliny platí obecnější závislost pro τ (Binghamův vzorec):

kde τ0 je počáteční smykové napětí; η – strukturální viskozita.

Tedy tyto kapaliny při napětí τ< τ0 ведут себя как твердые тела и начинают течь лишь при τ ≥ τ0. В дальнейшем градиент скорости пропорционален не т, а разнице τ -τ0.

Graficky je vztah mezi a τ znázorněn křivkou 1 pro newtonské kapaliny a křivkou 2 pro anomální kapaliny (obr. 2.2).

Rýže. 2.2. Závislostdv/dn ze smykového napětí

Když se strukturální tekutiny pohybují potrubím, jsou pozorovány tři způsoby jejich pohybu: strukturální, laminární, turbulentní.

Strukturální. Pro zahájení pohybu je nutný určitý počáteční pokles tlaku v potrubí Δ R 0, načež se kapalina oddělí od stěn a začne se pohybovat jako jeden celek (jako pevná látka).

Laminární. S rostoucí tlakovou ztrátou Δ R rychlost pohybu tekutiny se zvýší a v blízkosti stěn se začne vyvíjet režim laminárního proudění. Jak se rychlost dále zvyšuje, oblast laminárního režimu se bude rozšiřovat, poté se strukturální režim zcela změní na laminární.

Turbulentní. S dalším zvyšováním rychlosti se laminární režim stává turbulentním (viz odstavec 6.1).

Závislost viskozity na teplotě a tlaku. Viskozimetry

Viskozita kapkové kapaliny závisí do značné míry na teplotě a v menší míře na tlaku. Závislost viskozity na tlaku je ve většině případů zanedbávána. Například při tlacích do 50–105 Pa se viskozita nezmění o více než 8,5 %. Výjimkou je voda o teplotě 25°C - její viskozita se zvyšujícím se tlakem mírně klesá. Další vlastností vody je, že její hustota roste s poklesem teploty na +4°C a s dalším poklesem teploty (z +4 na 0°C) klesá. To vysvětluje skutečnost, že voda mrzne z povrchu. Při teplotě asi 0 °C má nejnižší hustotu a vrstvy kapaliny mající stejnou teplotu jako nejlehčí vyplavou na povrch, kde voda zamrzne, pokud je její teplota nižší než 0 °C.

Při atmosférickém tlaku je viskozita vody v závislosti na teplotě určena Poiseuilleovým vzorcem

Kde proti – kinematická viskozita; µ – dynamická viskozita; ρ je hustota vody při dané teplotě; t – teplota vody.

Viskozita kapaliny se určuje pomocí přístrojů tzv viskozimetry. Pro kapaliny viskóznější než voda se používá Englerův viskozimetr. Toto zařízení se skládá z nádoby s otvorem, kterým se při teplotě 20°C zjišťuje doba pro vypuštění destilované vody. T 0 a kapalina T , jehož viskozitu je třeba určit. Poměr množství T A T 0 je počet konvenčních Englerových stupňů:

Po stanovení viskozity kapaliny v konvenčních Englerových stupních se kinematická viskozita (cm2/s) zjistí pomocí empirického vzorce Ubellode

Hodnoty v získané pomocí tohoto vzorce jsou v dobré shodě s experimentálními údaji.

V průběhu roku se při sezónních změnách teplot mění viskozita přepravovaného oleje (obr. 1.20). Pokud se teplota oleje zvýší z t 1 na t 2, viskozita oleje klesá. To vede ke snížení hydraulického odporu potrubí (H 2 Q 1).

Uvažujme vliv změn viskozity oleje na velikost stojatých vod PS. Předpokládejme, že na všech stanicích je instalován stejný počet čerpadel stejného typu, tlaková výška na hlavní čerpací stanici je h P a zbytkový tlak v koncovém bodě je h OST. Pro zjednodušení předpokládejme, že ropovod sestává z jednoho provozního úseku N E = 1 a počet rozvoden je n (obr. 1.21).

Tlak čerpací stanice v zimě bude

v létě

kde H1, H2 jsou celkové tlakové ztráty v potrubí v zimě a v létě.

Rýže. 1.20. Kombinované charakteristiky potrubí a rozvodny

při změně viskozity oleje

Rýže. 1.21. Vliv sezónních změn viskozity oleje

množstvím vzdutých vod před rozvodnou

Z výchozího bodu profilu trasy vyneseme hodnoty H 1 a H 2 ve svislém měřítku, pak vrcholy segmentů spojíme přímkami k bodu z K +h OC. Výsledné čáry odpovídají poloze hydraulických spádových čar v zimním i 1 a letním i 2 období.

Představme si, že trasa potrubí je vzestupná přímka AB. Jak je patrné ze staveb, při uspořádání stanic bude taková trasa rozdělena na stejné úseky délky L/n. V tomto případě budou čáry hydraulických svahů i 1 a i 2 protínat čáru AB ve stejných bodech. To naznačuje, že při monotónním profilu trasy ropovodu neovlivňují změny viskozity ropy množství zpětné vody na vstupu mezilehlých rozvoden.

V reálných podmínkách může být profil trasy velmi hrubý, potom budou vzdálenosti mezi čerpacími stanicemi nestejné (l 1 l 2 l 3 l n). Uvažujme v tomto případě změnu horní vody před rozvodnou.

Množství zpětné vody H C před s-tou rozvodnou lze zjistit z rovnice tlakové bilance

kde a=m M a M a b=m M b M .

Průtok ve vyjádření (1.61) je určen z rovnice tlakové bilance pro ropovod jako celek (1.37), což nám umožňuje zapsat

. (1.62)

Po dosazení (1,62) do (1,61) dostaneme

Jak vyplývá z výrazu (1.63), na hodnotě viskozity závisí pouze jeden faktor, protože.

Představme si následující zápis:

;

– průměrná vzdálenost mezi čerpacími stanicemi na úseku k s-té rozvodně;

– aritmetický průměr vzdálenosti mezi rozvodnami;

S přihlédnutím k přijatým zjednodušením může být výraz (1.63) reprezentován ve formě

Kde .

Hodnota F je přímo úměrná změně viskozity oleje: s klesající viskozitou klesá i hodnota F.

Pokud je splněna podmínka L cf< l ср(С) , то при уменьшении вязкости подпор на с-й ПС возрастает. В противном случае при L ср >l av(C) zpětná voda na s-té rozvodně klesá a může být menší než přípustná hodnota H min (obr. 1. 21). V případě umístění stanice podle hydraulických výpočtů při minimální teplotě oleje (t 1 =t min,  1 = max) je nutné analyzovat provoz jednotlivých stupňů v letním období.

V létě, pokud to síla potrubí dovolí, můžete zvýšit tlak na hydraulické čerpadlo zapnutím přídavného pomocného čerpadla zapojeného do série.