автореферат диссертации по технологии, машинам и оборудованию лесозаготовок, лесного хозяйства, деревопереработки и химической переработки биомассы дерева, 05.21.03, диссертация на тему:Совершенствование пленочных испарителей для обработки продуктов на основе гидролизата растительного сырья

005003093

ТАРОВАТЫЙ ДЕНИС ВИКТОРОВИЧ

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ПЛЕНОЧНЫХ ИСПАРИТЕЛЕЙ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ПРОДУКТОВ НА ОСНОВЕ ГИДРОЛИЗАТА РАСТИТЕЛЬНОГО СЫРЬЯ

05.21.03 - Технология и оборудование химической переработки биомассы дерева; химия древесины

Автореферат диссертации на соискание учёной степени кандидата технических наук

- 1 ДЕК 2011

Красноярск - 2011

005003093

Работа выполнена в ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет» на кафедре «Машины и аппараты промышленных технологий»

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Войнов Николай Александрович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор

Левин Борис Давидович

кандидат технических наук, доцент

Фереферов Михаил Юрьевич

Ведущая организация: ФГБОУ ВПО «Казанский национальный исследовательский технологический университет»

Защита диссертации состоится 22 декабря 2011 года в 13 часов на заседании диссертационного совета Д 212.253.01 при Сибирском государственном технологическом университете по адресу: 660049, г. Красноярск, пр. Мира, 82.

Отзывы на автореферат с заверенной подписью просим направлять в двух экземплярах ученому секретарю диссертационного совета по адресу: 660049, г. Красноярск, пр. Мира, 82, СибГТУ.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Сибирского государственного технологического университета

Автореферат разослан

Ученый секретарь диссертационного совета, д.т.н., профессор

Исаева Е.В.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Доля теплообменного оборудования в технологических линиях при химической переработке древесины весьма существенна. Вакуум-охладительные испарительные установки используются при охлаждении рабочих сред, обработке гидролизатов, подготовке воды, получении вторичного пара. Выпарные аппараты широко применяются для сгущения биомассы, выпаривания щелоков, бражки, получения дистиллятов, очистки стоков, концентрирования экстрактов растительного сырья. Теплообменники, входящие в состав испарительных установок, используются для охлаждения, нагревания, конденсации различных сред (решоферы, дефлегматоры, конденсаторы, нагреватели и т. д.). Основными недостатками используемого теплообменного оборудования являются его большие габариты, высокие капитальные затраты, потребность в энергоемких теплоносителях, ввиду низкой интенсификации процессов теплообмена и больших термических сопротивлений, особенно при работе оборудования под вакуумом. Например, при конденсации паровоздушной смеси в конденсаторах вакуум-охладительной установки гидролизата древесины величина коэффициента теплопередачи не превышает 300 Вт/(м -К). При производительности установки 100 м3/ч, поверхность конденсации составляет 800 м2, а его масса - более 46 т, что обусловлено низкой интенсификацией процессов как при испарении, так и при конденсации паровоздушной смеси.

Устранение указанных недостатков возможно путем использования пленочных трубчатых аппаратов и разработки эффективных методов интенсификации процессов теплообмена. Хотя принципиальные конструкции пленочных аппаратов разработаны сравнительно давно, их широкое внедрение в промышленность сдерживается недостаточной конструктивной проработкой и изученностью теплообмена на промышленных средах, а также отсутствием надежных, обоснованных рекомендаций по расчету. Несмотря на многочисленные исследования в этой области, вследствие сложной структуры исследуемых теплообменных процессов, для каждого типа аппаратов приходится устанавливать свои зависимости для расчета

теплообменных параметров.

Основной концепцией при разработке теплообменных трубчатых испарителей в представленной работе является создание пленочного устойчивого течения по обе стороны теплопередающей поверхности и интенсификация процессов путем создания циркуляционных вихрей в потоке теплоносителя.

Цель работы. Совершенствование пленочных трубчатых испарителей путем интенсификации процессов теплообмена.

Задачи исследования:

1 Изучить и интенсифицировать процесс конденсации паров гидро-лизата и паровоздушной смеси при слабых и сильных взаимодействиях в пленочном трубчатом испарителе при вакууме и избыточном давлении. ^

2 Интенсифицировать процесс кипения в турбулентной стекающей пленке гидролизата и технической воды и обеспечить ее устойчивое тече-

ние

3 Интенсифицировать процесс мгновенного испарения гидролизата древесины под вакуумом и апробировать результаты исследования в пленочной вакуум-установке для его охлаждения.

4 Разработать конструкции: вакуум-охладительного аппарата для обработки гидролизата, пленочного испарителя для концентрирования дрожжевой суспензии, пленочного теплообменника.

Научная новизна работы. Впервые исследованы процессы мгновенного испарения гидролизата древесины, технической воды и конденсации паровоздушных смесей в пленочном трубчатом аппарате и установлены его гидродинамические и теплообменные параметры.

Разработан способ интенсификации процесса пленочной конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси, позволивший повысить величину коэффициента теплоотдачи в 3 раза. Установлено значение критерия Рейнольдса, вызывающее интенсифицирующее воздействие циркуляционных вихрей на процесс.

Получены критериальные зависимости для расчета значения коэффициента теплоотдачи при конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном испарителе, установлены режимы взаимодеиствия фаз и закономерности теплоотдачи в зависимости от расхода пара, доли в

нем воздуха и величины давления.

Представлены зависимости для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении в стекающей пленке воды и дрожжевой суспензии. Установлено что наличие искусственной винтовой шероховатости на стенке способствует интенсификации теплообмена. Максимальное увеличение теплоотдачи при кипении (в 1,7 раза) достигнуто при высоте выступов шероховатости 1,5 мм. „„„„„„

Практическая значимость. На основании результатов исследования

мгновенного испарения гидролизата древесины в пленочном вакуум - охладителе получены исходные данные для проектирования пилотнои испарительной установки.

Усовершенствованы и запатентованы конструкции пленочных испарителей для обработки гидролизата и концентрирования дрожжевой суспензии полученной на его основе. Сравнение технико-экономических показателей испарителей с действующими промышленными образцами показало их преимущество в плане снижения габаритов и металлоемкости.

Впервые разработана и запатентована конструкция пленочного теплообменника для испарительных установок, обеспечивающая устойчивое течение жидкости по обе стороны теплопередающей поверхности цилиндрических каналов, выполненных из профилированных пластин, и позволившая снизить металлоемкость, по сравнению с существующими промышленными аналогами, в 3,5 раза.

Апробация работы. Результаты работы были представлены: на Всероссийской научной конференции «Новые достижения в химии и химической технологии растительного сырья» (г. Барнаул, 2009 г.); Международной выставке «Технодрев. Сибирь» (г. Красноярск, 2010); Всероссийских научно-практических конференциях «Лесной и химический комплекс -проблемы и решения» (г. Красноярск, 2006 - 2010 гг.).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 15 работ, из них: 3 статьи в журналах перечня ВАК и 5 патентов Российской Федерации.

Структура работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов и списка использованных литературных источников. Работа изложена на 131 странице машинописного текста, содержит 87 рисунков и 8 таблиц. Список цитируемой литературы насчитывает 118 источников.

Работа выполнена в рамках плановой тематики научно-исследовательской работы СибГТУ.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность работы, ее цель и задачи, показана научная новизна и практическая значимость проводимых исследований.

В первой главе дан анализ вакуум-охладительных установок и пленочных испарителей, используемых в технологических линиях по переработке растительного сырья, проведено их сравнение и отмечены перспективные варианты. Выполнен анализ известных исследований теплообмена в пленке жидкости при конденсации, кипении, нагревании. Сделан вывод о перспективности использования пленочных теплообменных аппаратов, поставлены задачи исследования.

Во второй главе описаны методы измерений и обработки экспериментальных данных, схемы установок. В исследованиях использовались среды: воздух, водяной пар, паровоздушная смесь гидролизата, техническая вода, дрожжевая суспензия, гидролизат древесины (с содержанием: гексоз - 2,4 - 2,6; пентоз - 0,4 - 0,6; органических кислот - 0,2; фурфурола -0,048 %).

Как установлено экспериментально, плотность гидролизата при температуре 20 °С составила р = 1000 кг/м3, коэффициент кинематической вязкости ув = 1,1-Ю'6 м2/с; коэффициент поверхностного натяжения

О = 500-Ю"4 Н/м. Теплофизические параметры дрожжевой суспензии (<Candida scottii) принимались согласно данным (Войнов H.A. и др. Пленочные биореакторы. Красноярск, «Боргес», 2001).

В третьей главе приведены результаты исследования процессов конденсации, нагревания, кипения, испарения в пленочных трубчатых испарителях и представлена апробация способов их интенсификации.

Конденсация чистого водяного пара в пленочном испарителе. При изменении расхода пара в полости трубы впервые отмечено три характерных режима взаимодействия пара с конденсатом: слабый, переходный и дисперсно-кольцевой, рисунок 16. Область слабого взаимодеиствия для исследуемого диаметра канала находится при Renap < 10000. Б этом диапазоне значений критерия Рейнольдса пара величина коэффициента теплоотдачи при конденсации слабо изменяется от скорости пара, а его зависимость от характерных критериев подобия представлена в виде:

Nu* = 2,2x10-'Reil6 Рг°'ЧкГ ^

На величину коэффициента теплоотдачи при конденсации наибольшее влияние оказывает гидродинамика пленки конденсата и критерии фазового перехода. Понижение величины абсолютного давления при конденсации (рисунок 1 а, точки 5 + 7) приводит к уменьшению коэффициента теплоотдачи.

В переходном режиме зависимость, позволяющая рассчитать величину коэффициента теплоотдачи, имеет вид:

Nu* = 4 х Ю-" ReK0Bu6 Рг0,78(к)1,8. (2)

Влияние касательных напряжений на интенсивность переноса тепла в пленке конденсата в уравнении (2) учитывается величиной критерия Рейнольдса пара. При дисперсно-кольцевом режиме как дга системы «пар-пленка конденсата», так и для системы «воздух-вода» (Воинов H.A. Теплоотдача в пленке воды, стекающей по теплопередающей поверхности, при контакте с воздухом. Теплоэнергетика, 2007. № 4. С. 84 - 89) с увеличением расхода пара наблюдается снижение теплообмена (рисунок 1 б) из-за наличия срыва и уноса капель жидкости с поверхности пленки конденсата, что приводит к гашению турбулентных пульсаций парового потока и уменьшению плотности орошения по длине трубы.

Конденсация паров гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном испарителе. Исследование процесса конденсации паров гидролизата показало, что величина коэффициента теплоотдачи, с относительной погрешностью 15%, поддается расчету по зависимости (1) или (2).

Наличие воздуха в парах гидролизата и паровоздушной смеси

а) б)

а) при d = 20 мм, q = 80 - 200 кВт/м2,1 = 2 м. Экспериментальные точки (1- 6)

»гг/г,- 1 V - 8- 9 К = 12- 3 - К = 20- 4 - К = 8, Е = 0,1; 5 - К = 9, вакуум 20 %; водяной пар: 1 - К - о, i - л з л ¿v, -г , ,

6 - К = 12 вакуум 60 %; 7 - К = 20, вакуум 80 %, пары гидролизата. Линии (8 - У). 8 - расчет'по Нуссельту; 2 - (Гимбутис Г. Теплообмен при гравитационном течении „ленки жидкости. Вильнюс: Мокслас, 1988); б) при d = 17 мм / =^2 м. Эксперимен^ тальные точки (1 - 3): 1 - ReK„„ = 3000, 2 - ReK0„ = 2000 при At = 50 С, 3 - ReK0„ - 3000 при At = 35 "С. Сплошные линии - расчет по уравнениям (1) и (2). Пунктирная линия -данные для системы воздух-пленка воды при нагревании.

Рисунок 1 - Зависимость коэффициента теплоотдачи при конденсации водяного пара и паров гидролизата от числа Рейнольдса конденсата (а) и числа Рейнольдса пара (б)

(воздух непосредственно вводился в линию для подачи пара) при турбулентном режиме течения пленки конденсата приводит к снижению коэффициента теплоотдачи до двух раз. Согласно известным данным (Исаченко ВП Теплообмен при конденсации. М.: Энергия, 1977), полученным при ламинарном режиме течения, влияние воздуха в паре на теплообмен еще

более существенно.

Сопоставление значений коэффициентов теплоотдачи при конденсации чистого пара, рассчитанных по уравнению (1) арас, и опытных величин акон, полученных при разной величине Е воздуха в парах гидролизата, позволило установить следующую закономерность:

аконЧас= 0,97ехр(-3,8 Е). (3)

Зависимость (3) позволяет рассчитать величину коэффициента теплоотдачи при конденсации паровоздушной смеси в цилиндрических каналах без турбулизаторов, в режиме слабого взаимодействия фаз.

Установка проволочной спирали (турбулизатора), размещенной в полости трубы с зазором к ее стенке, позволила увеличить коэффициент теплоотдачи в 3 раза. Максимальная интенсификация теплоотдачи достигается при выполнении спирали с параметром шероховатости s/h - 3 • /

Переходный Дисперсно-режи.м фьцевой

| Слабые: взаимодейст

(рисунок 26), вследствие создания циркуляционных вихрей по всей тепло-передающей поверхности, которые обеспечивают отвод не сконденсировавшегося воздуха (газа) с межфазной поверхности. При параметре шероховатости s/h < 3 циркуляционные вихри не развиваются между витками спирали При s/h > 7 вихри не заполняют все пространство, что приводит к снижению теплоотдачи. Анализ механизма воздействия циркуляционных вихрей за выступом в представленной работе согласуется с общими представлениями, развитыми авторами (Николаев H.A., Харин В.Ф. Гидродинамические закономерности пленочного течения жидкости по шероховатой поверхности. Теоретические основы химической технологии, 1974. Т В № 5 С 712-719). Воздействие турбулизатора на интенсификацию теплообмена' наблюдается как при конденсации паровоздушных смесей, так и при конденсации чистого водяного пара. В этой связи можно предположить, что перемешивание пара на межфазной поверхности не только обеспечивает отток несконденсировавшихся газов, но и приводит к выравниванию градиента температуры по сечению канала.

Я 20

%

15

£

о 10

X

I

а

5

0

□ -1; О - 2; I ♦ -3.

-1------Г ¡Зтгф- п_п

1 .......Г

0,05

0.1

а)

б)

при ReK0„ = 2500, Renap < 10000 , At = 40 - 60 °С; dc= 11 мм. Экспериментальные точки (1 3): Г- s/h = 16,7; 2 - 3,3; 3 - 6,6; Е = 0,05. Линия из точек - для чистого пара. Пунктирная линия данные при de = 16 мм и s/h = 3,3.

Рисунок 2 - Зависимость (а) коэффициента теплоотдачи при конденсации от доли воздуха в парах гидролизата Е и отношения (б) коэффициентов теплоотдачи от параметра шероховатости s/h

Интенсифицирующее воздействие циркуляционных вихрей на теплоотдачу начинает проявляться при достижении значений критерия Реи-нольдса парогазовой смеси, набегающей на обтекаемое тело (витки спирали) Re> 103. При этом зависимость критерия Нуссельта от ReK„„ составила Nu* = Re „и1'58, а при отсутствии турбулизатора Nu* ~ ReK0H' . Как установлено, наличие турбулизатора не изменяет границы режимов теплообмена при сильных взаимодействиях пара с конденсатом в канале. В этой связи можно предположить, что касательные напряжения на межфазнои

поверхности в большей степени воздействуют на гидродинамику пленки конденсата, чем на перемешивание паровоздушной смеси. Размещение турбулизаторов в вакуум-охладительной установке при мгновенном испарении гидролизата позволило получить величину коэффициента теплоотдачи при конденсации (рисунок 3), до 8000 Вт/(м -К), что на порядок выше аКОн, достигаемых в промышленных вакуум-охладительных аппаратах.

при d = 25 мм, dc = 16 мм; h = 2,5 мм; s/h = 6; Ра6с= 0,015 Mna;At = 23 °С; Е = 0,15. Экспериментальные точки (1-3): 1 - без тур-булизатора с пленочным конденсатором; 2-е турбулизатором и пленочным конденсатором, 3 - со змеевиковым конденсатором.

Рисунок 3 - Зависимость коэффициента теплоотдачи при конденсации паров гидролизата от числа Рейнольдса конденсата в вакуум охладительной установке.

Испарение с поверхности гидролизата в пленочном испарителе. При кипении стекающей пленки и контакте ее с атмосферным воздухом паровые пузырьки, образующиеся на стенке, частично конденсируются в жидкости из-за переохлаждения верхних ее слоев, вызванного испарением влаги. Это приводит к снижению температуры пленки и оказывает интенсифицирующее воздействие на теплоотдачу в аппарате. В этом случае для расчета коэффициента теплопередачи требуется знание расхода пара, испарившегося с поверхности пленки, который можно определить, используя значения коэффициента массоотдачи по соотношению Льюиса. Значения коэффициента массоотдачи ß„, полученные при испарении пара с поверхности пленки в неподвижный объем воздуха, в зависимости от разности ДХ влагосодержания на межфазной поверхности и в газовом потоке, представлены на рисунке 4.

Более высокие значения ß„, полученные при стекании пленки жидкости по шероховатой поверхности, по сравнению с гладкой, вызваны интенсивным перемешиванием газа во впадинах между выступами шероховатости. Зависимость коэффициента массоотдачи при стекании пленки по винтовой шероховатой поверхности при (h = 1,5 мм, s/h = 10) имеет вид:

ß„= 0,02 Re0'5Sc0'33AX"0'85 (Dg/d). (4)

Нагревание жидкости в пленочном испарителе. Максимальная величина коэффициента теплоотдачи при нагревании анагр достигается (рисунок 5) в пленке жидкости, стекающей по поверхности с винтовой шероховатостью, при высоте выступа h = 0,25 мм.

Ри,

м/с

0,01

0,005

Ри,

м/с

Ю Ren.,-10-J

0.005

10 Re„,,-10"

а)

.6)

а) 1 -1 = 60 °С; 2 - 50; 3 - 40; 4 - 33; б) 1 - и - 67 °С; 2 - 60; 3 - 42; 4 - 33 при с1 = 27 мм, / = 1,9 м, 1Г = 24- 28 °С, Ь= 1,5 мм, в/Ь = 10.

Рисунок 4 - Зависимость коэффициента массоотдачи в газовой фазе от числа Рейнольдса пленки гидролизата при испарении влаги с ее поверхности при: стекании по гладкой поверхности трубы (а), стекании по поверхности с винтовой шероховатостью (б)

ъ

"н Й

о

"н 10 СО

8 R.e„„ х 10

0,5

1.5 h, мм

а)

б)

при Рг = 3 - 4; q = 150 - 200 кВт/м2. (а) экспериментальные точки (1 - 4): 1 - h = 1 5 мм- 2 - h = 0,25 мм; 3 - метрическая резьба М20*0,5; 4 - h = 0.5 мм. (б) экспериментальные точки (1 - 4): 1 - аяагр = (Войнов Н. А. Пленочные трубчатые газожидкостные реакторы. Казань: Отечество, 2008); 2 - а„аг = (Шейнкман А.Г. Исследование теплообмена пленки жидкости при турбулентном течении по вертикальной шероховатой поверхности. Нелинейные волновые процессы в двухфазных средах. Новосибирск- ИТ СО АН СССР,1977.) 3 - а„аф = (Чернобыльский И.И. Теплообмен при пленочном течении на трубах с навивкой. Тепло - и массоперенос в технологических процессах и аппаратах хим.производств. Минск, 1972); 4 - анагр = данные авторов при нагревании пленки гидролизата. Пунктирная линия - гладкая поверхность при d - 3U мм, s/h = 10; Рг = 4 *■ 5; / = 2 м; Re„„= 12000.

Рисунок 5 - Зависимость коэффициента теплоотдачи при нагревании от числа Ren„ пленки (а) и высоты выступа винтовой шероховатости (б)

При дальнейшем увеличении высоты выступа шероховатости величина а„аг снижается и, при Ь = 1,5 мм, имеет меньшее значение, чем в случае стекания пленки гидролизата по гладкой теплопередающей поверхно-

сти, что подтверждает известные данные (Войнов Н.А. Теплоотдача в пленке воды, стекающей по теплопередающей поверхности, при контакте с воздухом. Теплоэнергетика, 2007. № 4. С. 84 - 89) об образовании во впадинах шероховатости пузырьков воздуха, которые снижают теплопроводность газожидкостной смеси. Средняя логарифмическая разность температур в пленочном испарителе не оказывает существенного влияния на величину коэффициента теплоотдачи при нагревании пленки жидкости. Однако зависимость коэффициента теплоотдачи от удельной тепловой нагрузки составила - анаг = Я°'25- Влияние я на теплоотдачу принято связывать с изменением физических свойств жидкости на стенке, что учитывается безразмерным комплексом (Рг/Ргс)0'25. В свете сказанного, для расчета коэффициента теплоотдачи в пленке гидролизата и технической воды при нагревании или охлаждении можно рекомендовать следующую уточненную зависимость:

N11* = 0,004 Яе^9 Рг°',8(Рг/Ргст)°'25. (5)

Кипение жидкости, стекающей по гидравлически гладкой поверхности пленочного испарителя. Как установлено, на величину коэффициента теплоотдачи в пленке при контакте ее с воздухом большее влияние оказывает разность температур теплоносителей (рисунок 6).

При М < 25 °С происходит интенсивное испарение влаги с поверхности пленки и, следовательно, охлаждение жидкости, что обусловливает высокие значения коэффициента теплоотдачи. Теплоотдача при кипении оценивается как аКЙП = Я0,7, а от критерия Рейнольдса пленки - акип ~ Яепл' • Зависимость для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении в пленке (Д1 > 25 °С и я = 50 - 300 кВт/м2представлена в виде:

Кипение жидкости, стекающей по шероховатой поверхности пленочного испарителя. Характерные данные, полученные в результате исследования теплоотдачи при кипении жидкости, стекающей по поверхности с искусственной шероховатостью, представлены на рисунке 7.

Как установлено, с увеличением высоты выступа винтовой шероховатости величина коэффициента теплоотдачи повышается, тогда как при нагревании, при высоте выступа Ь > 0,25 мм (рисунок 5), интенсивность теплоотдачи снижается из-за наличия в жидкости пузырьков воздуха, генерируемых выступами искусственной винтовой шероховатости.

а) б)

а) экспериментальные точки (1 - 3) техническая вода: 1 - q - 75 кВт/м -2- 150; 3 - 250 при d = 20 мм, Re™ = 11 ООО - 18000. Точки 4 - дрожжевая суспензия при концентрации х = 100 кг/м3, ReM= 6000. б) экспериментальные точки (1 - 2): 1 - At = (5 - 9) °С; 2 - 25 - 30. Пунктирная линия данные (Гандзюк Ю.М. Процессы гидродинамики и теплообмена при обработке гравитационной пленки спиртовых растворов, дис. канд. тех.наук. Киев, 1986). Линия - 3 (Слесаренко В.Н. Дистилляционные опреснительные установки. М.: Энергия, 1980).

Рисунок 6 - Изменение коэффициента теплоотдачи при кипении пленки воды и дрожжевой суспензии от средней разности температур (а) и удельной тепловой нагрузки (б)

а) б) в) г) Д)

а) метрическая резьба М20х0,5, s/h = 1; б) винтовая шероховатость h - 0,5 мм по поверхности трубы с резьбой М20*0,5, s/h = 6 - 7; в), г) винтовая шероховатость h = 0,25 и 1,5 мм, s/h = 6 - 7; д) - экспериментальные точки (1 - 5): 1 - резьба М20; 2 - h = 0,25 мм; 3 - h = 0,5 мм по поверхности с резьбой М20х0,5; 4 - h = 0,5 мм; 5 - h = 1,5 мм при d = 20 мм, Renjl= 11000 - 18000, q = 250000 Вт/м2, s/h = 6 - 7. Пунктирная линия - гладкая поверхность трубы

Рисунок 7 - Поверхность трубы с винтовой шероховатостью (а - г) и зависимость коэффициента теплоотдачи при кипении от средней разности температуры при стекании пленки технической воды по поверхности с винтовой шероховатостью (д)

о-1 □ -2 Д- 3 - - 4 О -5

Таким образом, при кипении наличие пузырьков воздуха, в стекающей пленке, по крайней мере, не снижает теплоотдачу из-за уменьшения

теплопроводности газожидкостной смеси. Максимальное увеличение теплоотдачи в 1,7 раза достигнуто при h = 1,5 мм. Экспериментальные значения коэффициента теплопередачи в испарителе при кипении пленки воды и дрожжевой суспензии составили до 15000 Вт/(м2 -К). Влияние тепловой нагрузки на интенсивность теплоотдачи при кипении в пленке, стекающей по поверхности с винтовой шероховатостью, составляло акип = q ' , а критерия Рейнольдса пленки - акип ~ Re™0,1. Кроме того, стекание дрожжевой суспензии с концентрацией х < 500 кг/м3 по поверхности с винтовой шероховатостью устранило образование крупных волн на поверхности пленки и позволило получить устойчивое течения без срыва жидкости и образования не смоченных участков. Поверхность трубы с метрической резьбой (рисунок 8 а, точки 1), не создает условий для интенсификации теплоотдачи при кипении в пленке из-за слабого перемешивания жидкости во впадинах шероховатости, обусловленного низким значением параметра шероховатости s/h = 1. Также можно отметить, что выступы шероховатости, образованные витками метрической резьбы, при исследованных условиях не являются центрами парообразования.

Мгновенное испарение гидролизата под вакуумом. Установлено два режима течения газожидкостной смеси по поверхности труб при мгновенном испарении под вакуумом: пленочный и дисперсно-кольцевой. При дисперсно-кольцевом режиме происходит разрушение газожидкостного слоя и отрыв его от пленкообразующей поверхности (рисунок 9 б).

V0 и15 ь ю

X

с 5

S

ö О

5000 10000

15000

ГопТ □ -2; Д-3; ¡0-5; _ ОО !

|

2ТГГЗГ й—^—"—

trx^

Т

Rem;

СЧ*

S 20 ^^

Щ 15

С")

о ю

X

£ 5 2 а

о

"V-1; .....П--2; . 1 i .....-1

Д-3. -

100

200

зоо q* 10" ,кВт/м"

При q = 250 кВт/м2, At = 20 - 25 0 С. Пунктирные линии - гладкая поверхность трубы; а) экспериментальные точки (1 - 5) техническая вода: 1 - резьба М20; 2 - винтовая шероховатость h = 0,25 мм; 3 - h = 0,5 мм по резьбе; 4 - h = 0,5 мм; 5 - h = 1,25 мм; точки 6 - h = 0 дрожжевая суспензия при х= 150 кг/м3; б) экспериментальные точки (1 -3): 1 - At = 12 - 170 С; 2 - 23 + 25; 3 - 27 * 29; Re„„ = 13000 - 19000.

Рисунок 8 - Зависимость коэффициента теплоотдачи при кипении от числа Рейнольдса пленки (а) и удельной тепловой нагрузки (б) при h = 1,5 мм

а) б)

При D = 150 мм; расход жидкости G = 4 м3/ч; а) дегазация воздуха из пленки при абсолютном давлении 0,01 МПа и t = 10 °С; б) кипение при абсолютном давлении 0,01 МПа и t„ = 70 °С Рисунок 9 - Фотографии стекающей пленки гидролизата при кипении под вакуумом (вид сверху)

Столь слабая зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности орошения при дисперсно-кольцевом режиме обусловлена незначительным перемешиванием жидкости. Как установлено, переход в дисперсно-кольцевой режим осуществляется при удельной нагрузке паров гидролиза-т<1 с поверхности пленки > (25 + 30) кг/(м-ч).

С увеличением движущей силы процесса (разности температур ^ - У количество выделившегося пара возрастает, однако, а при этом слабо изменяется.

При пленочном режиме течения эффективный коэффициент теплоотдачи (отнесенный к поверхности канала) акип*~ Г ' , а при дисперсно-кольцевом аКИп*= Г0,1, рисунок 10.

а) б)

а) при с1 = 0,070 м, / = 1,75 м. Экспериментальные точки (1 -4): 1 - (гс- 1:к) = 4,5 °С; 2 - 3,5; 3 - 2,7; 4 - 2; б) при И = 0,15 м, I =1,5 м. Экспериментальные точки (1 - 2): 1 -¿ = 4м3/ч;2- 1,7 м3/ч.

Рисунок 10 - Изменение эффективного коэффициента теплоотдачи в пленке гидролизата при мгновенном испарении и расхода паров гидролизата от плотности орошения (а) и разности температуры (б), где 1с - средняя температура жидкости, ^ - температура кипения при рабочем давлении

В четвертой главе представлены результаты исследования процесса охлаждения гидролизата древесины в пленочной вакуум-испарительной установке, а также технико-экономические показатели испарителей. Общий вид установки, на которой исследовался процесс охлаждения гидролизата и технической воды, представлен на рисунке 11.

а) 6)

б) 1 - емкость для приема раствора; 2 - вакуум охладительный аппарат; 3 - каплеуловитель; 4 - емкость для подогрева гидролизата; 5 - сосуд для сбора конденсата; 6 - вакуумный насос ВВН; 7 - электронагреватели; в) 1 - корпус аппарата; 2 - перфорированная труба; 3 - тангенциальный завихритель; 4 - пленочный трубчатый конденсатор; 5 - распределитель жидкости: г): 1 - медная труба; 2 - распределитель жидкости; 3 - охлаждающая жидкость; 4 - пленка конденсата

Рисунок 11 - Общий вид экспериментальной вакуум-охладительной установки (а), схема установки (б), корпус со встроенным пленочным конденсатором (в), распределитель жидкости (г)

Внутренний диаметр корпуса установки выполнялся равным 70,150 и 250 мм, длина - 1,7 м. Конденсация пара осуществлялась на поверхности медных труб, выполненных в виде змеевика, либо в пленочном трубчатом конденсаторе (рисунок 11 в), установленном непосредственно в корпусе. Формирование газожидкостного слоя осуществлялось кольцевым распределителем жидкости, с шириной зазора 20 мм. Расход гидролизата изменялся от 0,2 до 6 м3/ч, а его температура - от 45 до 90 °С. Расход охлаждающей воды составил от 0,24 до 4 м3/ч, при ее начальной температуре 6 -МО °С. Абсолютное давление паров в аппарате поддерживалось в пределах 0,05 - 0,005 МПа (величина вакуума 50 - 95 %). В ходе исследований выявлено три характерные зоны мгновенного испарения паров гидролизата в установке.

Зависимость для определения теплоты, затраченной на образование пара в трубопроводе От (первая зона теплообмена) получена в виде

От=^, (7)

т

где т - время пребывания рабочей жидкости в зоне, с.

Рассматриваемая система является замкнутой и для нее справедливо уравнение Клайперона-Менделеева, что позволяет определить массу вторичного пара из соотношения

PMV

m = -

R(tk +273)

(8)

где т - масса вторичного пара, кг;

Р - давление насыщенного пара при рабочей температуре, Па; М - молярная масса воды, кг/моль; Уп~объем пара, м3;

К = 8,3 Дж/(моль-К) - универсальная газовая постоянная; ^-температура кипения, °С. Объем пара

(9)

V.

1-ср'

где Уж - объем жидкости, м3;

Ф - газосодержание. Экспериментальные и расчетные значения СЬ в зависимости от расхода гидролизата, показаны на рисунке 12а. С уменьшением расхода жидкости увеличивается ее время пребывания т в трубопроводе, что и обеспечивает большее снижение температуры гидролизата, рисунок 126.

ОгХ10!,

Вт

30

/

У

°с

20 15

17 4 с......

\ т = 4 с

Е = ] ,7 С

\

3 G„m!M

з G„M3/4

а) б)

при D = 150 мм; = 2 м; ti = 75 °С; абсолютное давление Р = 10000 - 25000 Па. Точки - расчет по уравнению (8) согласно опытным данным; линия - расчет по (9) при газосодержании ср = (0,15 - 0,6) Рисунок 12 - Зависимость количества тепла, выделившегося в подающем трубопроводе (а), и разности начальной и конечной температуры в трубопроводе (б) от расхода гидролизата

Тепловой баланс в газожидкостном слое (вторая зона теплообмена), стекающем по внутренней поверхности корпуса установки, представляли в виде:

0вс,12+0т-! = Ш-1 + \Уг_ж-Г + 01,С,1з, (Ю)

где Са — расход гидролизата, кг/с;

св - удельная теплоемкость, Дж/кг-К; 1 - удельная энтальпия пара, Дж/кг; - расход конденсата сконденсировавшегося на поверхности

конденсационной трубы, кг/с;

- расход пара в газожидкостном слое, кг/с; г2 - температура гидролизата на входе в корпус испарителя, °С; X]- температура гидролизата на выходе из корпуса аппарата, °С. Количество тепла, затраченного на вторичный пар, СЬ:

<32=0.с»(12-1З)= W■i + Wr.жГ + Wкr, (11)

где - расход конденсата в парожидкостном слое, кг/с. Характерные зависимости СЬ от средней температуры парожидкост-ного слоя представлены на рисунке 13.

л - I'

о - 2;

□ - 3. 1

] г 1 -i

О С —9— О V

д

6 (Vtk),°C

3 4 (tc-tk),°C

а)

б)

при D = 150 мм; вакуум 90 %. Экспериментальные точки (1-3): 1 - G, = 0,5 - 0,65 м3/ч; 2 -1,2 - 2; 3 - 3,5 - 4,1.

Рисунок 13 - Тепло, выделившееся в газожидкостном слое гидролизата в зависимости от разности температуры: при пленочном (а) и при дисперсно-кольцевом режиме (б)

Для поддержания пленочного режима течения газожидкостного слоя, как наиболее интенсивного, рисунок 12 а, коаксиально к корпусу аппарата с зазором 50 мм устанавливалась перфорированная труба, выполненная из сетки с размером отверстий 2 4 мм, размещенных с шагом l,5d.

Наличие перфорированной вставки препятствует разрушению слоя и интенсифицирует теплообмен.

Для устранения уноса капель гидролизата с паром разработан и испытан тангенциальный сепаратор, который позволил снизить величину брызгоуноса до величины менее 0,2 % (рисунок 14 а).

При скорости пара в каналах сепаратора 20 + 35 м/с, гидравлическое сопротивление составило Р = 30 н- 150 Па, коэффициент гидравлического сопротивления - £ = 1,85 + 2,5. 2

Величина коэффициента теплоотдачи (6000 + 8000) Вт/(м -К).

..........п....._ 1

'а л i !

0--о ! i

Нтг □-1; !

0-2; \ д-3. !

q„ м /(м -ч)

10

15

(tc-tk),°C

а)

б)

а) экспериментальные точки (1 - 3): 1 - без перфорированной трубы, 2 - с перфорированной трубой, 3 - с перфорированной трубой и тангенциальным завихрителем. При Б = 0,15 м и величине вакуума 80 - 90 %; б) экспериментальные точки (1 - 3): 1 - объем рабочей жидкости - 200 кг; 2 -125 кг; 3 - 64 кг.

Рисунок 14 - Изменение брызгоуноса Е от удельной нагрузки паров гидролизата (а), и зависимость (б) количества тепла в паре, прошедшем через зеркало жидкости в приемной емкости, от разности температуры

Количество выделившегося тепла <34 (третья зона теплообмена) через зеркало жидкости, размещенной в приемной емкости, в большей степени зависит от ее объема (рисунок 14 б). С увеличением температуры жидкости происходит незначительное ее снижение, что обусловлено слабым перемешиванием гидролизата. Удельная паровая нагрузка составила не более 200 кг/(м3-ч), что согласуется с известными данными для промышленных установок.

При охлаждении гидролизата в исследованной установке достигается снижение концентрации фурфурола до 0,03 %, органических кислот - до 0,12 %. Получены исходные данные для конструирования пилотной установки, разработаны чертежи одноступенчатого, рисунок 15 а, и многоступенчатого пленочного вакуум испарителя для охлаждения гидролизата древесины производительностью 100 м3/ч.

4

рата

В одноступенчатом аппарате конденсация пара осуществляется в пленочном конденсаторе, установленном непосредственно в корпусе, а в многоступенчатом - пар конденсируется в выносных пленочных конденсаторах с турбулизирующими спиралями. Согласно полученным данным, пленочный вакуум-охладительный аппарат имеет в 5 раз меньшую металлоемкость, в три раза снижены габариты, по сравнению с камерным промышленным аппаратом.

Разработана конструкция малотоннажного пленочного вакуум выпарного испарителя. По сравнению с вакуумной установкой конструкции «Биохиммаш» предложенный аппарат работоспособен при низком температурном напоре теплоносителей (2-3 °С), имеет на порядок меньшее время пребывания жидкости на греющей поверхности (2 - 3 с) и сравнительно низкую температуру кипения. Концентрирование дрожжевой суспензии С. scottii в гравитациионно стекающей пленке позволило довести концентрацию биомассы до 550 кг/м3 прессованных дрожжей при устойчивом течении суспензии, без образования не смоченных участков трубы.

На рисунке 15в представлена насадка запатентованного пленочного теплообменника для испарительных установок, выполненного из профилированных пластин, которые обеспечивают пленочное течение по обе стороны теплопередающей поверхности и таким образом позволяют увеличить величину коэффициента теплопередачи в 8 раз, по сравнению с ко-жухотрубчатыми теплообменниками.

а) б) в) г)

а) - схема вакуум-охладительного аппарата; б) - насадки аппарата; в) - пакет

труб; г) - элемент пластины с винтовой шероховатостью 1 - штуцер для подачи гидролизата; 2 - сепаратор; 3 - пленочный конденсатор; - корпус аппарата; 5 - цилиндрические трубы; 6 - дополнительный штуцер;

7 - штуцер для вывода гидролизата; 8 - тангенциальный завихритель Рисунок 15 - Схема одноступенчатого вакуум-охладительного аппа-

Основные условные обозначения:

р - плотность гидролизата, кг/м3; с - коэффициент поверхностного натяжения гидролизата, Н/м; с - теплоемкость жидкости, кДж/(кг-К); Е - доля воздуха в паре, кг/кг; Б - поверхность трубы, м2; г - удельная теплота парообразования, кДж/кг; Г- объемная плотность орошения, м2/с; Д1 - средне логарифмическая разность температур, К; и - средняя скорость пара, рассчитанная по расходу пара, вышедшего из трубы, м/с; ув - коэффициент кинематической вязкости жидкости, м /с; уп - коэффициент кинематической вязкости пара, м2/с; - расход конденсата, кг/с; 50 - толщина стенки трубы, м; X - коэффициент теплопроводности жидкости, Вт/(м-К); Хо - коэффициент теплопроводности стенки трубы, Вт/(м-К); 0 - приведенная толщина пленки жидкости, м; <1 - диаметр трубы, м; q - удельная тепловая нагрузка, кВт/м2; I - длина теплообменного участка, м; II - температура жидкости в баке, °С; - температура жидкости на входе в корпус аппарата, °С; От - расход пара в рабочей жидкости, кг/с; т - масса вторичного пара, кг; а™ - коэффициент теплоотдачи в стекающей пленке воды, Вт/(м2-К); ак0„ - коэффициент теплоотдачи в пленке конденсата, Вт/(м2-К); арас - расчетный коэффициент теплоотдачи в стекающей пленке воды, Вт/(м2-К); а„аф - коэффициент теплоотдачи при нагревании в стекающей пленке воды, Вт/(м2-К); акт - коэффициент теплоотдачи при кипении в стекающей пленке воды, Вт/(м2-К); ак„п* - коэффициент теплоотдачи в стекающей пленке воды при мгновенном испарении, Вт/(м2-К); э/Ь - параметр шероховатости; Ь - высота выступа витков завихрителя, м; э - шаг витков завихрителя; - наружный диаметр витков завихрителя; Рабс - абсолютное давление, МПа; р„ - коэффициент массоотдачи, м/с; ДХ - разность влагосодержания над межфазной поверхностью и в газовом потоке; - коэффициент диффузии пара в воздухе, м2/с; Бс - критерий Шервуда; N11* = а„л в/Х - число Нуссельта; Кек0н = 4-\У/(яс1ук) - число Рейнольдса пленки конденсата; И.е = 4-0» /(жК) - число Рейнольдса пленки; Ке„ар = - число Рейнольдса пара; К = г/с-Д1 - критерий фазового перехода; Рг - число Прандтля; Ргст - число Прандтля теплообменной стенки трубы.

Основные результаты и выводы по работе

1. Получены уравнения для расчета коэффициента теплоотдачи при пленочной конденсации чистого пара, паров гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном трубчатом испарителе, установлены режимы взаимодействия фаз в зависимости от расхода пара. Наибольшее влияние скорости пара на интенсивность теплоотдачи наблюдается при его конденсации в переходном режиме. Снижение коэффициента теплоотдачи при конденсации в кольцевом режиме обусловлено брызгоуносом капель жидкости с поверхности пленки.

2. Разработан способ интенсификации процесса конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси, позволивший увеличить коэффициент теплоотдачи в 3 раза за счет обеспечения циркуляционных вихрей на межфазной поверхности, причем интенсификация процесса теплообмена начинает проявляться при значении критерия Рейнольдса парогазовой смеси, набегающей на обтекаемое тело, более Яе > 103. Величина коэффициента теплопередачи в пленочном испарителе составила до 8000 Вт/(м -К).

3. Исследована теплоотдача при испарении влаги с поверхности пленки гидролизата при ее нагревании, получены зависимости для расчета коэффициента тепло- и массоотдачи. Максимальное увеличение коэффи-

циента теплоотдачи при нагревании пленки жидкости достигнуто при высоте выступа винтовой шероховатости h = 0,25 мм и оптимальном параметре шероховатости s/h = 6. Подтверждены ранее полученные данные о снижении теплоотдачи с увеличением газосодержания в пленке жидкости.

4. Изучен процесс кипения в пленке гидролизата, технической воды и дрожжевой суспензии, стекающей по гидравлически гладкой и шероховатой поверхности труб, получены зависимости для определения коэффициента теплоотдачи. Установлено, что шероховатость, выполненная в виде метрической резьбы, не интенсифицирует процесс кипения. С увеличением высоты выступов винтовой шероховатости интенсивность теплоотдачи возрастает и при высоте выступа h = 1,5 мм составила максимальную величину.

5. Исследован теплообмен в пленке гидролизата при мгновенном испарении под вакуумом. Установлены режимы течения, определены начальный участок формирования газожидкостного слоя, величина газосодержания, эффективный коэффициент теплоотдачи.

6 Разработана и исследована вакуум-испарительная установка для охлаждения гидролизата древесины в трех зонах теплообмена. Получены зависимости для оценки количества выделяющегося тепла, наибольшая интенсивность тепловыделения достигается в газожидкостном слое при

пленочном режиме.

7 Разработана конструкция малотоннажного пленочного вакуумного испарителя для концентрирования дрожжевой суспензии и термолабильных продуктов, защищены патентом устройства, устраняющие разрушение газо-жидкостного слоя на поверхности цилиндрических труб и обеспечивающие пленочный режим течения с интенсивным тепловыделением, достигнуто снижение уноса жидкости со вторичным паром до 0,2 %.

8 Разработан и защищен патентом пленочный теплообменник для испарительных установок, обеспечивающий устойчивое пленочное течение по обе стороны теплопередающей поверхности, в котором достигается величина коэффициента теплопередачи до 5000 Вт/(м2 -К) и снижение металлоемкости в 3,5 раза.

10 На основании полученных экспериментальных данных запатентованы выпарные аппараты с нисходящей и восходящей пленкой суспензии разработаны конструкции промышленных испарителеи для охлаждения и облагораживания гидролизата древесины, представлены их технико-экономические показатели.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах:

1 Войнов НА. Теплообмен в пленочном трубчатом испарителе при кипении под вакуумом/ H.A. Войнов, Д.В. Тароватый, A.B. Кустов // Химическая промышленность сегодня. - 2008. - № 12. -С. 49- 52.

2 Войнов Н А. Гидродинамика ступени с тангенциальными завихри-телями / H.A. Войнов, Д.В. Тароватый, A.B. Кустов // Химическая промышленность сегодня. - 2009. - № 6. - С. 37 - 43.

3 Войнов H.A. Исследование вакуум-охладительной установки пленочного типа'/ H.A. Войнов, 7I.B. Тароватый, О.П. Жукова, Л.Н. Грошак // Химия растительного сырья. - 2010. - № 3. - С. 173 - 179.

4 Войнов H.A. Брызгоунос в пленке воды при нисходящем и восходящем прямотоке / H.A. Войнов, А.Н. Николаев, Д.В. Тароватый, A.B. Кустов // Химическая промышленность. - 2008. - Т.85, № 3. - С. 142 - 146.

5 Voinov N.A. Splash type mass transfer on the water film at downflow and up flow / N.A. Voinov, A.N. Nikolaev, D.V. Tarovatyi, A.V. Kustov // Russian Journal of Applied Chemistry. - 2008. - Vol. 81, N. 9. - P. 1686-1690. ^

6. Тароватый. Д.В. Пленочный трубчатый испаритель / Д.В. Тароватый, H.A. Войнов // Новые достижения в химии и химической технологии растительного сырья: материалы IV Всерос. конф. - Барнаул, 2009. - Кн. 1. -С. 225 - 227.

7 Войнов, H.A. Сопротивление вихревой контактной ступени. / H.A. Войнов, A.B. Кустов, Д.В. Тароватый // Лесной и химический комплексы - проблемы и решения: сб. ст. Всерос. науч.-практ. конф. студентов и молодых ученых. - Красноярск, 2007. - Т. 2. - С. 61-65.

8 Войнов, H.A. Теплообмен в пленке при адиабатном испарении. / НА Войнов, П.В. Тароватый, Л.Н. Грошак, A.A. Носорев // Лесной и химический комплексы - проблемы и решения: сб. ст. Всерос. науч.-практ. конф. студентов и молодых ученых. - Красноярск, 2008. - Т. 2. - С. 71 - 75.

9. Войнов, H.A. Пленочный трубчатый испаритель / H.A. Воинов, Д.В. Тароватый // Молодые ученые в решении актуальных проблем науки: сб. ст. Всерос. науч.-практ. конф. студентов и молодых ученых. - Красноярск, 2009.-Т.1. - С. 201 - 203.

10 Войнов H.A. Исследование теплообмена в пленке при кипении / H.A. Войнов, П.В. Тароватый, О.П. Жукова, E.H. Казанцев // Молодые ученые в решении актуальных проблем науки: сб. ст. Всерос. науч.-практ. конф. студентов, аспирантов и молодых ученых. - Красноярск, 2010. - Т.2. -

С 'п Пат. № 2324516 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22. Пленочный выпарной аппарат со стекающей пленкой / Войнов H.A., Тароватый ДЗ. - Заявка 2007108868/15, приоритет 09.03.07. Опубл. 20.05.08 Бюл. N° 14.

12. Пат. № 2324517 Российская Федерация МКИ B01/D 3/28. МКИ B01/D 53/18. Пленочный аппарат / Войнов H.A., Еременко H.A., Войнов А.Н., Тароватый Д.В. - Заявка 2007101783/15, приоритет 17.01.07. Опубл.

20.05.08. Бюл. № 14.

13. Пат. № 2354429 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22. Пленочный выпарной аппарат с восходящей пленкой / Войнов Н.А, Тароватый

д.В„ Войнов А.Н. - Заявка 2008106130/15, приоритет 18.02.08. Опубл.

10.05.09. Бюл. № 13. л ^

14. Пат. №2332246 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22, МКИ B01/D 3/28 Пленочный тепломассообменный аппарат / Войнов H.A., Тароватый Д.В., Войнов А.Н.- Заявка 2007118870/15, приоритет 21.05.07.

Опубл. 27.08.08. Бюл. № 24.

15. Пат. №2424031 Российская Федерация МПК B01D1/22 С1. Пленочный выпарной аппарат со стекающей пленкой / Войнов, H.A. Тароватый, д.В. Жукова, О.П. - Заявка 2009147624/05, приоритет 21.12.2009. Опубл. 20.07.2011. Бюл. №20.

Подписано в печать 14.11.2011. Формат 60x84 1/16. Усл. печ. 1,0. Изд. №5/8. Заказ № 1310. Тираж 100 экз.

Редакционно-издательский центр СибГТУ 660049, г. Красноярск, пр. Мира, 82 факс (391) 211-97-25, тел. (391) 227-69-9

Введение.

1. Сравнительный анализ пленочных испарителей, используемых в технологических линиях по переработке растительного сырья.

1.1 Анализ пленочных испарителей.

1.1.1 Вакуум-охладительные установки.

1.1.2 Пленочные испарители.

1.2 Обзор известных данных теплообмена в пленке жидкости.

1.2.1 Устойчивость пленочного течения.

1.2.2 Теплоотдача в пленке, стекающей по шероховатой поверхности при нагревании.

1.2.3 Теплообмен при кипении в пленке.

1.2.4 Теплообмен при конденсации.

2. Методическая часть.

2.1 Экспериментальные установки.

2.2 Методика обработки данных.

3. Исследование теплообмена в пленочном испарителе.

3.1 Теплообмен при конденсации водяного пара в пленочном испарителе.

3.1.1 Теплоотдача при конденсации паровоздушной смеси.

3.1.2 Интенсификация процесса конденсации паровоздушной смеси.

3.2 Теплоотдача при нагревании пленки жидкости в испарителе.

3.3 Тепломассообмен при испарении влаги с поверхности пленки.

3.4 Теплообмен при кипении в стекающей пленке жидкости в испарителе.

3.4.1 Теплообмен при кипении в пленке, стекающей по гидравлически гладкой поверхности труб.

3.4.2 Теплообмен при кипении в пленке, стекающей по поверхности труб с искусственной винтовой шероховатостью.

3.4.3 Теплообмен при мгновенном испарении.

Как показывает анализ аппаратурного оснащения технологических линий по переработке растительного сырья, доля теплообменного оборудования составляет более 0,5, в которых осуществляются процессы конденсации, кипения, нагревания, охлаждения и испарения.

Для охлаждения рабочих жидкостей (гидролизат древесины, оборотная вода, продукты промышленной переработки - барда, питательные среды, нейтрализаты и т. д.) применяются вакуум охладительные установки, реже кожухотрубчатые и пластинчатые теплообменники, которые имеют внушительные габариты и металлоемки. Например, вакуум установки для охлаждения нейтролизата древесины производительностью 100 м3/ч имеют высоту 17 метров, диаметр - 2,6 м, массу 46 тонн, в заполненном состоянии -137 тонн, поверхность конденсаторов 800 м2, что требует больших капитальных затрат, массивных металлоконструкций и опор. Большие габариты современных вакуум-охладительных установок обусловлены, с одной стороны, слабой интенсификацией мшновенного испарения в камерах, что требует выполнения большой поверхности испарения (объем камер и их количества), с другой стороны, низкой теплопередачей при конденсации паровоздушной смеси в теплообменниках установки, в которых, даже при использовании чистых поверхностей, коэффициент теплопередачи не превышает 300 Вт/(м -К).

Для концентрирования суспензий, локальной очистки стоков, получения дистиллированной воды при приготовлении промышленных сред и водоподготовке используются металлоемкие и габаритные выпарные установки. В этой связи, для выпаривания щелоков в целлюлозно-бумажном производстве или при концентрировании биомассы, полученной на гидролизате растительного сырья, используются выпарные станции с пленочными аппаратами. Количество аппаратов достигает семи, их высота при производительности - 100 м3/ч и общей массе - 65 тонн составляет - 19,4 м, диаметр -5 м. Большие габариты таких установок вызваны низкими коэффициентами теплоотдачи при кипении в пленке и конденсации пара вследствие слабой интенсификации процессов, неустойчивого течения пленки и наличия брызгоуноса. Кроме того, отсутствуют общепринятые единые рекомендации по определению режимов течения и расчету коэффициентов теплоотдачи, что не позволяет проводить оптимизацию установок в целом и приводит к большим капитальным и текущим затратам. Несовершенны также выпарные вакуумные установки малотоннажных производств, предназначенные для переработки термолабильных суспензий, в частности, продуктов микробиологического синтеза и экстрактов растительного сырья. Современные, например, отечественные вакуум установки УВВ-50, разработанные «Биохиммаш» [12], обусловливают существенный перегрев продуктов переработки при их контакте с поверхностью труб греющей камеры, и не обеспечивают глубокий вакуум из-за наличия столба жидкости в аппарате, что требует поиска более совершенных опытно-промышленных установок.

Для охлаждения и нагревания промышленных сред в рассматриваемых технологических линиях [1], в большом количестве используются теплообменники, реализующие однофазное течение теплоносителей. Вследствие низких значений коэффициентов теплоотдачи, который не л превышают в основном 1000 - 2000 Вт/(м -К), теплообменное оборудование имеет большие габариты, металлоемко и инертно при эксплуатации.

Для повышения коэффициентов теплоотдачи в рассматриваемом выше оборудовании предлагается использование пленочного течения теплоносителей по обе стороны теплопередающей поверхности, а также применение в качестве турбулизаторов винтовой искусственной шероховатости, которая, кроме того, обеспечивает устойчивое пленочное течение. Хотя принципы конструирования пленочных аппаратов разработаны сравнительно давно, их широкое внедрение в промышленность сдерживается недостаточной конструктивной проработкой и изученностью теплообмена в них, а также отсутствием надежных обоснованных рекомендаций для промышленного использования. Несмотря на многочисленные исследования в этой области, вследствие сложной структуры исследуемых теплообменных процессов, для каждого типа аппаратов приходится пока устанавливать свои зависимости для расчета теплообменных параметров.

Особенностью работы является то, что разработанные методы интенсификации процессов апробированы в опытно-промышленном пленочном вакуум-аппарате, что повышает достоверность полученных результатов исследования.

Тема диссертации. Совершенствование пленочных испарителей для обработки продуктов на основе гидролизата растительного сырья.

Цель работы. Совершенствование пленочных трубчатых испарителей путем интенсификации процессов теплообмена.

Для достижения цели сформулированы следующие задачи:

1. Изучить и интенсифицировать процесс конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси при слабых и сильных взаимодействиях в пленочном трубчатом испарителе при вакууме и избыточном давлении.

2. Интенсифицировать процесс кипения в турбулентной стекающей пленке гидролизата и технической воды и обеспечить ее устойчивое течение.

3. Интенсифицировать процесс мгновенного испарения гидролизата древесины под вакуумом и апробировать результаты исследования в пленочной вакуум-установке для его охлаждения.

4. Разработать конструкции: вакуум-охладительного аппарата для обработки гидролизата, пленочного испарителя для концентрирования дрожжевой суспензии, пленочного теплообменника.

Научная новизна работы

Впервые исследован процессы мгновенного испарения гидролизата древесины, технической воды и конденсации паровоздушных смесей в пленочном трубчатом аппарате и установлены его гидродинамические и теплообменные параметры.

Разработан способ интенсификации процесса пленочной конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси, позволивший повысить величину коэффициента теплоотдачи в 3 раза, и установлено значение критерия Рейнольдса, вызывающее интенсифицирующее воздействие циркуляционных вихрей на процесс.

Получены критериальные зависимости для расчета значения коэффициента теплоотдачи при конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном испарителе, установлены режимы взаимодействия фаз и закономерности теплоотдачи, в зависимости от расхода пара, доли в нем воздуха и величины давления.

Представлены зависимости для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении в стекающей пленке воды и дрожжевой суспензии. Установлено, что наличие искусственной винтовой шероховатости на стенке способствует интенсификации теплообмена. Максимальное увеличение теплоотдачи при кипении в 1,7 раза достигнуто при высоте выступов шероховатости 1,5 мм.

Практическая значимость

На основании результатов исследования мгновенного испарения гидролизата древесины в пленочном вакуум - охладителе получены исходные данные для проектирования пилотной испарительной установки.

Усовершенствованы и запатентованы конструкции пленочных испарителей для обработки гидролизата и концентрирования дрожжевой суспензии полученной на его основе, сравнение технико-экономических показателей которых с действующими промышленными образцами показало их преимущество в плане снижения габаритов и металлоемкости.

Впервые разработана и запатентована конструкция пленочного теплообменника для испарительных установок, обеспечивающая устойчивое течение жидкости по обе стороны теплопередающей поверхности цилиндрических каналов, выполненных из профилированных пластин, и позволившая снизить металлоемкость, по сравнению с существующими промышленными аналогами, в 3,5 раза.

Положения, выносимые на защиту

Интенсивность теплоотдачи при конденсации пара гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном трубчатом аппарате в большей степени зависит от режима течения конденсата, критерия фазового перехода и интенсивности отвода неконденсирующихся газов с межфазной поверхности, а также от состояния профиля температуры. Установлено три режима взаимодействия пара гидролизата с пленкой конденсата, наибольшее влияние скорости пара на процесс конденсации наблюдается в переходном режиме, аналогично, как и при нагревании при дисперсно-кольцевом режиме, наблюдается снижение теплообмена, вызванное брызгоуносом.

При нагревании пленки гидролизата максимальные коэффициенты теплоотдачи достигаются при высоте выступов винтовой искусственной шероховатости 0,25 мм. Подтверждено, что снижение теплоотдачи при выполнении высоты большой величины вызвано образованием пузырьков воздуха в гидролизате за счет снижения теплопроводности газо-жидкостной смеси. Впервые показано, что при нагревании пленки гидролизата паром следует учитывать влияние на теплообмен тепловой нагрузки.

Наиболее интенсивное испарение с поверхности стекающей пленки жидкости происходит при турбулизации пленки теплоносителя винтовой искусственной шероховатостью и вызвано высоким перемешиванием паровоздушной смеси на межфазной поверхности между выступами шероховатости.

Выявлено, что в стекающей пленке, контактирующей с атмосферным воздухом, при низких тепловых нагрузках происходит интенсификация процесса кипения, вызванная конденсацией вторичного пара в слоях, охлажденных испарением пленки жидкости.

Впервые установлено что, наличие пузырьков воздуха в стекающей пленке, генерируемых выступами шероховатости, способствует интенсификации теплообмена при кипении, максимальное увеличение теплоотдачи при этом в 1,7 раза достигнуто при высоте выступов шероховатости равной 1,5 мм. Выполнение на поверхности труб метрической резьбы не увеличивает, в исследуемом диапазоне тепловых нагрузок, дополнительных центров конденсации и не способствует интенсификации процесса кипения в пленке из-за отсутствия циркуляционных вихрей в ней.

Получены результаты исследования процесса кипения гидролизата древесины и, конденсации паровоздушной смеси в пленочной вакуум-охладительной установке, а также гидродинамические и теплообменные параметры, стекающего газо-жидкостного слоя.

Способ интенсификации процесса конденсации пара и паровоздушной смеси осуществлен путем набегания потока на винтовую спираль, обеспечивающую отрывные циркуляционные вихри, перемещающиеся вдоль теплопередающей поверхности и позволившие повысить величину коэффициента теплоотдачи до 3 раз. Максимальная интенсификация теплоотдачи достигается при выполнении спирали с параметром шероховатости s/h = 3 - 7. Интенсифицирующее воздействие циркуляционных вихрей начинает проявляться при достижении значения числа Рейнольдса парогазовой смеси, набегающей на обтекаемое тело, равном Reh > 10 . Воздействие турбулизирующих вставок на интенсификацию теплообмена наблюдается, как при конденсации паровоздушной смеси, так и при конденсации чистого водяного пара.

Пленочный трубчатый теплообменник из профилированных пластин, обеспечивающий устойчивое пленочное течение по обе стороны теплопередающей поверхности, в котором достигнута величина коэффициента оу теплопередачи до 2000 Вт/(м -К) и снижена металлоемкость в 3,5 раза.

Установку для охлаждения гидролизата под вакуумом, позволяющую снизить температуру гидролизата до заданных значений, достигнуть уменьшение концентрации фурфурола до 0,03 %, органических кислот - 0,12 %.

Конструкции пленочных аппаратов (вакуум-охладительная установка, испаритель для термолабильных продуктов), а также запатентованные устройства, интенсифицирующие процесс мгновенного испарения, пленочные испарители с восходящим и нисходящим течением фаз.

Апробация работы. Результаты работы представлены: на Всероссийской конференции «Новые достижения в химии и химической технологии растительного сырья» (Барнаул, 2009 г.); Международной выставке «Технодрев. Сибирь» (г. Красноярск, 2010); Всероссийских научно-практических конференциях «Лесной и химический комплекс - проблемы и решения» (г. Красноярск, 2006 - 2010 гг.).

Работа выполнена по плановой тематике на кафедре «Машины и аппараты промышленных технологий» Сибирского государственного технологического университета в 2011 году.

Основные выводы и результаты

1. Получены уравнения для расчета коэффициента теплоотдачи при пленочной конденсации чистого пара, паров гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном трубчатом испарителе, установлены режимы взаимодействия фаз в зависимости от расхода пара. Наибольшее влияние скорости пара на интенсивность теплоотдачи наблюдается при его конденсации в переходном режиме. Снижение коэффициента теплоотдачи при конденсации в кольцевом режиме обусловлено брызгоуносом капель жидкости с поверхности пленки.

2. Разработан способ интенсификации процесса конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси, позволивший увеличить коэффициент теплоотдачи в 3 раза за счет обеспечения циркуляционных вихрей на межфазной поверхности, причем интенсификация процесса теплообмена начинает проявляться при значении критерия Рейнольдса парогазовой смеси, набегающей на обтекаемое тело, более Re > 10 . Величина коэффициента л теплопередачи в пленочном испарителе составила до 8000 Вт/(м -К).

3. Исследована теплоотдача при испарении влаги с поверхности пленки гидролизата при ее нагревании, получены зависимости для расчета коэффициента тепло- и массоотдачи. Максимальное увеличение коэффициента теплоотдачи при нагревании пленки жидкости достигнуто при высоте выступа винтовой шероховатости h = 0,25 мм и оптимальном параметре шероховатости s/h = 6. Подтверждены ранее полученные данные о снижении теплоотдачи с увеличением газосодержания в пленке жидкости.

4. Изучен процесс кипения в пленке гидролизата, технической воды и дрожжевой суспензии, стекающей по гидравлически гладкой и шероховатой поверхности труб, получены зависимости для определения коэффициента теплоотдачи. Установлено, что шероховатость, выполненная в виде резьбы, не интенсифицирует процесс кипения. С увеличением высоты выступов винтовой шероховатости интенсивность теплоотдачи возрастает и при высоте выступа Ъ. = 1,5 мм составила максимальную величину.

5. Исследован теплообмен в пленке гидролизата при мгновенном испарении под вакуумом. Установлены режимы течения, определены начальный участок формирования газожидкостного слоя, величина газосодержания, эффективный коэффициент теплоотдачи.

6. Разработана и исследована вакуум-испарительная установка для охлаждения гидролизата древесины в трех зонах теплообмена. Получены зависимости для оценки количества выделяющегося тепла, наибольшая интенсивность тепловыделения достигается в газожидкостном слое при пленочном режиме.

7. Разработана конструкция малотоннажного пленочного вакуумного испарителя для концентрирования дрожжевой суспензии и термолабильных продуктов, защищены патентом устройства, устраняющие разрушение газожидкостного слоя на поверхности цилиндрических труб и обеспечивающие пленочный режим течения с интенсивным тепловыделением, достигнуто снижение уноса жидкости со вторичным паром до 0,2 %.

8. Разработан и защищен патентом пленочный теплообменник для испарительных установок, обеспечивающий устойчивое пленочное течение по обе стороны теплопередающей поверхности, в котором достигается величина л коэффициента теплопередачи до 5000 Вт/(м -К) и снижение металлоемкости в 3,5 раза.

10. На основании полученных экспериментальных данных запатентованы выпарные аппараты с нисходящей и восходящей пленкой суспензии, разработаны конструкции промышленных испарителей для охлаждения и облагораживания гидролизата древесины, представлены их технико-экономические показатели.

1. Холькин, Ю. И. Технология гидролизных производств Текст./ Ю.И. Холькин. М.: Лесн. пром-сть, 1989. - 496 с.

2. Войнов, Н. А. Анализ пленочных испарителей для обработки (облагораживания и охлаждения) гидролизата древесины Текст. / Н. А. Войнов, Ю. В. Плеханов // Химия растительного сырья. 2004. - № 2. - С. 83-96.

3. А.с. 1572672 СССР. Тепломассообменный аппарат Текст./ Н. А. Войнов, А. А. Юдаков, В. А. Марков, Н. А. Николаев. Заявка 4410862/31-26. - Опубл. 23.06.90. - Бюл. № 23.

4. Пат. № 2260466 Российская Федерация. МПК В01/Б 3/28. Пленочный аппарат Текст./ Н. А. Войнов, Н. А. Еременко, А. Н. Войнов. -№2004135150/15; опубл. 20.09.05, Бюл. № 26.

5. Улучшение экологичности и повышение экономичности биохимических производств Текст. / Н. А. Войнов [и др.] // Химия растительного сырья. 1998. - № 1. - С. 33 - 43.

6. Житкова, Н. Ю. Очистка газовых выбросов при переработке растительного сырья Текст.: автореф. дис. канд. техн. наук: 05.21.03 / Н. Ю. Житкова. Красноярск, 2000. - 23 с.

7. Шарков, В. И. Технология гидролизных производств Текст. / В. И. Шарков. М.: Лесн. пром-сть, 1973. - 408 с.

8. Таубман, Е. И. Выпаривание. Процессы и аппараты химической и нефтехимичесой технологии Текст. / Е. И. Таубман. М.: Химия, 1982. - 328 с.

9. Лабунцов, Д. А. Теплоотдача при пленочной компенсации чистых паров на вертикальных поверхностях и горизонтальных трубах Текст./ Д. А. Лабунцов // Теплоэнергетика. 1957. - №7. - С. 12- 80.

10. Доманский, И. В. Машины и аппараты химических производств: Примеры и задачи Текст.: учеб. пособие для студентов втузов, обучающихся по специальности Машины и аппараты химических производств /

11. И. В. Доманский, В. П. Исаков, Г. М. Островский; под общ. ред. В. Н. Соколова. JL: Машиностроение, Ленингр. отд-ние, 1982. - 384 с.

12. Пат. № 2314139 Российская Федерация МКИ B01/D 3/28. Пленочный выпарной аппарат со стекающей пленкой / Войнов Н. А., Карпеза А. Г., Войнов А. Н. № 2006110821/15; опубл. 10.01.08, Бюл. № 14.

13. Пат. № 2116102 Российская федерация. МПК B01/D 1/00. Вакуум-выпарная установка / Е. И. Бубнов, И. Г. Гусев. № 97111539/25; опубл. 21.07.98, Бюл. №5.

14. Войнов, Н. А. Теплообмен в пленочном трубчатом испарителе при кипении под вакуумом Текст. / H.A. Войнов, Д. В. Тароватый, А. В. Кустов // Химическая промышленность сегодня. 2008. - №12. - С. 49 - 52.

15. A.c. 1579515 СССР. Пленочный выпарной аппарат Текст. / Н. А. Войнов [и др.]. Опубл. 1990, Бюл. № 27.

16. Кутателадзе, С. С. Теплоотдача при конденсации и кипении Текст. / С. С. Кутателадзе. Л.: Машгиз, 1952. - 232 с.

17. Войнов, Н. А. Пленочные трубчатые газо-жидкостные реакторы Текст. / Н. А. Войнов, Н. А. Николаев. Казань: Отечество, 2008. - 272 с.

18. Пат. № 2324517 Российская Федерация МКИ B01/D 3/28. МКИ B01/D 53/18. Пленочный аппарат / Войнов Н. А., Еременко Н. А., Войнов А. Н., Тароватый Д. В. № 2007101783/15, приоритет 17.01.07; опубл. 20.05.08, Бюл. № 14.

19. Пат. № 2354429 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22. Пленочный выпарной аппарат с восходящей пленкой / Войнов Н. А, Тароватый Д. В., Войнов А. Н. № 2008106130/15, приоритет 18.02.08; опубл. 10.05.09, Бюл. № 13.

20. Тананайко, Ю. М. Методы расчета и исследования пленочных процессов Текст. / Ю. М. Тананайко, Е. Г. Воронцов. Киев: Техника, 1975. -312 с.

21. Пат. №2332246 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22, МКИ B01/D 3/28. Пленочный тепломассообменный аппарат / Войнов Н. А., Тароватый Д. В., Войнов А. Н.- № 2007118870/15, приоритет 21.05.07; опубл. 27.08.08, Бюл. № 24.

22. Соколов, В. Н. Газожидкостные реакторы Текст. / В. Н. Соколов, И. В. Доманский. JL: Машиностроение, 1976. - 216 с.

23. Войнов, Н. А. Теплоотдача в пленке воды, стекающей по теплопередающей поверхности, при контакте с воздухом Текст. / Н. А. Войнов, Н. А. Еременко, Н. А. Николаев // Теплоэнергетика. 2007. - № 4. - С. 84 - 89.

24. Davies, J.T. Heat transfer from turbulent falling films of water and non-newutonian solutions, on smooth and on ridged plates Text. / J.T. Davies, A.M. Shawki // Chem.Eng.Science. 1974. - V.29, № 28. - P. 1801 - 1808.

25. Кутепов, А. М. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании Текст. / А. М. Кутепов, JI. С. Стерман. М.: Высш. шк., 1977. - 352 с.

26. Рычков, А. И. Исследование теплообмена при кипении растворов едкого натра в тонком слое Текст. / А. И. Рычков, В. К. Поспелов // Химическая промышленность. 1959. - № 5. - С. 56.

27. Heat transfer in falling film long-tube vertical evaporators Text. / J. R. Sinek [et all] // Chem. Engine. Prog, 1962. V. 58, № 12. - P. 74 - 80.

28. Федоткин, И. М. Об изменении интенсивности теплообмена вдоль поверхности, орошаемой тонкой пленкой жидкости Текст. / И. М. Федоткин, В. Р. Фирисюк // Межведомственный республиканский сборник. Тепломассообмен, 1968. С. 182.

29. Калишевич, Ю. И. Экспериментальная оценка теплообмена при испарении в нисходящей пленке Текст. / Ю. И. Калишевич, Е. И. Таубман, Ю. Д. Кожелупенко // Инж. физ. журнал. 1971. - Т. 21, № 6. - С. 1039 - 1043.

30. Доманский, И. В. Теплоотдача в падающей пленке жидкости Текст. / И. В. Доманский, В. Н. Соколов // ЖПХ. 1967. - № 1. - С. 66 - 71.

31. Struve, Н. Heat transfer in falling film evaporation of liquid Text. / H. Struve // VDI Forschungsheft 534. - 1969. - P. 36.

32. Соколов, H. В. Аппараты микробиологической промышленности Текст. / Н. В. Соколов, М. А. Яблокова // JL: Машиностроение. Ленингр. отд-ние. 1988. - 278 с.

33. Гимбутис, Г. Теплообмен при гравитационном течении пленки жидкости Текст. / Г. Гимбутис. Вильнюс: Мокслас. - 1988. - 232 с.

34. Исаченко, В. П. Теплопередача Текст.: учеб. для вузов, Изд. 3-е, перераб. и доп. / В. П. Исаченко. М.: Энергия, 1975. 488 с.

35. Исаченко, В. П. Теплообмен при конденсации Текст. / В. П. Исаченко. М.: Энергия, 1977. 240 с.

36. Илларионов, Ю. Т. Исследование теплоотдачи при конденсации водяного пара в вертикальных трубах Текст.: дис. . канд. тех. наук / Ю. Т. Илларионов. Л., 1974. - 160 с.

37. Цветков, Ф. Ф. Тепломассобмен Текст.: учеб. пособие для вузов. -2-е., испр. и доп / Ф. Ф. Цветков, Б. А. Григорьев. М.: Издательство МЭИ, 2005.-550 с.

38. Миропольский, 3. Л. Теплоотдача при конденсации пара высокого давления внутри труб Текст. / 3. Л. Миропольский // Теплоэнергетика. 1962. - № 3. - С. 79-83.

39. Бойко, JI. Д. Теплоотдача при конденсации пара в трубе Текст. / Л. Д. Бойко, Г. Н. Кружилин // Энергетика и транспорт. 1966. - № 5. - С. 113128

40. Кутателадзе, С. С. Теплообмен при конденсации пара внутри вертикальных труб Текст. / С. С. Кутателадзе [и др.] // Энергетика. 1961. -№11.- С. 63 -69.

41. Wave frequency of falling liquid films and the effect on reflux condensation in vertical tubes Text. / U. Gross [et all] // International journal of Multiphase Flow. 2009. - V35. - P. 398 - 409.

42. Film condensation of water in a vertical tube with countercurrent vapour flow Text. / S. Thumm [et all] // International journal of Heat and Mass Transfer. -2001.- V44.- P. 4245-4256.

43. The numerical compution of the evaporative cooling of falling water film in turbulent mixed convection inside a vertical tube Text. / M. Feddaoui [et all] // International Communications in Heat and Mass Transfer. -2006. V33. - P. 917 - 927.

44. Давлетшин, Ф. M. Интенсификация теплообмена при дисперсно-кольцевом течении газожидкостного потока в каналах Текст. / Ф. М. Давлетшин, А. А. Овчинников, Н. А. Николаев. Казань: Изд-во КГУ, 2001.-88 с.

45. Плановский, А. Н. Процессы и аппараты химической технологии Текст./ А. Н. Плановский, В. М. Рамм, 3. К. Соломон. М.: Химия, 1968. - 847 с.

46. Тепломассообмен и волны в газожидкостных системах Текст. / С. С. Кутателадзе [и др.]. М. - Новосиб.: Наука, 1984. - 302 с.

47. Солодов, А. П. Исследование теплоотдачи при конденсации пара на мелковолнистых трубах Текст. / А. П. Солодов, В. П. Исаченко // Тр. МЭИ. -М., 1965. Вып. 63. - С. 85 - 95.

48. Исаченко, В. П. Интенсивность и режимы теплообмена при конденсации водяного пара в вертикальной трубе Текст. / В. П. Исаченко, Ф. Саломзода// Теплоэнергетика. 1968. - № 5. - С. 84 - 87.

49. Исследование теплообмена при пленочной конденсации водяного пара в вертикальной трубе Текст. / В. П. Исаченко [и др] // Теплоэнергетика. -1974. № 9. - С.15 - 18

50. Исследование теплоотдачи при конденсации водяного пара внутри вертикальной трубы Текст. / В. П. Исаченко, [и др.] // Тр. МЭИ, 1965. -Вып. 63. С. 97 - 106.

51. Бобе, JI. С. Тепло- и массообмен при конденсации пара из парогазовой смеси при турбулентном течении внутри трубы Текст. / JI. С. Бобе, В. А. Солоухин // Теплоэнергетика. -1972. № 9. - С. 27 - 30.

52. Волков, Ю. А. Тепло- и массобмен при ламинарной пленочной конденсации пара на вертикальной поверхности из вынужденного потока парогазовой смеси Текст.: дис. . канд. тех. наук / Ю. А. Волков. М., 1983. -164 с.

53. Confective condensation of vapor in the presence of a non-condensable gas of high concentration in laminar flow in a vertical pipe flow Text. / V. Dharma Rao [et all] // International journal of Heat and Mass Transfer. 2008. - V51. -P. 6090-6101.

54. Reflux condensation of flowing vapor and non-condensable gases counter-current to laminar liquid film in a vertical tube Text. / Y. Liao [et all] // Nuclear Engineering and Desing. 2009. - V239. - P. 2409 - 2416.

55. Laminar film condensation in a vertical tube in the presence of noncondensable gas Text. / S. Revankar [et all] // Applied Mathematical Modelling. -2005.-V29.-P. 341 -359.

56. Numerical solution of film condensation from turbulent flow of vapor-gas mixtures in vertical tubes Text. / M.K. Groff [et all] // International journal of Heat and Mass Transfer. 2007. - V50. - P. 3899 - 3912.

57. Николаев, Н. А. Закономерности гидродинамики и массопереноса в турбулентных пленках жидкости Текст. / Н. А. Николаев, Н. А. Войнов // Изв. вузов. Химия и хим. технология. 1991. - № 12. - С. 3 - 25.

58. Жи-у, Ян. Влияние постоянной скорости отсоса на пленочную конденсацию при ламинарном течении конденсата на пористой вертикальной стенке Текст. / Ян Жи-у // Теплопередача. 1970. - Т. 92. - № 2. - С. 43 - 48.

59. Данилова, Г. H. О методике расчета коэффициента теплоотдачи при конденсации фреонов на пучке оребренных труб Текст. / Г. Н. Данилова, О. П. Иванов, С. В. Хижняков // Холодильная техника. 1968. - № 6. - С.10 - 14.

60. Зозуля, Н. В. Пленочная конденсация пара на мелкоребристой поверхности Текст. / Н. В. Зозуля, В. П. Боровков, В. А. Карху // Вопросы технической теплофизики. Киев: Наукова думка, 1968. - С. 3 - 7.

61. Katz, D. L. Condensation on six finned tubes in a vertical row Text. / D. L. Katz, J. M. Geist // Trans of the ASME. 1948. - V 70, № 8. - P. 907 - 914.

62. Карху, В. А. Теория пленочной конденсации пара на вертикальном ребристом профиле Текст. / В. А. Карху // Вопросы технической теплофизике.- Киев: Наукова думка, 1969. вып.2. - С. 34 - 38

63. Зозуля, Н. В. Анализ процесса пленочной конденсации пара на вертикальной мелкоребристой поверхности Текст. / Н. В. Зозуля В. А. Карху // Прикладная механика и теоретическая физика. 1968. - № 3. - С. 93 - 97.

64. Effect of vapour velocity on condensation of atmospheric pressure steam on integral-fin tubes Text. / S. Namasivayam [et all] // Applied Thermal Engineering. 2004. - V24. - P. 1353 - 1364.

65. Maheshwari, N. K. Investigation on condensation in presence of a no condensable gas for a wide range of Reynolds number Text. / N.K. Maheshwari, D.

66. Saha, R. К. Sinha, M. Aritomi // Nuclear Engineering and Design. India, 2003. -P. 219-238.

67. Войнов, H. А. Пленочные биореакторы Текст. / H. А. Войнов, Е. В. Сугак, Н. А. Николаев // Красноярск: Боргес, 2001. 252 с.

68. Войнов, Н. А. Массоотдача в пленке гидролизата в трубчатом абсорбере Текст. / Н. А. Войнов, А. Н. Николаев, Н. А. Еременко,

69. A. Г. Карпеза //Химия растительного сырья. 2006. - № 2. - С. 51 - 60.

70. Гогонин, И. И. Теплообмен при конденсации на вертикальной трубе Текст. / И. И. Гогонин, А. Р. Дорохов, В. И. Сосунов // ИФЖ. 1978. - Т. 35, № 16.-С. 1050- 1058.

71. Войнов. Н. А. Теплообмен в пленке, стекающей по поверхности с винтовой шероховатостью Текст. / Н.А. Войнов, Н. А. Еременко, К. В. Гурулев // Изв. Вузов. Химия и хим. технология. 2006. - Т. 49, № 5. -С. 84 - 89.

72. Войнов, Н. А. Брызгоунос в пленке воды при нисходящем и восходящем прямотоке Текст. / Н. А. Войнов, А. Н. Николаев, Д. В. Тароватый, А. В. Кустов // Химическая промышленность. Т. 85, № 3. - 2008. -С. 142 - 146.

73. Войнов, Н. А. Расчет гидродинамических, тепло- и массообменных параметров в аппаратах со стекающей пленкой Текст. / Н. А. Войнов, Е. В. Сугак,

74. B. Н. Щербаков. Красноярск: КГТА, 1996. - 77 с.

75. Кулов, Н. Н. Гидродинамика и массообмен в нисходящих и двухфазных пленочных-дисперсных потоках Текст.: дис. . докт. тех. наук / Н. Н. Кулов. М., 1984. - 409 с.

76. Живайкин, JI. Я. Гидравлическое сопротивление при нисходящем двухфазном потоке в пленочных аппаратах Текст. / JI. Я. Живайкин, Б.П. Волгин // Химическая промышленность. 1963. - № 6. - С. 45 - 49.

77. Живайкин, Л. Я. О толщине водяной пленки на вертикальных поверхностях аппаратов Текст. / Л. Я. Живайкин // Труды Уральского химического института, 1967. Вып. № 14. - С. 55 - 60.

78. Иванов, М. Е. Перепад давления при пленочном газожидкостном восходящем потоке Текст. / М. Е. Иванов, Э. С. Арустамян, М. К. Рустамбеков // Химическая промышленность. 1969. - № 1. - С. 64 - 67.

79. Соо, К. М. О перепаде давления при восходящем течении жидкостной пленки в вертикальной трубе Текст. / К. М. Соо, Э.К. Сийрде // Сборник трудов Таллиннского политехнического института. -1971.-№303.-С. 57-65.

80. Юдаев, Б. Н. Теплопередача Текст. / Б. Н. Юдаев // М.: Высш. шк., 1973. 360 с.

81. Кутателадзе, С. С. Основы теории теплообмена Текст. / С. С. Кутателадзе. М.: Атомиздат, 1979. - 416 с.

82. Гидравлика газо-жидкостных систем Текст. / С. С. Кутателадзе [и др.]. М.: Энергия, 1976. - 300 с.

83. Денни. Ламинарная пленочная конденсация воздушно-паровой смеси при вынужденном течении вниз по вертикальной поверхности Текст. / Денни, Миллс, Джусионис // Теплопередача. -1971. Т. 93, № 3. - С. 41 - 48.

84. Zhu, А. М. Effects of high fractional no condensable gas on condensation in the dew evaporation desalination process Text. / A. M. ,Zhu, S. C. Wang, J. X. Sun, L. X. Xie, Z. Wang // Desalination. China, 2006. - P. 128 137.

85. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии Текст. / К. Ф. Павлов [и др.]; под ред. чл. корр. АН СССР П.Г. Романкова. Л.: Химия, 1987. - 576 с.

86. Mohammad, Islam. Liquid film and droplet flow behavior and heat transfer characteristics of herringbone microfin tubes Text. / Islam Mohammad Ariful, Miyara Akio // Int.J. Refrig. 2007. - V30, № 8. - C. 1408 - 1416.

87. Николаев, H. А. Гидродинамические закономерности пленочного течения жидкости по шероховатой поверхности Текст. / Н. А. Николаев, В.Ф. Харин // Теоретические основы химической технологии. 1974. - Т. 8, №5.-С. 712-719.

88. Овчинников, А. А. Основы гидромеханики двухфазных сред Текст. / А. А. Овчинников, А. Н. Николаев. Казань: Казанский гос. технолог, ун-т, 1998.- 112 с.

89. Войнов, Н. А. Теплоотдача в пленке жидкости, стекающей по гладкой и шероховатой поверхности Текст. / Н. А. Войнов Н. А. Николаев, А. Н. Николаев // Теоретические основы химических технологий. 1998. - Т. 32, №1.- С. 28 -32.

90. Ляндзберг, А. Р. Вихревые теплообменники и конденсация в закрученном потоке Текст. / А. Р. Ляндзберг, А. С. Латкин // Петропавловск-Камчатский: КамчатКГУ, 2004. 149 с.

91. Гельперин, Н. И. Основные процессы и аппараты химической технологии Текст. / Н. И. Гельперин. В 2 кн. М.: Химия, 1981. - 812 с.

92. Эккерт, Э. Р. Теория тепло- и массообмена. Текст. / Э. Р. Эккерт [и др.] // М.: Госэнергоиздат, 1961. 680 с.

93. Тепло- и массообмен в пограничных слоях теплопередачи Текст.: [пер. с англ.] / Д. Сполдинг [и др.]. М.: Энергия, 1971. - 128 с. ¡>

94. Чернобыльский, И. И. Гидродинамика и теплоотдача к орошающей пленке жидкости при ее гравитационном течении по вертикальной поверхности теплообмена Текст. / И. И Чернобыльский, Е. Г. Воронцов // Тепло- и массоперенос. 1968. - Т. 1. - С. 259 - 266.

95. Конеру, Дас. Экспериментальное исследование гидродинамики и теплоотдачи в стекающих пленках воды, водных растворов солей и поверхностно-активных веществ Текст.: автореф. дис. . канд. тех. наук / Дас Канеру. Киев, 1970. - 26 с.

96. Холостых, В. И. Течение пленки жидкости по вертикальной поверхности Текст. / В. И. Холостых, И. Г. Бляхер, А. А. Шехтман // Инж. -физ. журнал. 1972. - Т. 22, № 3. - С. 494 - 498.

97. Воинов, Н. А. Процесс ферментации кормового белка на гидролизате в пленочных аппаратах; способы интенсификации и методы расчета Текст.: дис. . докт. тех. наук: 05.21.03 /Н. А. Войнов. Красноярск, 1995. - 375 с.

98. Шлихтинг, Г. Теория пограничного слоя Текст. / Г. Шлихтинг. -М.: Наука, 1974. 712 с.

99. Жукаускас, А. А. Конвективный перенос в теплообменниках Текст. / А. А. Жукаускас. М.: Наука, 1982. - 472 с.

100. Справочник по теплопередаче Текст. / С. С. Кутателадзе [и др.]. -М.: Госэнергоиздат, 1958. 415 с.

101. Исаев, С. И. Теория тепломассообмена. Текст.: / С. И. Исаев [и др.]. Под ред. А.И. Леонтьева. - М.: Высш. шк. - 1979. - 495 с.

102. Волновая динамика газо- и парожидкостных сред теплопередачи Текст. / В.Е. Накоряков [и др.] М.: Энергоатомиздат, 1990. - 248 с.

103. Химическая гидродинамика Текст. / А. М. Кутепов [и др.]. М.: Квантум, 1996. -336 с.

104. Нигматулин, Р. И. Динамика многофазных сред Текст.: 4.1 / Р.И. Нигматулин. М.: Наука, 1987. - 464 с.

105. Бляхер, И. Г. Эффективность работы теплообменников пленочного типа в производстве серной кислоты Текст. / И. Г. Бляхер, Л. Я. Живайкин, А. А. Шехтман // Химическая промышленность. 1978. - № 2. - С. 46 - 47.

106. Войнов, Н. А. Массоотдача в пленке гидролизата в трубчатом абсорбере Текст. / Н. А. Войнов, Н. А. Николаев // Химия растительного сырья. 2006. - № 2. - С. 51 - 60.

107. Слесаренко, В. Н. Дистилляционные опреснительные установки Текст. / В. Н. Слесаренко. М.: Энергия, 1980. - 248 с.

108. Гандзюк, Ю. М. Процессы гидродинамики и теплообмена при обработке гравитационной пленки спиртовых растворов: дис. . канд. тех. наук / Ю. М. Гандзюк. Киев, 1986. - 204 с.

109. Boiling Heat Transfer on Wire-Mesh-Wrapped Extended Tube Surfaces Text. / R. Kumar [et all] // Ind. Eng. Chem. Res. 2006. - № 45. - P. 9156 - 9160.

110. Войнов, H. А. Исследование вакуумохладительной установки пленочного типа Текст. / Н. А. Войнов, Д. В. Тароватый, О. П. Жукова, Л. Н. Грошак // Химия растительного сырья. 2010. - № 3. - С. 173- 179.

111. Войнов, Н. А. Вихревые контактные ступени для ректификации Текст. / Н. А. Войнов, Н. А. Николаев, А. В. Кустов, А. И. Николаев, Д. В. Тароватый // Химия растительного сырья. 2008. - № 3. - С. 173 - 178.

112. Кустов, А. В. Гидродинамика и массообмен на вихревых ректификационных ступенях при переработке растительного сырья: автореф. дис. . канд. техн. наук: 05.21.03 / А. В. Кустов. Красноярск: СибГТУ, 2009. -22 с.

113. Трачук, А. В. Исследование и разработка вихревых аппаратов с вращающимся многофазным слоем: автореф. дис. .канд. техн. наук: 05.17.08 / А. В. Трачук. Новосибирск: НГТУ, 2009. - 25 с.

114. Войнов, Н. А. Гидродинамика ступени с тангенциальными завихрителями Текст. / Н. А. Войнов, Д. В. Тароватый, А. В. Кустов // Химическая промышленность сегодня. 2009. - № 6. - С. 37 - 43.

115. Гидродинамика и массообмен в вихревой ректификационной колонне Текст. / Н. А. Войнов. [и др.] // Химическая промышленность. 2008. -№ 4. - С. 730 - 735.

116. Овчинников, А. А. Динамика двухфазных закрученных турбулентных течений в вихревых сепараторах Текст. / А. А. Овчинников. -Казань: ЗАО Новое знание, 2005. 288 с.

117. Пат. № 2324516 Российская Федерация МКИ В01/0 1/22. Пленочный выпарной аппарат со стекающей пленкой / Войнов Н. А., Тароватый Д. В. № 2007108868/15, приоритет 09.03.07; опубл. 20.05.08, Бюл. № 14.

118. Пат. №2424031 Российская Федерация МПК В0Ю1/22 С1. Пленочный выпарной аппарат со стекающей пленкой / Войнов, Н. А. Тароватый, Д. В. Жукова, О. П. № 2009147624/05, приоритет 21.12.09; опубл. 20.07.11, Бюл. №20.