- Flujo en dos fases de gas liquido.
Aunque ha habido estudios numerosos de la reducción de la fricción en el flujo monofásico de la tubería de las soluciones del polímero, sólo han sido seis estudios del flujo bifásico del tubo del gas liquido con los polímeros disueltos en la fase del liquido, publicados Oliver y Hoon, 1968.
Oliver y Hoon (1968) estudiaron el flujo del nitrógeno-agua en lingote y el flujo anular en tubo del lustre de un 1/4". Los polímeros usados tenían altas concentraciones de la celulosa carboximetil (1.5 pesos %) y el oxido de polietileno (1.3 pesos %). ambos polímeros rinde las soluciones no newtonianas que han sido mostradas por otras (Hoyt, 1972) para exhibir la reducción de la fricción en flujo monofásico.
El objeto del estudio era investigar la influencia de las características no-Newtonianas del flujo de la fase del líquido en comportamiento bifásico del flujo. La gota de presión, la interrupción líquida y las medidas fotográficas extensas fueron hechas. En el régimen del flujo del lingote, los detalles del flujo eran diferentes para los líquidos newtonianos y no newtonianos. El modelo aerodinámico en los lingotes líquidos para el líquido newtoniano fue caracterizado por un modelo de la circulación del flujo en la mitad superior de la desviación del lingote y del flujo en el fondo. Sin embargo, solamente la desviación del flujo ocurrió para los lingotes líquidos no-Newtonianos. Además, el gas burbujea también tenía diversas dimensiones de una variable para los líquidos newtonianos y no-Newtonianos. No está claro si las observaciones antedichas son debido a la naturaleza no-Newtoniana de las soluciones del polímero o a sus viscosidades mucho más altas.
Las correlaciones de Lockhart-Martinelli (Govier y Aziz, 1972) para la interrupción y la gota de presión predijeron los valores que eran demasiado altos para el sistema no-newtoniano.
Mahalingam y Valle (1972) estudiaron el flujo del aire-agua en el flujo de la burbuja, del lingote, ondulado y anular en tubo plástico de un. Los polímeros usados eran Methocel 90 hectogramos (0.1 - 0.65 peso %) y Carbopol pesos % de 934 (0.15 - 0.25). ambos rinde las soluciones no-Newtonianas que no tienen fricción el reducir de características en flujo monofásico. Los modelos del flujo, la interrupción y las medidas de la gota de presión fueron hechos. Los modelos observados del flujo en los cuatro regímenes del flujo eran similares para los fluidos newtonianos y no-Newtonianos. Los resultados de la gota del holdup y de presión eran similares a los del Oliver y Hoon (1968).
Rosehart Et al (1975) señalaron medidas de la fracción vacía, velocidad del lingote y frecuencia del lingote para el flujo del lingote de los líquidos no-Newtonianos altamente viscosos (soluciones acuosas del polímero) y aire en la presión baja. El trabajo experimental fue realizado en un tubo plástico horizontal
Las medidas de la velocidad del lingote verificaron una de las asunciones dominantes en modelos del flujo del lingote de Hubbard y de Dukler (1968). Fue encontrado que la pista del lingote del liquido viajó en el máximo de la velocidad del perfil gas y que el modelo se aplicó no solamente al sistema del aire-agua, sino también a los sistemas que implicaban los líquidos viscosos, no-Newtonianos.
La velocidad de translación del lingote líquido fue correlacionada con velocidad sin deslizamiento velocidad de la mezcla y encontró para aumentar con el aumento de viscosidad de la fase del líquido. Sin embargo, los autores no podían separar los efectos de la viscosidad y del carácter no-newtoniano. Los datos de la frecuencia del lingote fueron correlacionados por el número de Froude del lingote según el método de Gregory y de Scott (1969). La presencia de polímeros en la fase líquida tenía un efecto substancial en las frecuencias medidas del lingote debido al comportamiento no-newtoniano y posiblemente viscoelástico. Sin embargo, una relación general no podía ser determinada. Los datos vacíos de la fracción fueron correlacionados usando el método de Zuber y de Findlay (1964). Para los líquidos que se estudiaron, el coeficiente de distribución era constante para un tipo dado del polímero sobre una amplia gama de la concentración. Además, la velocidad de deriva media cargada no mostró una variación significativa con el tipo del polímero. Sin embargo, los valores eran mucho mayores que para el agua solamente (e. g.,
Los datos experimentales también fueron comparados a las correlaciones vacías de la fracción de Lockhart-Martinelli (1949). Fue encontrado que, si las características fluidas no-Newtonianas considerado según el método de Skelland (1967) en la definición de los parámetros de Lockhart-Martinelli, la correlación líquida empírica de la interrupción dieron a valores razonables con valores el 20% más bajo que sugerido por Wicks Et al (1962). Greskovich y Shrier (1971) estudiaron el flujo del aire-agua y del nitrógeno-kerosene en flujo del enchufe y del lingote en tubo plástico de un 11/2". El coagulante del óxido de Polietileno (0.005 peso %) fue utilizado con agua y el polyisobutylene Vistanex L-200 (0.005 peso %) con keroseno. En estas concentraciones bajas, ambas soluciones del polímero exhiben esencialmente el comportamiento de la viscosidad Newtoniano y la fricción significativa que reducen capacidad en flujo monofásico. La reducción de la gota de presión fue observada en todas las pruebas experimentales y extendidas a partir del 19 hasta el 50% para los sistemas del aire-agua-polímero y a partir el 25 al 29% para el sistema del nitrógeno-keroseno-polímero. Al conocimiento de los autores, su trabajo era la primera verificación publicada de la existencia de la reducción de la fricción en el flujo bifásico del tubo de las soluciones del gas-polímero.
Rosehart Et al (1972) estudiaron el flujo del lingote del aire-agua en un tubo del plástico del 1". El polímero estudiado era Polyhall los pesos % de 295 (0.0011 - 0.0184). para el flujo monofásico, las soluciones del polímero eran reducción levemente no Newtoniana, y exhibida de la fricción y degradación substanciales del polímero caracterizada por una disminución de su fricción que reducía capacidad con la época del flujo. Los resultados del flujo de las dos fases indicaron que la velocidad y la frecuencia del lingote eran inafectadas por la concentración del polímero. La reducción substancial de la fricción (tan arriba como el 60%) fue observada en flujo de las dos fases y encontrada al aumento con el aumento del número superficial de Reynolds del gas en un número superficial dado de Reynolds del líquido. Los parámetros de Lockhart-Martinelli correlacionaron los datos de la reducción de la fricción, pero los datos bajaron el aproximadamente 20% debajo del Lockhart-Martinell correspondiente línea. Los datos solos y del dos fases de la fricción de la reducción fueron correlacionados por la alguna "curva universal de la reducción de la fricción" del tipo propuesto por Virk Et al (1967 y 1970). Otten y empalmó (1976) realizado en el estudio experimental muy similar a el de Rosehart et del al (1972). El flujo del lingote del aire-agua en un tubo del plástico del 1"fue estudiado. El polímero usado era CarbopaI 941 (polímero carboxilo del vinilo) en el rango de la concentración del wppm
Las reducciones de la fricción en el mismo rango también fueron señaladas para el flujo bifásico. La reducción de la fricción fue encontrada para aumentar inicialmente con el aumento del número superficial de Reynolds del gas (Resg) en un número líquido superficial dado de Reynolds (ResL). en valores más altos de los res, la reducción de la fricción disminuyó con aumento posterior en los Resg para todo el del de las concentraciones estudiado. El valor Resg donde ocurrió este cambio en comportamiento era dependiente sobre la concentración del polímero del sg. Los autores atribuyeron estos fenómenos a la degradación de la caloría del producto químico y/o del mecanismo de los polímeros. Sin embargo, es más probable ser debido a la disminución de la fracción líquida "in-situ" del volumen con el aumento de los res para un constante re L. Será mostrado que el sg s en este informe que arrastra reducción en flujo bifásico depende no solamente de la tensión de esquileo, pero también de la relación de transformación "in-situ" del gas liquido.
En detalle, mientras que la reducción de la fricción aumenta con el aumento de la tensión de esquileo, disminuye con el aumento de la relación de transformación gaseosa líquida. Otten y empalmó encontrado, al igual que Rosehart et 01 (1972), que sus datos bifásicos de la reducción de la fricción se podrían correlacionar con los parámetros de Lockhart-/v1artinelli y que los datos bajaron algo debajo de la línea de Lockhart-/v1artinelli. También, sus datos solos y del dos fases de la fricción de la reducción fueron correlacionados por "una curva universal II del tipo propuesto por Virk Et al de la reducción de la fricción (1967 y 1970).
Además de las publicaciones discutidas arriba, una tesis reciente de Ph.D. que se ocupaba de la reducción de la fricción en flujo bifásico ha aparecido (Thwaites, 1973). Thwaites presenta un estudio experimental del flujo bifásico anular concurrente hacia abajo.
Las medidas fueron hechas de gradiente de la presión, espesor de la película liquida, la velocidad y frecuencia de la onda. Los resultados para la fricción que reduce la solución (Separan AP-30-agua) sistema de aire mostraron que la presencia de la fricción que reducía el añadido modificó la estructura del flujo de la película líquida considerablemente. La estructura de la onda en la película del agua era más regular que en una película de la solución del polímero y el inicio de la onda del disturbio ocurrió en un caudal líquido más alto para la solución del polímero. El polímero también afectó el régimen del flujo desplazando la línea del inicio de la onda del disturbio a caudales líquidos más altos. Las medidas del gradiente de la presión mostraron que el gradiente de la presión para la solución del polímero era considerablemente más bajo que ése para el agua en los altos caudales. Bajo estas condiciones la frecuencia más baja de la onda del disturbio produjo películas más lisas y por lo tanto menos fricción en la superficie de la película. Sin embargo, en el líquido bajo clasifica los gradientes de la presión de la solución del polímero eran más grandes que los gradientes del aire-agua.
El trabajo experimental de Thwaites y de Kulov se ha publicado recientemente (Thwaites Et Al, 1976). La conclusión principal de la publicación era que la presencia del agente estabilizador de reducción de la fricción yo la película por delaying la transición de la onda del disturbio a números más altos y a disminuir de Reynolds la frecuencia de las ondas. Además, un pequeño incremento en velocidad de la onda y espesor del film de la base también fue encontrado.
- Estudio Del Flujo De Dos Fases
El equipo experimental el recurso experimental según lo mostrado en el cuadro 3.3 consistió básicamente en:
(a) Sistema del gas
(b) Sistema líquido y
(c) sección de la prueba.
Cada uno de estos componentes se describe por separado abajo.
(a) El sistema del gas: el sistema del gas fue compuesto de dos compresores. Un compresor de la tres-etapa Worthington. (X modelo G-3) capaz de entregar 45 Mscf/D en una presión de la descarga de 60 psig con una succión de 5 psig de la línea de gas de la ciudad fue utilizado para presurizar y/o para sangrar el sistema del gas y la sección de la prueba. El cuadro 3.4 es una fotografía del compresor de dos etapas del compresor Knight de Worthington (modelo KOA2-2) clasificado en 2 MMscf/D con una succión de 200 psig y una descarga de 1000 psig fue utilizada para reciclar el gas a través de la sección de la prueba. Pruebe los rotes del gas de la sección más bajo que el compresor máximo ha hecho salir, puente con la válvula de control de n (modelo DSG-160-418 del invalco del CE) fue instalado entre la succión y el disch del compresor knight. Este puente también sirvió como método conveniente para el lanzamiento.
(b) El sistema líquido el sistema líquido del reciclaje consistió en un tanque de la oleada de la alta presión (CE Natco, 1.9 pie3) conectados con la succión o tres bombas, que selección fue gobernada por el caudal desearon. Una válvula de control (tipo 108-1 del Masón-Neilan) también fue instalada entre el tanque de la oleada y la succión del compresor knight para sangrar el gas del tanque de la oleada al tanque del volumen de la succión. Esto alternadamente proporcionó a la pista necesaria para fluir líquido del separador al tanque de la oleada. Los caudales más bajos (0-28 B/D) fueron proporcionados por un Milroyal controlled la bomba del volumen (modelo B 1) con una presión máxima de la descarga de 900 psig. Los caudales del in¬termedio (25-240 B/D) fueron obtenidos con una bomba de FWI Triplex (modelo P-200A.) capaz de una descarga de 1440 psig, conducido por 5 un mecanismo impulsor variable de la velocidad del hp ESTADOS UNIDOS Varidrive (Veuse modelo VGH
102-705 RPM). Las tarifas líquidas más altas (200-750 B/D) fueron entregadas por una bomba de la cavidad de Moyno que progresaba (modelo 954) con una presión máxima de la descarga de 1000 psig. Esta bomba fue conducida por 20 un mecanismo impulsor variable de la velocidad del hp Borg-Warner (modelo 256TC-23B, 250-1800 RPM) con control electrónico de la velocidad. Una válvula de descarga situada en la descarga de las bombas proporcionó a la protección adecuada del sistema previendo return¬ing el líquido al tanque de la oleada. Las tres bombas y el tanque líquido de la oleada se muestran en el cuadro 3.7. Las bombas eran todas tipo positivo de la dislocación y fueron utilizadas como bombas de medición que la tarifa líquida también fue medida con dos contadores calibrados de la turbina (1/4 "ITT Barton y los modelos 7182-0001A y lOC1505 del Pescador-Portero del 3/4") con las recolecciones magnéticas que fueron conectadas con los contadores digitales del pulso (respectivamente serie 825 del ITT Barton y Camco FMT modelo). Los rangos de las tarifas líquidas para los contadores de la turbina eran 15-150 B/D y 100-1000B/D respectivamente. Las vávulas de bola reumáticamente funcionadas fueron utilizadas para seleccionar la turbina apropiada cuando una medida líquida de la tarifa fue deseada. Puente fue proporcionado tales que ningún líquido atravesó los contadores de la turbina cuando las medidas líquidas de la tarifa no eran hechas.
Las galgas de la temperatura y de presión fueron instaladas en la descarga de las bombas. Una válvula de cheque fue instalada inmediatamente antes de la te que se mezclaba. El sistema líquido entero fue proporcionado los drenes para quitar totalmente el líquido con eficacia. Una presión baja, tanque que se mezcla calibrado (la capacidad) 2bbl mezclaban las formulaciones líquidas bajo una manta del gas natural en 0.5 psig con mezclador de un Ligthnin constante de la velocidad (550 RPM) (modelo ND-1A). Los concentrados del reductor de la fricción fueron agregados al tanque que se mezclaba por la alimentación de gravedad sin la contaminación del aire del añadido.
Los contadores de la turbina y el tanque que se mezcla líquido también se muestran en el cuadro 3.7.
(c) Pruebe la sección que la sección de la prueba fue compuesta de tres líneas horizontales río abajo de la te que se mezclaba. Las tres tallas del tubo eran 1.050, 2.050 y 3.050". La línea de acero tubo de la identificación del fue seleccionada de los múltiples proporcionados en ambos extremos de la sección de la prueba. En la entrada y la salida de cada línea de la prueba, termómetros bimetálicos de Ashcroft (0-
Las longitudes de la salida eran aproximadamente 100 diámetros del tubo. Estas longitudes eran consideradas mínimas para evitar efectos serios del final. El cuadro 3.8 es una fotografía de la sección de la prueba. El múltiple en la salida de la sección de la prueba volvió la mezcla bifásica a un separador de alta presión (CE Natco, 8.1 pie3). El líquido del maquillaje y también concentrado aditivo se podía agregar por la alimentación de gravedad a este separador sin la contaminación del aire del sistema. El líquido fue vuelto al tanque de la oleada a través de una válvula de control llano líquida (CE Invalco DSG¬160-418 modelo). El gas fue vuelto a la succión del compresor knight. La presión posterior en el separador fue fijada con una válvula de control de Camflex del
Masón-Neilan (modelo 35-35200). El separador gaseoso líquido y las válvulas de control asociadas se muestran en el cuadro 3.9.
La instrumentación para los gradientes de la presión que miden y la presión en la sección de la prueba y el equipo de la calibración del transductor se ilustran esquemáticamente en el cuadro 3. 10. El sistema de la medida de la presión consistió en un separador miniatura primario en cada golpecito de la presión, manifolded a cada uno de las tallas del tubo, y conectó con un separador miniatura secundario lo¬calizado en una tarjeta del transductor con eficacia libremente las líneas de la transmisión de la acumulación condensada líquida. Las válvulas de aguja fueron utilizadas para presurizar el sistema del transductor para evitar daño del equip¬o. El cuadro 3.11 es una fotografía de la tarjeta del transductor.
Las medidas de la presión absoluta y de la gota de presión fueron hechas con cuatro transductores variables calibrados de la repugnancia de Validyne (temperatura compensada) (modelo DPI5) con los cuerpos de alta presión y los diafragmas variables. Una alta calidad, galga de presión calibrada también fue instalada. Un desmodulador de Validyne (modelo CD15) fue conectado con cada trans¬ductor y su salida fue registrado en un éster dual de la sensibilidad. registrador de linea Angus (modelo AW). Las marcas del punto en el registrador fueron hechas momentáneamente desconectando la señal de entrada de información al registrador, así permitiendo que los varios rastros sean sincronizados con las medidas del tiempo del flujo. Las marcas del punto también fueron hechas en el registrador del contador del orificio del gas. El equipo electrónico, a excepción de los transductores, fue situado dentro de una temperatura regu¬lated el edificio. Los desmoduladores y los registradores se muestran en el cuadro 3.12.
El transductor de la presión absoluta fue calibrado con un probador del dead-weight de la ingeniería del chandler (modelo 23-1). Los transductores de presión diferenciada fueron calibrados con el gas natural usando uno de tres manómetros de Meriam el 50"(modelo WA25MM)
El procedimiento experimental el procedimiento experimental se divide para la claridad en las subdivisiones siguientes:
(a) El gas natural el sistema de flujo entero fue purgado inicialmente del aire con el gas natural provisto por el compresor de Worthington. Con el sistema del líquido aislado, el sistema del gas y la sección de la prueba fueron presurizados con el gas natural a la presión deseada (típicamente 400-600 psig) con el compresor de Worthington. Este compresor entonces fue aislado del resto del sistema de flujo. El compresor knight fue encendido con solamente puente abierto. Después de lanzamiento, la tarifa del gas a través de la sección de la prueba fue ajustada al valor deseado y la presión de sistema fue ajustada con puente y la válvula de control en el separador. La temperatura de la sección de la prueba fue regulada controlando el caudal de aire a través de los refrigeradores del aire en el compresor knight. El sistema del transductor fue presurizado gradualmente, tales que ningún daño ocurrió a los diafragmas del transductor. El temporizador fue comenzado cuando las condiciones deseadas del flujo a través de la sección de la prueba eran satisfactorias. Los varios registradores de carta fueron sincronizados creando marcas del punto en las grabaciones. La gota de presión y las medidas de la presión absoluta fueron hechas continuamente en la sección de la prueba y en el sistema de medición del gas. Las temperaturas fueron registradas periódicamente. El caudal del gas, la presión de la sección de la prueba y/o el temperatura fueron variados según lo deseado obtener otro punto de referencias. Cuando no hay otros datos para ser obtenida en una condición dada, el sistema del transductor fue aislado de la sección de la prueba, y el sistema fue vuelto a cualquiera desviada completamente, cuando los cambios de la placa del orificio eran necesarios, o el compresor fue parado cuando no hay otros funcionamientos ser hecha.
(b) El Gas-gas-Hexano natural antes de un funcionamiento, el sistema líquido fue llenado de hexano en la presión baja presurizando el tanque de alimentación, que contuvo la carga líquida, con el gas natural de la botella. El volumen de líquido admitido al sistema líquido fue registrado (típicamente, aproximadamente
La tarifa del gas, la presión de la sección de la prueba y la temperatura fueron ajustadas según lo descrito previamente. La presión en el tanque de la oleada fue ajustada con la válvula de control entre el tanque de la oleada y la succión del compresor knight. La línea de gas usada para presurizar el sistema líquido con el gas natural era cerrada y la línea de vuelta líquida entre el tanque de la oleada y el separador fue abierta. La bomba fue encendida y el caudal líquido deseado fue fijado. El caudal líquido fue medido (opcionalmente) con los contadores de la turbina. La temperatura y la presión líquidas también fueron registradas. Las cantidades significativas de gas natural disolvieron inicialmente en el hexano.
Cuando el sistema de flujo entero vino al equilibrio, las lecturas necesarias fueron tomadas para obtener un punto de referencias. El proceso del equilibrio requirió el líquido ser circulado dos a tres veces a través de la sección de la prueba. La tarifa líquida fue variada y el sistema fue permitido venir al equilibrio otra vez, en cuyo caso otro punto de referencias fue tomado. Cuando no se requirió ningunos otros puntos de referencias dentro del rango de los caudales posibles con ninguna bomba parti¬cular, otra bomba fue seleccionada para cubrir un diverso rango del caudal. La tarifa del gas, la presión de sistema y la temperatura también fueron reajustadas según lo deseado. En el final de una serie de funcionamientos líquidos, un punto de referencias del gas también fue tomado, pero los tiempos largos del flujo fueron requeridos para el estado constante debido a la niebla fina en la fase de gas. Esto dio constantemente gradientes levemente más altos de la presión de la sección de la prueba que pruebas monofásicas del gas antes de la introducción líquida a la sección de la prueba.
(c) Las formulaciones naturales del Hexane-añadido del Gas-Hexane-Añadido fueron introducidas en el sistema de flujo de las maneras siguientes:
1. El mezclarse del hexane y del añadido en el tanque de mixil1g-feed e introducción subsiguiente de este líquido en el sistema de flujo.
Este procedimiento es totalmente análogo a ése mencionado en (b) para el flujo natural del gas-gas-hexane. El proceso que se mezcla se describe detalladamente abajo.
El mezclarse del hexane y del concentrado aditivo en el sistema de flujo gaseoso líquido introduciendo el concentrado en el separador.
El separador fue elegido como el recipiente que se mezclaba puesto que aseguró flujo turbulento, un requisito esencial para mezclarse rápido del hexane y concentró el añadido. El reductor de la fricción fue agregado en cantidades aproximadamente iguales en los intervalos iguales del tiempo por la alimentación de gravedad al separador gaseoso líquido. Los datos experimentales fueron obtenidos según lo descrito en (b) arriba.
(d) La temperatura de la calibración, la presión y el caudal fueron medidos con instrumentos pre-calibrados. Todos los termómetros bimetálicos fueron calibrados simultáneamente con un termómetro de la precisión. La presión fue medida con los transductores y las galgas de presión calibrados. Los transductores fueron calibrados siempre que los diafragmas fueran cambiados. Además, la linealidad y la calibración para el transductor de la presión absoluta fueron verificadas periódicamente con el probador del dead-weight. Los cheques de Doily también fueron hechos con un formón calibrado de la presión de la precisión. Los transductores de presión diferenciada también fueron calibrados periódicamente para verificar linealidades, y también siempre que las tres lecturas de la presión diferenciada no convinieran suficiente para el flujo del gas.
Los transductores fueron calibrados simultáneamente en la presión baja presurizando la tarjeta del transductor con igualar y las válvulas de calibración se abren. Los tres manómetros, así como el tanque del volumen, también fueron igualados en esta presión. Las válvulas que igualaban entonces fueron cerradas en los manómetros y en cada transductor de presión diferenciada. La presión diferenciada deseada fue creada regulando la presión con uno de los reguladores de precisión de la presión. Mezclar-alimente el tanque fue calibrado midiendo el volumen de contenido líquido contra una escala arbitraria de la calibración situada en el tanque. Los contadores de la turbina, así como las bombas, fueron calibrados simultáneamente midiendo el tiempo requerido para desplazar una masa dada del líquido en un equilibrio total.
(e) La purificación líquida el fondo de la columna de la destilación fue llenada al nivel deseado del líquido y el condensor fue llenado de agua que se refrescaba. El vapor de presión baja fue girado y el líquido fue permitido hervir suavemente. El condensor fue permitido alcanzar temperatura de funcionamiento y la tarifa del agua que se refrescaba fue ajustada según lo deseado dependiendo de la temperatura del agua de la entrada y de la temperatura en el compartimiento del boilup del alambique. El caudal de la solución contaminada en los fondos inmóviles fue controlado con puente alrededor de la bomba. La tarifa del boilup fue controlada por el caudal y la temperatura del vapor en los tubos de la caldera.
La tarifa de la destilación fue controlada regulando el nivel condensado en el condensor. Los fondos inmóviles fueron quitados periódicamente para prevenir la acumulación excesiva de contaminantes. El hexane destilado fue permitido colocar en tambores, así permitiendo que el agua y las partículas sólidas se separen. El proceso destilador fue relanzado para reducir al mínimo impurezas líquidas.
(f) La preparación de la solución esta sección se restringe a la preparación de la solución en mezclar-alimenta el tanque. Aproximadamente
- Correlación De Vapor-Presión De Antoine
Antoine propuso una modificación simple de Eq. (6-2.3) que se han utilizado extensamente,
LnPvp=A- B (6-3.1)
T+C
Cuando C = 0, Eq. (6-3.1) invierte a la ecuación de Clapeyron
(6-2.3).
Las reglas simples se han propuesto para relacionar C con la punta que hervía normal para ciertas clases de materiales, pero estas reglas no son confiables y la única manera de obtener los valores de las constantes es regresar los datos experimentales.
Tabulamos valores de A, de B, y de C para muchos materiales en el apéndice A para Pvp en milímetros de mercurio y T en kelvin. La gama de temperaturas aplicable no es grande y en la mayoría de los casos corresponde a ejerza presión sobre el intervalo de cerca de
Cox sugirió una correlación gráfica en la cual la ordenada, representando Pvp, es una escala del registro, y a, línea recta (con una cuesta positiva) fue trazado. - la línea que se inclina se toma para representar la presión del vapor del agua (o de alguna otra sustancia de la referencia). Puesto que la presión del vapor del agua se sabe exactamente en función de temperatura, la escala de la abscisa un marcado en unidades de la temperatura. Cuando las escalas del vapor-presión y de la temperatura están preparadas de esta manera, las presiones del vapor para otros compuestos se encuentran para ser líneas casi rectas. Calingaert y Davis han mostrado que la escala de la temperatura en esta carta de Cox es casi equiva1cntto la función (T C)-I, donde está aproximadamente
- Correlaciones Del Dos-Parámetro
El no ideal de un gas es expresado convenientemente por el factor Z de la compresibilidad,
Z = RT
Pv (3-2.1)
Donde
P = presión absoluta
T = temperatura absoluta
R = constante de gas universal
Si V está en centímetros cúbicos por topo del gramo, P en atmósfera, y T en Kelvin, entonces R = 82.04.t para un gas ideal Z = 1.0. Para los gases verdaderos, Z es normalmente menos que la unidad, excepto en presiones o temperaturas muy altas. La ecuación (3-2.1) se puede también utilizar para definir Z para un líquido en este caso está normalmente mucho menos que el de unidad.· el factor de la compresibilidad se correlaciona a menudo con la temperatura reducida T, y la presión P, como Z = el f(T "P) (3-2.2) donde T, = T/Te y P, = tubo. El f (de la función) ha sido obtenido de p experimental V - los datos de T por Nelson y Obert [ 83], y las curvas finales se muestran en los higos. 3-
Muchos gráficos similares a ésos en los higos. 3-
Vr= V
RTc/Pc
O (3.22)
Z=Zcf2 (Tr, Pr)
A excepción de los líquidos altamente polares o de los líquidos integrados por moléculas grandes, los valores de Z, para la mayoría de los compuestos orgánicos se extienden a partir de la
- La ecuación de las correlaciones del Tres-Parámetro
(3-2.2) es una ecuación del dos-parámetro estado
Asuma que hay diferente, pero único, funciones Z = f(Tr, banda) para cada clase de componentes puros con el mismo Z. entonces, para cada Z, nosotros tienen un diverso conjunto de los higos. 3-
Aquí, Z se tabula en función del Tr y la banda con los vectores separados para los varios valores de Z. Edwards y Thodos también ha utilizado Z, en una correlación para estimar densidades saturadas del vapor de compuestos no polares. Un tercer parámetro alterno es el factor acentric de Pitzer, definido adentro considera. 2-3. Este factor es un indicador del nonsphericity del campo de la fuerza de una molécula publicado. Vectores lista 3-1 y 3-2 que ésos elaboraron por Lee y Kesler. El método de cálculo se describe más adelante en considera. 3-9. Con los vectores 3-1 y 3-2, Z se puede determinar para ambos gases y los líquidos que el vector de Z(O) conviene con ése presentaron bien originalmente por Pitzer et el al., sobre el rango de T, y P, común a ambos. El vector de la desviación-función de las heces y de Kesler (vector 3-2) diferencia algo de el de Pitzer y del enrollamiento, pero de la prueba extensa indica que el vector nuevo es el más exacto. Los vectores 3-1 y 3-2 no fueron pensados para ser aplicables para los líquidos fuertemente polares, aunque están a menudo así que utilizado con exactitud que sorprende excepto en bajas temperaturas cerca de la región del saturar-vapor. Aunque no se ha adoptado ninguno extensamente, las técnicas especiales se han sugerido para modificar Eq. (3-2.1) a los materiales polares. El énfasis considerable se ha puesto en Pitzer-Encrespa la relación generalizada. Ha demostrado ser exacto y general cuando está aplicado a los gases puros. Solamente el factor acentric y la temperatura y la presión críticas necesitan ser sabidos. Es probablemente el resultado más acertado y más útil de la teoría de los corresponder-estados.
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