CC BY
36
621.565.24: [532.5+536.2]
ГИДРОДИНАМИКА И ТЕПЛООБМЕН ТУРБУЛЕНТНО-ВОЛНОВЫХ ТЕЧЕНИЙ В ПЛЕНОЧНЫХ АППАРАТАХ
М. Н. ЧЕПУРНОЙ, В. Э. ШНАЙДЕР Винницкий политехнический институт
1.3 и 1:0 . А Н ЬЧУ.
,г
Одним из режимных методов интенсификации тепло- и массообменных процессов в пищевой, и в частности, сахарной промышленности, является ведение их в тонких слоях [1. 2]. Это обусловливает экономию энергоресурсов, уменьшение габаритных характеристик оборудования и предопределяет все более широкое применение пленочных аппаратов. Интенсивность технологических процессов в них во многом зависит от закономерностей волнового течения. К настоящему времени структура волн подробно изучена лишь для ламинарного течения пленки. При турбулентном движении волновые характеристики не являются упорядоченными и изменяются вдоль поверхности теплообмена, что и объясняет, по-видимому, расхождение многих экспериментальных данных, полученных при различных длинах пробега пленки. В предшествующих исследованиях не удалось описать закономерности локального теплообмена в зависимости от расходных параметров течения. Поэтому, несмотря на имеющиеся исследования турбулентных пленочных течений, конкретных методов расчета гидродинамики и теплообмена для аппаратов с различными длинами труб по сути дела не предложено.
В этой связи предпринята попытка экспериментального изучения характеристик волнового течения и их влияния на интенсивность теплообмена при испарении турбулентно стекающих жидкостных пленок внутри вертикальных труб диаметром 28 и длиной 3000 мм. Рабочими жидкостями являлись вода, водные растворы сахара и бутанола, что позволяло изменять параметры в следующих пределах: плотность — от 950 до 1160 кг/м , вязкость— от 10”3 до 6,9-10™3 Па-с, поверхностное натяжение — от 0,04 до 0,0725 И/м. Расходные характеристики течения изменялись в интервале 300<Ке<4000, а тепловые потоки— 10<^<90 кВт/м2. Локальные параметры волнового течения изменялись электрическим методом и в виде осциллограмм записывались самопишущими приборами [2, 3]. Система измерений состояла из датчи-ков стержневого типа, при помощи которых определялись толщина и амплитуда волн, а также температура пленки. Измерения производились через каждые 500 мм, начиная от места формирования пленки. Генерация пленочного течения осуществлялась при помощи щелевых устройств. По известному расстоянию между датчиками и времени прохождения волнами этого расстояния определялись длина и частота волн, а также рассчитывалась их фазовая скорость. Тепловые потоки на участках трубы определялись по количеству конденсата греющего пара. Давление в установке изменялось от 0,12 до 0,41 МПа. Температура пара, конденсата и стенки трубы измерялись термопарами и прецизионным потенциометром. Разработанная конструкция измерительной системы позволяла определять толщину и температуру пленки соответственно с точностью до 0,01 мм и 0,07° С. Экспериментальная установка и методика измерения подробно описаны в [4].
В ходе исследований установлено, что стабилизация волнового течения практически наступаев на расстоянии 1=2м от места формирования пленки, что больше, чем для двухфазных потоков [4]. Среднер.асходная толщина пленки зависит от плотности орошения Ие и описывается соотношением
6о* = бо/г = 0,35 Ие0-58, (1)
которое с точностью до +8,5% согласуется с результатами предыдущих исследований [2, 3].
Здесь Г = (у2/g 1/’; V — кинематическая вязкость;
£ — ускорение свободного падения; Ие = Г/у; Г — объемная плотность орошения.
Локальная толщина пленки определяется из выражения
б* = 1,08бо5ол, (2)
где 5 = х/1\ х — длина пробега пленки.
При выпаривании жидкостей должен быть обеспечен устойчивый режим работы аппарата, при котором не происходит высыхания пленки на нижних участках испарительных труб. Минимальная плотность орошения, соответствующая этому режиму, определяемая по [1, 5], не зависит ни от теплового потока, ни от длины кипятильных труб, что вряд ли можно признать удовлетворительным. Поэтому решено было установить максимальное значение теплового потока <7„,а.ь обеспечивающее устойчивую работу аппарата в зависимости от расходных характеристик и длины пробега пленки. Обработка экспериментальных данных позволила получить следующую формулу для расчета дтах'
д* = дтвг/сТ = 0,625 Ие0'6 А-0'25, (3)
где ст = ЬгГр'gPr(acp)~'' — величина, характеризующая теплопередающую способность жидкости; Рг= = \/а\ Л, а — коэффициент теплопроводности и температуропроводности соответственно; р' — плотность жидкости; г — теплота парообразования; ср — изобарная теплоемкость; а — коэффициент поверхностного натяжения.
В [2, 6] подчеркивалось, что интенсивность
теплообмена зависит главным образом от амплитуды и фазовой скорости волн. Измерения показали, что амплитуда А, вычисленная как полураз-ность между гребнями и впадинами волн так же, как и толщина пленки, растет с увеличением Не и 4\ Изменение безразмерной амплитуды волн показано на рис. 1, где для сравнения приведены также имеющиеся данные других исследований. Обращает внимание неодинаковый характер зависимостей А = ДКе) у различных авторов, расхождение между которыми может превышать +30%. Наши зависимости с точностью до +2,5% аппроксимируются соотношением
А* -- А (р'£/о)0-6 = ехр (1,72 • 10~41?е—-2,375“01).
(4)
Из сопоставления (1), (2) и (4) видно, что с повышением интенсивности орошения толщина пленки растет быстрее, чем амплитуда. Это обусловлено
1 .■■ г ■-
I
I
"Л
•Ц'-й, "ТО однсз| V г.| чл чю<лт,.'а
Ч.. 11 =11% II* ИР ..|.мч1 I. ын .2.!
Они 1х:ыжу»г.~|
ЧИ'Ш-, :• Нм над 11ьч ■+■!
1101 “ I. м ::г",1Ж1 {;ли г11Ч'Н : •' м у.'Ч й
-
II
л? и л
Выягчр -_т нккггч г |> с/
Ч£- .!.1М'Ч| г-1
Об-ою|1Ч|*|*-.| I Г’.СМ ч | :; у Р1|Р К"?. чРчнч р!|гт| '^::ччн лИм готагчн!. п г I ЬГ*"1|.ИЧ|1Г‘Г.‘ Ь|'' I
ра * ч-| мли*1 |'«ч К£м£|>ини I ■ ТфйЧОРЯИЛР. и
А*-
Гни. 2. >п I* «т
Я:
г-йсхокдгяг? 41 пр^Еышас-же т*"'|н.лнь:с '
О.'МССТСЛ йЬ ЧмЯ
I
Ч
| Д'.- ЧРи — ;рс.т.н; ирИ ЭТОМ ЛЙ
дитсл кя
Инфорчэжю 1ь :5! к :■! .
i: [532.5+536.2]
' чиых
^ что стабили-чески наступает ирования пленки, IX потоков [4]. зависит от плот-я соотношением
(1)
зг-ласуется с ре-щаний [2, 3].
шская вязкость; Яе = Г/\\ Г —
пределяется из
(2)
нки.
кен быть обеспе-парата, при ко-енки на нижних 1имальная плот-этому режиму, ни от теплового >уб, что вряд ли ным. Поэтому льное значение шее устойчивую расходных ха-нки. Обработка тила получить
I С|'
?Г°'25 (3)
[ ХарЬктеризую-жидкости; Рг=
■ роводности и нно; р' — плот-рообразования; оэффициент ло-
интенсивность ком от ампли-Е-мерения пока-я как полураз-1 волн так же, (чением Ие И 5.
■ волн показа-иведены также ший. Обращает
зависимостей эждение между Наши зависи-роксимируются
У—2,37^-01).
(4)
кдно, что с по-шпцина пленки с- обусловлено
ИЗВЕСТИЯ ВУЗОВ. ПИЩЕВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ, № 2-3, 1990
Рис. 1. Значения безразмерной амплитуды волн по данным различных исследований: /—4 — опыты авторов;
5— [2]; 6— [6]; 1—s = 0,25; 2—0,5; ,5_0,75; 4— 1; 5—0,7; 6—1
тем, что одновременно с увеличением гребней волн увеличивается и толщина невозмущенного слоя. Сравнение результатов настоящих исследований с данными [2, 6] по длинам волн X показало, что они согласуются между собой гораздо лучше, чем данные по амплитудам, а расхождение не превышает ±15%. Это, очевидно, связано с меньшими погрешностями измерений, поскольку Я»Л. Опытные зависимости хорошо описываются следующей формулой
X* = X (р'g/af-5 = 241gRe-35s-°’2. (5)
Выяснено, что фазовая скорость волн с увеличивается с ростом Re и в пределах точности опытов не зависит от длины пробега пленки. Последнее объясняется структурой волновой поверхности, когда по мере увеличения х при Re = const одновременно растет длина волн и уменьшается их частота. Этот результат согласуется с [2] и не согласуется с [6]. Однако так же, как ив [6], с повышением Re среднерасходные скорости пленки растут быстрее, чем фазовые. Закономерности изменения относительной фазовой скорости волн представлены на рис. 2, из которого видно, что
Рис. 2. Значения относительной фазовой скорости волн: 1 — опыты авторов; 2—
[2]; 3-[6]
расхождение между нашими данными и [6] не превышает 8%. Результаты [2] согласуются с такой же точностью при Ие>1200. Аппроксимация зависимостей авторов дает
Со = с/\?о = 2,5 Ие-0’1, (6)
где Ш0 — среднерасходная скорость пленки.
При этом безразмерная фазовая скорость находится из выражения
с* = с (<т/р'£)0'Ч-‘ = 435 Ие0-35. (7)
Информацию о частоте волн / легко получить
из (5) и (7), поскольку /* = /ст (р'^)_| = с*/Х*.
83
Основные параметры волнового течения удобно связать через характерное число Рейнольдса
Ree = XfA/v = А*с*.
(8)
Величина Иев характеризует структуру волновой поверхности и должна оказывать основное влияние на интенсивность теплообмена при поверхностном испарении пленки, т. к. известно [3], что для этого случая коэффициенты теплоотдачи а не зависят от ц. Для расчета среднего значения а() в трубе получено критериальное уравнение
N110 = а01*/Н — 0,0286Ре0,23 Рг0’4, (9)
которое с точностью ±А% согласуется с известными данными [1—3].
Некоторая информация о локальном теплообмене имеется лишь в [6, 7]. Закономерности теплоотдачи при 8=иаг показаны на рис. 3, из которого
Рис. 3. ИнГенсивнооть теплообмена при различной длине пробега пленки: 1—4 — опыты авторов (обозначения см. на рис. 1); 5, 6— [6] ; 5—4' = 0,2; 6—0,466
видно, что интенсивность теплообмена ниже на начальных участках трубы. По мере увеличения Не неравномерность теплообмена по длине трубы, как ив [6], выравнивается. В [7] аналогичные зависимости линейны и при х>0,9 м не зависят от длины пробега пленки. Описать зависимость 1Ми* = / (Ие, я) авторам [6,7] не удалось. Оказалось, что они хорошо обобщаются при помощи волнового числа Рейнольдса и могут быть описаны уравнением
N11 = Ш/Ыи0 = (0,1173 ^ев - 0,165) Рг0'. .Ю)
Известно [1, 3], что при определенных значениях Ие и <7 режим поверхностного испарения пленки переходит в режим развитого кипения, при котором интенсивность теплообмена зависит уже только от д. Проведенные исследования позволили установить следующее условие перехода от одного вида теплообмена к другому:
. . Иек = 9,4Ре/СГ1 Рг“1/3, (11)
из которого определяется значение дк, соответствующее началу пузырькового кипения.
Здесь Ие,. = 40°'5{гр/Ч> [£(р'—р")]}-1;
к, = (ф")2 {СрТнр' [ а£(р'—р")1 Г‘>
где р" — плотность пара при абсолютной температуре насыщения Тн.
Данные по теплообмену в области развитого кипения хорошо описываются зависимостью
N11, = 0,543^о (Не^/СгРг1 1)0,7- (12)
Полученные соотношения являются необходимой предпосылкой при выборе оптимальных длин труб
и режимов эксплуатации пленочных подогревателей и выпарных аппаратов.
ВЫВОДЫ
1. Найдены закономерности изменения толщины, амплитуды, фазовой скорости и длины волны вдоль поверхности теплообмена при турбулентном отекании жидкостиых пленок.
2. Установлена взаимосвязь между волновыми параметрами течения и интенсивностью теплообмена.
3. Получены критериальные уравнения для расчета теплоотдачи при различных режимах испарения пленки.
4. Определены условия перехода от поверхностного испарения пленки к режиму развитого кипения.
5. Результаты исследований могут быть исполь зованы при проектировании и эксплуатации пленочных теплообменных аппаратов и испарителей.
ЛИТЕРАТУРА
1. Оптимизация теплообменного оборудования пищевых производств/Под ред. Г. Е. Каневца, И. И. Саганя.— Киев, 1981.
2. Ф е д о т к и н И. М., Л и п с м а н В. С. Интенсификация теплообмена в аппаратах пищевых производств.— М., 1972.
3. Та на й ко Ю. М., Воронцов Е. Г. Методы расчета и исследования пленочных процессов.— Киев, 1975.
4. Ч е п у р н о й М. Н., Шнайдер В. Э., С и-н ю к Н. И.//И. Ф. Ж.— 1986.— 50 —№ 2,—С. 218.
5. Доманский И. В., Соколов В. Н.//П. X.— 1967,— 40,— № 2,— С. 365.
6. Ко з л о в В. М., Миронов Ю. Л., М у с в и к А. Б. Теплофизика ядерных энергетических установок.— Свердловск, 1982.— С. 41.
7. Struve Н. A. I. Ch. Е. J'ourn.— 1969.— )5.— № 5.— Р. 719.
Кафедра электрических станций Поступила 28.01.89
ИЗВЕСТИЯВУЗОН
637.143:66.047.791.
ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ НА КИНЕТИКУ СУШКИ РАСПЫЛЕНИЕМ
Н. С. ЛОКО'ГАНОВ, В. И. ЛЕВЕРАШ, А. П. ХОМЯКОВ Уральский политехнический институт им. С. М. Кирова Свердловский научно-исследовательский институт химического машиностроения
Кинетические особенности процесса сушки в значительной мере определяют размеры и конструкцию распылительных сушилок. С целью выбора рациональных технических решений при конструировании сушилок нами проведены исследования на промышленной установке с производительностью 1000 кг/ч испаренной влаги на одном из молочно-консервных комбинатов Казахстана. Установка включала в себя прямоточную распылительную сушилку (рис. 1) с нисходящим потоком теплоносителя и диспергированного продукта. Изучались закономерности распределения продукта по содержанию массовой доли влаги (влажность) и температура в объеме сушильной камеры в зависимости от условий распыления, начальной температуры теплоносителя (воздуха), влажности исходного продукта и его
раметрах: температура воздуха: на входэ в камеру ^1 = 155—180° С, на выходе из нее ^=93—98° С, исходного продукта ^=68—80° С, массовый рас,\ед
продукта Л1=1300—1700 ке/ч, влажность исходного продукта ао==76—86%. Диспергирование продукта осуществлялось центробежным дисковым распылителем с диаметром диска 0,22 м и частотой вращения 250 и 300 с~‘. В каждом опыте значения указанных параметров поддерживались постоянными.
Отбор проб продукта с целью определения его влажности осуществлялся по известной методоке [1,2] с помощью зонда, оборудованного 7 ловушками. Зонд вводился в камеру в точках а, б, в, г, д, показанных на рис. 1. Посредством зонда в тех же точках измерялась температура среды.
Исследования проводились при сушке казеината натрия. Известно, что на физические свойства казеината натрия — вязкость, поверхностное натяжение и т. д.— заметно влияет незначительное изменение температуры и влажности [3]. Поэтому оказалось возможным отметить влияние этих параметров в процессе сушки.
Результаты определения влажности продукта в объеме сушильной камеры представлены графически в виде линий постоянной влажности на рис. 2. Содержание влаги в продукте, как показали исследования, распределяется по сечению камеры крайне неравномерно. Максимальное 50—60% значение содержания массовой доли влаги в продукте имеет место в центре сушилки на уровне распылительного диска. На этой же высоте в периферийной части сушильной камеры содержание влаги на порядок меньше (у стенки 4—5%). По мере удаления от потолка сушилки вниз неравномерность содержания влаги в продукте по сечению камеры уменьшается и на расстоянии от потолка 5,5 м составляет по всему сечению 2—4%. Зона с продуктом, содержащим более 25% влаги, занимает центральную часть камеры и распространяется вниз на 3 ж от распылительного диска. Вблизи потолочной и цилиндрической частей сушильной камеры обнаружен сухой продукт с влажностью 3—5%.
* ¥
с
I я 1,0
£ гд
к
ъл
I 4*
| 5*
р
о W
«с
it JC
h
(
о д \
\ \
\ N Ч
\
3,0 | Ралсгпй
Проведенные увеличение час диска с 250— а процесс сушки: соответствующий заметно уменьш ней части сушил дукта более 25% Данные о не{ дукта по влажн изучения темпері Неравномерності диаметральной п ной камеры. Так ратуры (80—90° они растут и на рі максимального д лее высокие тем и ниже 3 л от не от 1,16 ж до 2,32 самое низкое знг С целью коли технологических обработаны полу грамме [4], кото[ фициентов уравь одночлена.
В машину ввод зависимой перем в высушиваемом висимых перемі воздуха /і, выхо, дукта ^2, влажно іцее значение ра ного продукта на В результате верхней части с; толка на 1,68 м' вающее законом* массовой доли ві текущему радиус]
а = 20,4-10‘'Г'
