Теоретические основы химической технологии, 2023, T. 57, № 4, стр. 389-398

ВВЕДЕНИЕ

В настоящее время распылительные установки находят широкое применение для сушки большого количества жидких материалов в различных отраслях промышленности. Областью их применения являются производства высококачественных мелкодисперсных, гранулированных, быстрорастворимых, ультрадисперсных (нанодисперсных) материалов. Тем не менее, данные технологии характеризуются высокой энергоемкостью и особенно при обезвоживании высоковлажных и термолабильных материалов [1–5]. При этом распылительные установки имеют низкий съем влаги с единицы объема камеры, прежде всего при невысоких температурах теплоносителя. В связи с этим проблемам повышения их эффективности и разработки новых перспективных технологий и аппаратов в настоящее время уделяется большое внимание [1, 2, 5–8]. Развиваются различные методы повышения эффективности, например, многостадийные технологии обезвоживания (выпаривания и сушки, распылительной сушки и досушивания материала в кипящем и виброкипящем слоях); совершенствуются способы предварительной подготовки растворов и суспензий, включая подогрев и перегрев термостойких жидкостей; модернизируются системы диспергирования и ввода в факел распыла дисперсной фазы; ведутся поиски активизации гидродинамического режима на основе струйных, закрученных и сильно нестационарных потоков теплоносителя, генерируемых камерами пульсационного горения. Большое внимание уделяется разработке перспективных технологий и новых материалов методом распыления.

В последнее время находят развитие исследования конвективно-радиационного подвода энергии в процессах распылительной сушки. Так, в работе [9] рассматривается конвективно-радиационный способ сушки распылением, в котором поток излучения создается за счет нагрева стенок камеры или от нагревателя расположенного по оси цилиндрической камеры. Известна конструкция распылительной установки [10], в которой инфракрасные излучатели расположены на боковой поверхности между жалюзи, через которые подается дополнительный поток теплоносителя. В работах [11–13] приведено описание конвективно-радиационного способа распылительной сушки и некоторые результаты его исследования. Сущность способа состоит в комбинированном энерговоздействии на капли распыляемой жидкости конвекцией и инфракрасным (ИК) излучением, фокусируемым на область факела распыла.

С развитием численных методов и программных комплексов для оптимизации процессов и поиска путей повышения их эффективности все шире применяются различные методы моделирования. Они часто основываются на механике сплошных сред, раздельном описании движения фаз с учетом тепломассообмена дисперсных частиц, воспроизведении структуры потоков на основе идеализации их смешения. Вместе с тем решение задач, как правило, осложняется влиянием множества факторов и взаимосвязанных процессов. При сушке капель растворов, в частности, происходит образование неоднородной структуры твердой фазы, изменение физико-химических свойств и механизмов переноса [1, 14, 15]. Развиваются исследования тепломассообмена капель в условиях комбинированных энергетических воздействий, в том числе конвективно-радиационных, сильно нестационарных термогидродинамических течений, изучаются закономерности испарения малых капель и циркуляции одно- и многокомпонентных жидкостей внутри капель [16–20].

В работе [21, 22] приведены результаты исследования характеристик испарения одиночной неподвижной капли в условиях лучистого и конвективного нагрева.

Эффекты микровзрывной фрагментации капель жидкостей с многокомпонентным составом в условиях интенсивного нагрева установлены достаточно давно, но их активные исследования проводятся лишь в последние десятилетия [23]. В последние годы опыты проводятся в режимах, соответствующих топочным и контактным теплообменным камерам. Отметим, что данные эффекты в определенной степени могут иметь место и в распылительных камерах при интенсивных режимах теплового воздействия, в частности высокотемпературных продуктов сгорания и инфракрасного излучения.

Для описания фазовых превращений жидкостей используются различные подходы и модели, которые условно разделяют на две группы “диффузионные” и “кинетические” по доминирующему фактору влияния на интенсивность отрыва и последующего переноса молекул от поверхности раздела сред. При моделировании процессов испарения и конденсации часто используется закон Герца–Кнудсена [24, 25].

Наиболее исследованы процессы конвективного тепломассообмена капель. Вместе с тем потребность широкого применения данных теплотехнологий вызывают развитие исследований и поиск новых методов повышения энергетической эффективности.

Целью работы является исследование влияния комбинированного конвективно-радиационного воздействия и встречных потоков теплоносителя на интенсивность тепломассообменных процессов при распылительной сушке.

ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ

Математическая модель. Рассматривается цилиндроконическая сушильная камера (рис. 1).

Первичный поток теплоносителя (нагретый воздух) подается через газораспределительное устройство, установленное в верхней части камеры. Здесь же осуществляется ввод диспергированной жидкости. Вторичный поток теплоносителя вводится в нижней части камеры встречно верхнему потоку. В результате создается встречное вертикальное взаимодействие потоков. Вывод газовой фазы (теплоносителя) и высушенных частиц производится через нижнее сечение конической части аппарата.

Рассматривается движение монодисперсных частиц в несущей двухкомпонентной газовой фазе, состоящей из смеси сухого воздуха и водяного пара. Применяется подход динамики взаимопроникающих континуумов. Поскольку в данных аппаратах объемная концентрация частиц мала (${{\varepsilon }_{2}} \ll 1$), пренебрегается взаимодействием и столкновением частиц между собой. Пренебрегается также теплообменом и трением на стенках камеры. Задача решается в двухмерной постановке для стационарного процесса в цилиндрической системе координат.

Дифференциальные уравнения сохранения масс фаз, импульса и энергии имеют следующий вид [5, 6].

Уравнения сохранения масс фаз

сохранения числа дисперсных частиц сохранения массы водяных паров

Приведенные плотности фаз ${{\rho }_{1}}$ и ${{\rho }_{2}}$, характеризующие массы фаз в единице объема смеси (дисперсная фаза + несущая фаза)

Уравнения импульса фаз

Уравнения сохранения энергии фаз

Полная энергия фаз (сумма внутренней и кинетической энергии), поток теплоты к дисперсной фазе и уравнение состояния

Предполагается условие равновесия фаз на межфазной границе ${{T}_{{2R}}} = {{T}_{s}}\left( p \right)$. При этом пренебрегается тепловым сопротивлением внутри частиц ${{T}_{2}} = {{T}_{{2R}}}$. Следует отметить, что при решении приведенных уравнений вводились диффузионные члены.

Интенсивность массообмена от твердой фазы к газовой, приходящаяся на одну дисперсную частицу:

Зависимость давления ${{p}_{s}}$ насыщения водяных паров от температуры определялась по формуле Антуана.

Капли жидкости (раствора или суспензии) на входе в камеру имеют начальный диаметр ${{d}_{0}}$. В начале процесса испарение влаги сопровождается уменьшением диаметра частиц до некоторого постоянного значения ${{d}_{ * }}$, а затем остаточная влага испаряется при постоянном размере частиц. Если текущий диаметр частицы больше ${{d}_{ * }}$, то диаметр частицы находится из выражения

Если $d \leqslant {{d}_{ * }}$ , то $d = {{d}_{ * }}$.

Сила межфазного трения, действующая на одну частицу, равна

Коэффициент гидродинамического сопротивления капель определяется по зависимости Брауэра

где $\operatorname{Re} = {{d\left| {{{{\mathbf{v}}}_{1}} - {{{\mathbf{v}}}_{2}}} \right|} \mathord{\left/ {\vphantom {{d\left| {{{{\mathbf{v}}}_{1}} - {{{\mathbf{v}}}_{2}}} \right|} \nu }} \right. \kern-0em} \nu }$, $\left| {{{{\mathbf{v}}}_{1}} - {{{\mathbf{v}}}_{2}}} \right| = $ $ = \sqrt {{{{\left( {{{v}_{1}} - {{v}_{2}}} \right)}}^{2}} + {{{\left( {{{u}_{1}} - {{u}_{2}}} \right)}}^{2}} + {{{\left( {{{w}_{1}} - {{w}_{2}}} \right)}}^{2}}} $.

Коэффициент теплоотдачи определяется по корреляции Фреслинга $\operatorname{Nu} = 2 + 0.55{{\operatorname{Re} }^{{0.5}}}{{\Pr }^{{0.33}}}$. По аналогичному выражению определялся коэффициент массоотдачи. Влажность частиц определяется как ${{W}_{2}} = {{\left( {{{m}_{2}} - {{m}_{\operatorname{c} }}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {{{m}_{2}} - {{m}_{\operatorname{c} }}} \right)} {{{m}_{2}}}}} \right. \kern-0em} {{{m}_{2}}}}$, где ${{m}_{2}} = {{{{\rho }_{2}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{\rho }_{2}}} n}} \right. \kern-0em} n}$. Влагосодержание частиц, определяемое на массу сухого вещества ${{U}_{2}} = {{{{W}_{2}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{W}_{2}}} {\left( {1 - {{W}_{2}}} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {1 - {{W}_{2}}} \right)}}$.

Коэффициент диффузии водяных паров в воздухе ${{D}_{п}} = {{D}_{0}}\left( {{{{{p}_{0}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{p}_{0}}} p}} \right. \kern-0em} p}} \right){{\left( {{T \mathord{\left/ {\vphantom {T {{{T}_{0}}}}} \right. \kern-0em} {{{T}_{0}}}}} \right)}^{{1.8}}}$, где ${{D}_{0}} = 22 \times {{10}^{{ - 6}}}$ м²/с, ${{p}_{0}} = 101\,325$ Па, ${{T}_{0}} = 273$ К.

Количество теплоты, выделяемое в частицах материала при воздействии инфракрасного излучения определяется на основе закона Бугера

где $k$ – показатель поглощения, $k = 0.75\pi {{d}^{2}}n$.

Удельная изобарная теплоемкость несущей фазы ${{c}_{1}} = {{\left( {{{c}_{4}} + {{c}_{3}}{{U}_{1}}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {{{c}_{4}} + {{c}_{3}}{{U}_{1}}} \right)} {\left( {{{U}_{1}} + 1} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {{{U}_{1}} + 1} \right)}}$, где ${{U}_{1}} = {{\rho _{3}^{0}} \mathord{\left/ {\vphantom {{\rho _{3}^{0}} {\left( {\rho _{1}^{0} - \rho _{3}^{0}} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {\rho _{1}^{0} - \rho _{3}^{0}} \right)}}$.

Граничные условия на оси симметрии и стенках аппарата

где ${\mathbf{n}}$ – направление внешней нормали; на входе в аппарат (граница 2 и 3) ${{T}_{1}} = {{T}_{{10}}}$, ${{T}_{2}} = {{T}_{{20}}}$, ${{\rho }_{1}} = {{\rho }_{{10}}}$, ${{\rho }_{2}} = {{\rho }_{{20}}}$, ${{{\mathbf{v}}}_{1}} = {{{\mathbf{v}}}_{{10}}}$, ${{{\mathbf{v}}}_{2}} = {{{\mathbf{v}}}_{{20}}}$, а на выходе (граница 5) $p = {{p}_{0}}$.

Основные геометрические размеры аппарата: диаметр цилиндрической части – 1.2 м, ее высота – 0.85 м; высота конической части – 0.95 м; диаметр входного канала для подачи первичного (верхнего) потока теплоносителя – 0.1 м, его высота от перекрытия камеры – 0.1 м; диаметр входного отверстия канала для подачи вторичного (нижнего) потока теплоносителя – 0.07 м, а его высота от конического основания – 0.4 м; диаметр выходного отверстия нижнего основания конуса – 0.16 м.

Основные параметры: ${{v}_{{{\text{1в}}}}} = - 15$ м/с; ${{v}_{{1н}}} = {\text{15}}$ м/с; ${{T}_{{10}}}$ = 423 К; ${{T}_{{20}}}$ = 293 К; ${{p}_{0}}$= 1 × 10⁵ Па; ${{G}_{2}} = 16$ кг/ч; ${{d}_{0}}\, = \,0.0002$ м; ${{c}_{3}}\, = \,1883$ Дж/(кг К); ${{c}_{4}} = 1024$ Дж/(кг К); $R{\kern 1pt} * = 8.314$ Дж/(моль К); ${{r}_{п}} = 2333$ кДж/кг; ${{W}_{0}} = 0.6$ кг/кг; ${{\rho }_{{20}}} = 900$ кг/м³; ${{v}_{{2в}}} = {{{{G}_{2}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{G}_{2}}} {\left( {{{\rho }_{{20}}}{{S}_{в}}} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {{{\rho }_{{20}}}{{S}_{в}}} \right)}}$; ${{\rho }_{{2в}}}\, = \,{{{{G}_{2}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{G}_{2}}} {\left( {{{S}_{в}}\left| {{{v}_{{1в}}}} \right|} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {{{S}_{в}}\left| {{{v}_{{1в}}}} \right|} \right)}}$; ${{\rho }_{{1в}}}\, = \,{{{{p}_{0}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{p}_{0}}} {\left( {{{M}_{1}}{{T}_{{10}}}} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {{{M}_{1}}{{T}_{{10}}}} \right)}}$; ${{T}_{{изл}}}\, = \,\,973{\kern 1pt} - {\kern 1pt} 1073$ К; ${{S}_{{\text{в}}}} = 7.85 \times {{10}^{{ - 3}}}$ м². Для стационарной двухмерной задачи получено численное решение вышеприведенной системы уравнений с использованием программы “Comsol”.

Обсуждение результатов численного моделирования. Установлены зависимости гидродинамических и тепломассообменных параметров для различных режимов работы распылительной камеры. В частности, из анализа линий тока газовой и дисперсной фаз при встречных потоках теплоносителя и инфракрасном воздействии видно, что в периферийной зоне камере образуется две области завихренности газового и дисперсного потоков (рис. 2 и 3).

Одна имеет место в верхней части камеры, а вторая – в нижней ее части. При соударении потоков теплоносителя происходит их растекание в периферийную зону с образованием вихрей, которые вызывают подобные образования вихрей дисперсной фазы. Подобная картина движения фаз наблюдается и при отсутствии инфракрасного облучения. В режиме прямоточного ввода фаз, т.е. отсутствии нижнего подвода теплоносителя, завихренности газовой и дисперсной фаз наблюдаются только в верхней области камеры. Следует отметить, что образование вихрей в верхней области камеры вызывает забрасывание влажных дисперсных частиц на перекрытие и возможно образование отложений при дегидратации адгезионных материалов. Поэтому следует стремиться к предотвращению данного явления.

Температура несущей фазы на границах ввода соответствует заданным значениям. При этом в области верхнего ввода теплоносителя, где также подается жидкость, т.е. в зоне факела распыленной жидкости происходит значительное снижение температуры теплоносителя (кривая 1, рис. 4).

В периферийной зоне и нижерасположенных сечениях камеры температура газовой фазы возрастает, что обусловлено воздействием ИК-излучения. При приближении к выходу теплоносителя его температура падает. Расчетные зависимости по уровню температур согласуются с полученными опытными данными. Температура частиц вне области факела распыла выше температуры мокрого термометра, что обусловлено влиянием ИК-излучения. В области выхода из камеры температуры частиц и газа сближаются.

Влажность частиц максимальна в месте их ввода и далее снижается по высоте камеры, причем профиль влажности по радиусу камеры выравнивается (рис. 4б). Подобный характер имеют зависимости диаметра частиц, приведенные на рис. 5а.

Концентрация водяных паров минимальна в области ввода теплоносителя и жидкости. Затем профили концентрации выравнивается по радиусу камеры и значения концентрации возрастают, а затем снижаются по мере приближения к выходному сечению (рис. 5б). При чисто конвективном энергоподводе профиль концентрации водяных паров в верхнем сечении камеры имеет подобный вид, однако значения концентрации заметно ниже (рис. 6а). В более нижних сечениях профили выравниваются, причем в отличие от конвективно-радиационного энергоподвода значения концентрации возрастают при приближении к выходу теплоносителя из камеры.

Как и следовало ожидать, температура теплоносителя при конвективном энергоподводе наиболее высокая в области его ввода, причем она быстро снижается по вертикальной координате (рис. 6б). Температурный профиль выравнивается, а уровень температуры падает. Расчетная температура на выходе из камеры для данного режима составляет около 72°С и близка к опытным значениям, поддерживаемым на уровне 70°С. Сравнивая температурные поля для рассматриваемых режимов, отчетливо видно значительное влияние радиационного воздействия.

Следует отметить, что при конвективно-радиационном энергоподводе значительно выше производительность аппарата по влажному материалу ${{G}_{2}} = 16$ кг/ч, а следовательно и по испаренной влаге, по сравнению с конвективным способом ${{G}_{2}} = 7$ кг/ч.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Выполнены экспериментальные исследования параметров распылительной установки при конвективном и конвективно-радиационном энергоподводах. Схема экспериментальной установки приведена на рис. 7.

Она работает следующим образом. В сушильную камеру 1 распылителем 5 диспергируется высушиваемый раствор, который подается из емкости 7. Теплоноситель вводят в камеру двумя потоками: сверху на факел распыла через газораспределительное устройство 2 и снизу по оси камеры через канал 13, который снабжен завихрителем 14. Ввод нижнего теплоносителя создает встречное взаимодействие вертикальных потоков, что активизирует гидродинамический режим и увеличивает время пребывания частиц в наиболее интенсивной зоне инфракрасного излучения. В качестве теплоносителя используется воздух, который нагревается в электрических калориферах 3, 4 и 15.

На факел жидкого материала воздействуют инфракрасным излучением с помощью излучателей 6. В специальном устройстве закреплено 9 инфракрасных керамических излучателей марки ИКН-101 мощностью 1 кВт, каждый из которых установлен в собственном корпусе с направляющим отражателем. Температура поверхности излучателей достигает 1073 К. Конструкция обеспечивает возможность изменения угла наклона излучателей к вертикальной оси. Теплота к распыленным частицам подводится конвекцией от теплоносителя и инфракрасным излучением, которое фокусируется на область факела излучателями 6, расположенными под углом к вертикальной оси. Высушенные частицы материала вместе с отработанным теплоносителем поступают в циклон 9, в котором сепарируются и попадают в сборник 11 для сухого продукта. Для диспергирования жидкостей используются двух- и трехканальные пневматические форсунки 5, последние позволяют вводить в факел распыла дисперсный материал – наполнитель, который подается дозатором 8. Пневматичекая форсунка 5 расположена по оси инфракрасного устройства в верхней его части. При этом факел распыла жидкости находится в зоне максимального воздействия излучателей.

При необходимости стенки циклона охлаждаются водой, подаваемой в рубашку 10, для предотвращения налипания термопластичных материалов. Теплоноситель подается в установку вентилятором 12.

Таким образом, в установке реализуется новый способ распылительной сушки, сущность которого состоит в комбинированном энерговоздействии на капли распыляемой жидкости конвекцией в условиях встречных потоков теплоносителя и инфракрасным излучением, фокусируемым на область факела с наибольшей концентрацией частиц [14, 15].

Для двух режимов работы установки получены экспериментальные температурные зависимости в различных сечениях камеры (рис. 8). Измерения температуры среды проводились хромель-копелевой термопарой. Последняя находилась в чехле цилиндрической формы, который служил экраном и предотвращал влияние инфракрасного излучения на показание термопары. При этом чехол подключался к вакуумному насосу и термопара оказывалась в потоке газа, температура которого и регистрировалась. Измерения проводились при температуре теплоносителя на входе в камеру 130°С и выходе – 70°С и установившемся режиме работы установки. Остальные параметры соответствовали данным в табл. 1 и 2. На рис. 8 видно, что температура несущей фазы выше во всех сечениях камеры при конвективно-радиационном энергоподводе по сравнению с чисто конвективным. Наибольшая разность температур наблюдается в верхних сечениях камеры. Температура газа при инфракрасном воздействии близка к 100°С в зоне ввода частиц жидкости, т.е. факеле распыла, и значительно ниже при конвективном подводе теплоты.

Определены параметры экспериментальной установки при сушке водного раствора NaCl с концентрацией 20% при конвективном и конвективно-радиационном энергоподводах. Результаты представлены в табл. 1 и 2. Анализ полученных данных свидетельствует о возможности значительного увеличения производительности установки по испаренной влаге при конвективно-радиационном энергоподводе по сравнению с чисто конвективным способом.

При температуре на входе в камеру 130°С и выходе из нее 70°С и установленной мощности излучателей 9 кВт производительность по испаренной влаге увеличивается в примерно в три раза. При этом очень важно, что удельный расход теплоты уменьшается примерно в полтора раза, а влагонапряженность объема камеры возрастает в три раза. Видно повышение энергоэффективности работы установки, которое достигается за счет интенсификации процессов тепломассообмена и сокращения удельного расхода теплоносителя.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Предложенная модель позволяет прогнозировать структуру течения фаз и тепломассообмен в распылительных аппаратах, выявлять возникновение обратных течений и определять температуру и влагосодержание теплоносителя и частиц.

На основе теоретических и экспериментальных исследований показана возможность увеличения производительности установки по испаренной влаге и влагонапряженности камеры при снижении удельного расхода теплоты за счет воздействия инфракрасного излучения на область факела распыленной жидкости и создания режима встречных вертикальных потоков теплоносителя. Отметим, что способ конвективно-радиационной сушки может найти применение при дегидратации термостойких материалов, требующих интенсивной тепловой обработки. Вместе с тем следует иметь в виду, что эффективность данного способа зависит от множества факторов, в частности от интенсивности и фокусировки инфракрасного излучения, температуры теплоносителя, концентрации частиц в потоке и других параметров.

Работа выполнена при финансовой поддержке Белорусского республиканского фонда фундаментальных исследований проект № Т22-008.

ОБОЗНАЧЕНИЯ

НИЖНИЕ ИНДЕКСЫ