CC BY
36
гам.-і ша
Г ~
І Ун'"
Uliij
Tfiri uSifV,
рк . t і iff
■VI
>S->
I
7fifj
, ІЯМ
"ІНОИ
'H Sklttj ll /■s U
,ТСЧ ІКІДІС |^ЙСИ? K'^r :c Пеіїїйд ю:к. иi.-i:0.-і?! ОДШН
fcj
'йиут::-1 нпіг uj. щ£ ґП[і-
irm іг’нрті
I LC.iPjIu.^m і JFT3 ППрЦИ-CJ ПЫ у ihlb Г;: ЗыСШё.Я
J' IU*L4'.K? 40* НО noil; .1 £uK[r$$ рті 3-іаТІІ
fiit'K
heijs fb Г4 '1 рПІТрМ II Эф.1 pJt.
Г[. -.: H n v. --
:? іг;и
•£ (=’Н/ґі--ц.
і r poh&riy
, ОІГнЯ ЯЛГГГ-
:гр-:л ииґ- •>
KH LiljipLlI «касту гп^-lltLiUt r;G-[l СЧУЧіїСІ I !■ I ГП|ШУ1
ИЗВЕСТИЯ ВУЗОВ. ПИЩЕВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ, № 4, 2000
ЛИТЕРАТУРА
1. Стрельцов Л.В., Жаворонков Н.М., Зельвенский Я,Д.
Расчет замкнутой схемы ректификации при любых концентрациях продукта / / Теор. основы хим. технол. — 1969. — 3. — № 2. — С. 302.
2. Девятых Г.Г., Еллиев Ю.Е. Введение в теорию глубокой очистки веществ. — М.: Наука. 1981.
3. Давыдяк А.Г., Кива В.Н., Платонов В.М. Периодическая ректификация многокомпонентных смесей в двухсекционной колонне со средним резервуаром / / Теор. основы хим. технол. — 1992. — 26. — № 4. — С. 467.
83
4. Batch distillation in a column with a middievessel / A.G. Davidyak, V.N. Kiva, Q.A. Meski, M. Morari / / Chem. Eng. Sci. — 1994. — 49. — № 18. — P. 3033.
5. Фридт A.A., Фридт А.И., Константинов E.H. Моделирование стационарного режима замкнутой ректификации многокомпонентных неидеальных смесей / / Сб. науч. тр. Совершенствование процессов пищевой пром-сти. Технология и процессы пищевых производств. Ч. 2. — Краснодар: Изд-во КубГТУ, 1997, — С. 19.
Кафедра процессов и аппаратов пищевых производств
Поступала 28.03,2000 г.
621.565.94.001.57
МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛООБМЕННИКА СО СПИРАЛЬНЫМИ ПРУЖИНАМИ ДЛЯ ПОДОГРЕВА БРАЖКИ ПАРАМИ БРАЖНОГО ДИСТИЛЛЯТА
П.А. АЛЕКСЕЕВ, Е.А. ГАЙВАНСКИЙ
Кубанский государственный технологический университет
Для рекуперации теплоты паров бражной колонны в брагоректификационной установке косвенного действия используются теплообменники подогрева бражки. Они работают в специфических условиях. Во-первых, бражка содержит значительное количество твердых примесей и растворенный углекислый газ, который выделяется при нагревании. В итоге в трубах возникает трехфазный поток, а на стенках образуются отложения. Во-вторых,, в межтрубном пространстве конденсируется смесь паров воды и спирта в присутствии инертного компонента — С02. Последний частично выделяется при нагреваний ^бражки и окончательно — в бражной колонне.
Вопросы интенсификации тепломассообмена в трубах, в том числе при прямоточном движении газа и жидкости, подробно рассмотрены в обобщающих справочниках [1, 2]. Из всех методов интенсификации можно выделить применение вставок из скрученной ленты [3], пружин [4] й других завихрителей [5—7]. В большинстве этих случаев достигаемый эффект интенсификации теплообмена связан с возрастающим в значительно большей степени гидравлическим сопротивлением. Незначительный рост гидравлического сопротивления наблюдается при применении спиральных вставок из тонкой упругой проволоки. Среда, движущаяся по трубкам, заставляет спирали вибрировать и колебаться в осевом и радиальном направлениях, вследствие чего осуществляется полная очистка стенок труб от отложений. Данное устройство может быть без особых затрат установлено в промышленных теплообменных аппаратах.
Нами проведены опыты по использованию проволочных пружин для теплообменных трубок диаметром <1 20-50 мм.
Опыты проводили на Нарткалинском химическом комбинате. Проволочную спираль изготавливали из пружинной стали. Диаметр проволоки варьировали от 0,3 до 1,2 мм в зависимости от диаметра теплообменной трубки. В каждом конкретном случае в опытах участвовали две теплообменных трубки одного и того же диаметра длиной 3 м. Одна была оснащена спиральной пружиной (рис. 1: / — трубка теплообменника, 2 — скоба,
3 — спираль), другая была полой. Спиральную пружину прикрепляли к скобе посредством точечной контактной сварки. Две однотипных теплообменных трубки монтировали перед теплообменником, служащим для подогрева сырья, предназначенного для разделения в бражной колонне. Обе трубки участвовали в процессе непрерывно в течение 480 ч. По завершению опыта трубки демонтировали и пропаривали водяным паром, при этом конденсат со взвешенными в нем отложениями поступал в емкость. Смесь профильтровывали и определяли количество отложений, которые накапливались в процессе проведения опытов на внутренней поверхности теплообменных трубок.
На рис. 2 представлены зависимости объема отложений от времени испытаний теплообменных трубок различного диаметра, оснащенных спиральными пружинами и без них. Графики показывают, что даже после 400 ч эксплуатации отложения в трубках со спиралью (кривые /) весьма незначительны, тогда как для трубок без пружин (кривые 2) они достаточно существенны.
Эффект очистки можно объяснить следующим образом. В межтрубном пространстве подогревателя конденсируются пары бражного дистиллята при температуре порядка 90°С, а в трубах бражка нагревается до 60-70°С. При таком мягком режиме исключены пригары, поэтому увеличение поперечных пульсаций скорости в пограничном слое способствует уменьшению прилипания к стенке трубы твердых частиц. Вместе с тем трехфазный поток жидкость—твердые включения—углекислый газ пульсирует, вызывая колебания спирали.
Представляет интерес вопрос о влиянии спиральных вставок на коэффициент теплоотдачи от внутренней стенки трубы к жидкости. Нами проведено исследование теплоотдачи в медной трубе внутренним диаметром 22 мм длиной 3 м без спирали,и со спиралью диаметром проволоки 0,3
V,.,
5
3,Т5
2,5
1,25
V.
отл
4
Коли] ном ГШ| I: члсм
где
*!
Из странст конденс У и те! раций, диаграм
По д|
ТОБОЙ 81
кислом г/, (эта}
25°С).
Уточ|
НЫМО
где-'
Рис. 2
400 т, ч
2
0,75
мм, шагом 60 мм, наружным диаметром 21 мм. В качестве теплоносителя использовали водяной пар, в межтрубном пространстве поддерживалось атмосферное давление (1 бар) за счет дросселирования пара и небольшого расхода пролетного пара на выходе из межтрубного пространства в атмосфере. Были проведены опыты с использованием дегазированной бражки без спирали и со спиралью в трубе, а также недегазированной бражки со спиралью в трубе. Расход жидкости изменялся от 100 до 1500 л/ч. По результатам эксперимента рассчитывали коэффициент теплоотдачи от пара к стенке, определяли коэффициент теплоотдачи и затем коэффициент теплоотдачи от стенки к потоку бражки. Коэффициент теплоотдачи от пара к стенке рассчитывали по известной формуле Нус-сельта. В итоге получена экспериментальная зависимость критерия Нуссельта от критерия Рейнольдса. В серии опытов с дегазированной бражкой и трубой без спирали экспериментальные данные удовлетворительно описываются известным полу-эмпиркческим уравнением, полученным на основе трехслойной схемы Кармана для профиля скоростей в трубе:
/ Ше _ 1000)Рг
Ми =■ р? ~~-
ь [ + 12,7 V (Гг - 1) где / = (1,82 1§" Ие - 1,64Г2;
Ыи, Ие, Рг — критерии Нуссельта, Рейнольдса, Прандтля:
/ — коэффициент трения.
В трубе, снабженной спиралью, теплообмен интенсифицируется, и в случае дегазированной бражки число Ыи (рис. 3, кривая 1) при соответствующих значениях чисел Не .сказывается ниже,
&
10О 200 300 400 т, ч О 10О 200 300
-Ю~\ м3
1
чем в трубе со спиралью (рис. 3, кривая 2), примерно на 30%. Этв можно объяснить, с одной стороны, частичной закруткой жидкости и ростом за счет этого локальных чисел Ие. С другой "стороны, нарушается структура пристенного слоя и изменяется характер поперечных пульсаций скорости.
При нагревании недегазированной бражки наблюдается дальнейший рост числа N11 при том же значении условного числа 1?е, рассчитанного по скорости, однофазного потока жидкости (рис. 3, кривая 3). При этом наибольший рост интенсивности теплоотдачи наблюдается при больших расходах исходной смеси. Степень при условном критерии Рейнольдса оказывается больше, чем в общеизвестном уравнении Нуссельта—Крауссольда
№
300 +
200 +
100 +
ЮО 200 300 400 т,ч
0,25
100 200 300 400 Т, Ч
Р Ю 20 30 Ле-Ю-3
Рис. 3
с±
т:,ч
' I шл 1?), г., о ген.':и 1 Ь ['^ГПУ Г-ПЙ '■■.■гири-Ь У.
а.гг овдо
| Н 1Г'И Ж£ ли-Оп; пп и (г.?с. 3,
■111ГП.1 ИИ-:. _ ГгП
Гвкий. л.ри-
чГН Р П$-у:~^ 11 ■ |Л1
3
г
Ке-1 о
-3
Щ = 0;02ЯРео-8Рг°'4.
Расчеты показывают, что объемное газосодержа-ние потока порядка 0,5 м /м , в то время как массовое газосодержание порядка х = 0,002 кг/кг. Оценка влияния на теплоотдачу двухфазности системы с использованием известных корреляций, опирающихся на фактор Мартинелли, показывает, что при газосодержании х = 0,002 практически не наблюдается интенсификации процесса. Следовательно, повышение эффективности теплообмена дает сочетание двухфазности потока с наличием пружинной вставки в трубах.
Для моделирования теплообмена в подогревателе бражки со спиралями^необходимо иметь явный вид зависимости Ыи = /Ше, Рг). Формальной обработкой получено уравнение для расчета теплоотдачи к бражке
N11 = 0,035Ке°;87. (1)
Этот результат (1) позволяет разработать и реа-лизовать математическую модель бражного подогревателя.
При этом могут решаться две задачи: определение поверхности теплообмена при заданной температуре бражки, подаваемой в бражную колонну, и расчет этой температуры, если задана поверхность теплорбмена и режим работы бражной колонны. ■
В настоящей, статье решается первая задача.
Из бражки в бражной дистиллят отбирают практически все спирты. Поэтому при заданных расходе бражки й^кг/с, и массовом содержании в ней спирта хЬ! и бражного дистиллята х0, %. количество последнего бд, кг/с, определится из материального баланса бражной колонны
О* -■
(2)
■ч?
Г =
С,Сп. - г.)
(3)
где
С6 — теплоемкость бражки, Дж/(кг-К). г — удельная теплота парообразования бражного конденсата, Дж/кг;
?н, tк — температуры бражки на входе и выходе, °С.
Из материального баланса для межтрубного пространства подогревателя рассчитывается состав конденсата х и паров у в межтрубном пространстве у и температура их конденсации Ц (методом итераций, например, с использованием I — х. у диаграммы).
СцХо = Гх + (С,, - Г)у. ...... (4)
По данным о растворимости С02 в водно-спиртовой смеси при определяется содержание углекислого газа в парах в межтрубном пространстве и, (эта величина равна 0,010—0,015 кг/кг для =
25-С).
Уточняется температура конденсации по данным о равновесии при разных давлениях
где’
а'Г <//
= 1рар ~ йРу‘
м
С.: I.
м.
(5)
М — молекулярные массы;
• ■ АР — уменьшение парциального давле-" ния спирто-водных паров из-за на-
. личин СО...
Расчетная величина ДГ5 оказалась равной примерно 0,5°С. " ■■
Из уравнеЦвд для поперечного обтекания пучка труб парами пр^ ламинарном режиме движения (Ьп = 0,664Ке ' Бс °') рассчитывается коэффициент массоотдачи /3 в паровой фазе. Здесь ~ $1/0\ Г£е = I = тг^н/2; В — коэффициент
диффузии С02 в парах бражного конденсата, м2/с; V — кинематическая вязкость паров, м2/с.
.. По уравнению Нуссельта для горизонтальных труб определяется коэффициент теплоотдачи в пленке конденсата апл, Дж/(м'-К), на наружной поверхности труб:
4 />
а„„ = 1.51Я т
где £ -—' длинна труб в теплообменнике.
Для определения температуры на границе раздела пар—пленка конденсата £г необходимо найти концентрацию инертного компонента на этой границе г/иГ из уравнения неэквимолярного переноса вещества
-0^++«(1-;*,),..,..
После интегирования по диффузионному слою толщиной д получаем
Количество сконденсировавшихся в межтрубном пространстве паров Г, кг/с, находится из теплового баланса
нли:
Здесь Д? = , [ ■
ты Яй
бы.
N6 ■= В\п — Уи
Л/ УъГ
Ж = 1п 1 У|
сд ТгЯ г
(6)
г
й, — наружный диаметр тру-
Из уравнения (6) находится величина у г и с помощью соотношения (5) т— величина 1Г По уравнению (1) рассчитывается коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к бражке «5 и коэффициент теплопередачи от свободной поверхности пленки к бражке , ;
К р
1
\
1
^ + Оз
%т & х= -к
При расчете среднелогарифмической движущей силы вместо температуры конденсации пара используется температура £г на поверхности раздела пары—пленка конденсата. Затем по известному уравнению определяется поверхность теплообмена. Прл изменении принятой длины труб расчет повторяется.
Разработанная модель была проверена путем сравнения получаемых по ней результатов с экспериментальными данными, выполненными по описанной выше методике, с тем отличием, ЧТО Р качестве теплоносителя использовался не водяной пар, а пары, покидающие бражную колонну. По лучено удовлетворительное согласие между фактической и расчетной длцной теплообмеиной трубы.
ЛИТЕРАТУРА
1. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление: Справ, пособие. — М.: Энергоатомиздат, 1990. — 367 с.
2. Справочник по теплообменникам. Т. 1: Пер. с англ. — М.:
Энергоатомиздат, 1987. — 560 с. I
3. Назмее.в Ю.П. Применение ленточных закручивателей для интенсификации теплообмена в аномально-вязких средах / / Химич. и нефтяное машиностроение. — 1982. — № 11. — С. 19-21.
4. Алексеев П.А., Гайванский Е.А. Выбор конструкционных приспособлений для различных диаметров теплообменных трубок / / Интенсификация тепло- и массообменных пищевых и химич. процессов / Сб. науч. тр. — Пятигорск, 2000" — СТ-^б-о?'!''
5. Николаев А.А., Малюсов В.А. Аэродинамика двухфазного потока в вихревых массообменных аппаратах / / Тео-ретич. основы химич. технологии. — 1989. — XXIII. — №
2. — С. 216-222..
6. А.с. 821846 СССР. Теплообменная труба вихревого кожухотрубного теплообменника / А.И. Ершов, Н.П. Ермаио-вич, Л.М. Хожин и др. — Опубл. в Б.И. — 1981. —4.
7. Белохвостиков В.И., Рябченко Н.П., Константинов Ё.Н. Выбор модели структуры жидкостного потока в аппарате с лопаточным завихригелея / / Йзв. вузов..Пищевая технология. — 1980. — № 2. —г С. 83-86.
Кафедра процессов и аппаратов пищевых производств
Поступила 21.0^.2000 г. ^
66.067.38.001.57
МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ МАССОПЕРЕНОСА УЛЬТРАФИЛЬТРАЦИОННОГО РАЗДЕЛЕНИЯ ВОДНЫХ РАСТВОРОВ СПИРТОВЫХ, ДРОЖЖЕВЫХ ' И КРАХМАЛО-ПА ТО ЧНБ1Х ПРОИЗВОДСТВ
С.И. ЛАЗАРЕВ, В.Б. КОРОБОВ
Тамбовский государственный технический университет
Для повышения эффективности разделения, выбора оптимальных режимов и числа рабочих камер (модулей) необходимо математическое моделирование процессов ультрафильтрационного разделения [1, 2].
Ультрафильтрационная установка с последовательным соединением камер разделения (рис. 1) состоит из ультрафильтрационного аппарата /, насоса 2, емкости пенетрата 3 и сборника пермеа-тов 4. Рабочие камеры ультрафильтрационного аппарата образованы парой полупроницаемых мембран (ультрафильтрационных), располагающихся на пористых подложках. Под действием перепада давления растворитель (вода) проходит через мембрану, поступает в подложку и удаляется из системы.
перемешивания; гидродинамическая обстановка такова, что в рабочих камерах осуществляется интенсивное перемешивание раствора.
Массоперенос при ультрафильтрации включает следующие составляющие (рис. 2):
м
диффузионный перенос вещества
^ - РлМств - слер),
(!)
конвективный перенос вещества (с потоком растворителя) - . ; -
(2) (3)
(4І
Рис. 1
При составлении математической модели массо-переноса ультрафильтрационного разделения водных растворов спиртовых, дрожжевых и крахмалопаточных произщдств принимаются следующие допущения: насос обеспечивает постоянство по-да.чи; в промежуточной емкости режим идеального
ту ЙкоЛснСко^ конвективный перенос растворителя
V — и АР
у: КОН ’
осмотический перенос растворителя т -Р /б(С —С ).
ос ос/ 4 пер7
Принятые обозначения:
— диффузио
Д -г 2
мембраны, г
р
Р, — диффузионная проницаемость
мембраны, м/с;
5С — осмотическая проницаемость мембран по растворителю, м5 /(с-кгзкв); а — коэффициент конвективной про-
растворителя,
'К'
ницаемос^и .м"/м2’С'Па;
