FLUIDDYNAMIKK; VARME OG MASSEOVERFØRING; OG ANDRE EMNER
Eksperimentell undersøkelse av varmeledningsevne koeffisient og varmeveksling mellom fluidized seng og skrå utveksling overflate
B. Stojanovici,*; J. JanevskiII; M. StojiljkovicIII
ifakultetet for maskinteknikk, universitetet i nis, serbia, aleksandra medevedeva 14, 18000 nis, SERBIA. E-post: [email protected]
Fakultet For Maskinteknikk, Universitetet I Nis, Serbia, Aleksandra Medevedeva 14, 18000 Nis, Serbia. E-post: [email protected]
Institutt For Maskinteknikk, Universitetet I Nis, Serbia, Aleksandra Medevedeva 14, 18000 Nis, Serbia. E-post: [email protected]
ABSTRACT
papiret presenterer eksperimentell forskning av varmeledningsevne koeffisienter av silisium sand seng fluidized av luft og en eksperimentell undersøkelse av partikkelstørrelse innflytelse på varmeoverføringskoeffisienten mellom fluidized seng og skrå utveksling overflater. Målingene ble utført for den spesifikke fluidiseringshastigheten og sandpartikkeldiametrene dp=0,3, 0,5, 0,9 mm. den industrielle bruken av fluidiserte senger har økt raskt de siste 20 årene på grunn av deres nyttige egenskaper. En av de fremragende egenskapene til en fluidisert seng er at den har en tendens til å opprettholde en jevn temperatur selv med ikke-jevn varmeutslipp. På grunnlag av eksperimentell forskning har påvirkning av prosessens driftsparametere på de oppnådde verdiene av sengens termiske ledningsevne blitt analysert. Resultatene viser direkte avhengighet av termisk ledningsevne på intensiteten av blanding, graden av fluidisering og partikkelstørrelsen. I aksial retning har koeffisientene som har blitt behandlet verdier en hel ordre høyere enn i radial retning. Sammenligning av eksperimentelle forskningsresultater med eksperimentelle resultater fra andre forfattere viser god avtale og samme tendens til termisk ledningsevne endring. Det er velkjent i litteraturen at verdien av varmeoverføringskoeffisienten er den høyeste i den horisontale og den minste i vertikal stilling av varmevekslingsflaten. Variasjon av varmeoverføring, avhengig av hellingsvinkel er ikke undersøkt i detalj. Forskjellen mellom verdiene for den relative varmeoverføringskoeffisienten mellom vertikal og horisontal varmeposisjon for alle partikkelstørrelser reduseres med omtrent 15% med økningen av fluidiseringshastigheten.
Nøkkelord: Fluidized seng; Varmeoverføring; Overflate; Partikkel termisk ledningsevne; Kiselsand; Eksperiment.
INNLEDNING
helt siden fremveksten har fluidiseringsfenomenet tiltrukket oppmerksomheten til mange forskere. Dens anvendelse i mange teknologiske operasjoner stammer fra sine gode egenskaper, som reflekteres i: intensiv blanding av faste partikler, en høy kontaktflate mellom gass og faste partikler, en nesten konstant temperatur i hele sengen, samt enkel innføring og fjerning av materialet fra sengen. I de siste tiårene har mange papirer og studier av fluidiseringsprosessen og dens anvendelse blitt publisert, hvorav de fleste er basert på eksperimentell forskning. Feltet for varmeledning har vært av stor interesse for forskere, siden den fluidiserte sengen er preget av høy varmeledningsevne. Likevel, til tross for et stort antall papirer som omhandler dette problemet (Massoudi og Phouc, 2007), er deres forfatteres konklusjoner svært forskjellige, noen ganger til og med motstridende. Årsakene til denne dispersjonen av resultater ligger i forskjellige forhold der disse forsøkene utføres. Disse fakta har motivert eksperimentell forskning med hovedmålet å bestemme varmeledningsevne koeffisienter av den fluidiserte sengen for partikler av kiselsand av forskjellige fraksjoner. Basert på de oppnådde verdiene for varmeoverføringskoeffisient kan man konkludere med at tendensen til varmeoverføringskoeffisientendring forblir den samme, uavhengig av partikkelstørrelsen. Tendensen til varmeoverføringskoeffisientendring med økning av fluidiseringshastighet er mindre signifikant for større partikler. Påvirkningen av de viktigste parametrene på verdiene av varmeledningskoeffisienter i den fluidiserte sengen har blitt analysert gjennom de oppnådde eksperimentelle resultatene.
på grunn av svært effektiv kontakt mellom gass og partikler, dvs., fluidized seng og nedsenket varmevekslingsflater eller vegger, fluidized senger har svært intensiv varmeveksling. Varmeoverføring mellom den fluidiserte sengen og overflatene nedsenket i sengen er en funksjon av sengens dynamiske egenskaper (Martin, 1984), mest av alt boblebevegelse og partikkelblandingsintensitet. Det er imidlertid tydelig at fluidiseringshastighet og partikkelstørrelse er de mest innflytelsesrike faktorene på utvekslet varmemengde mellom overflater.
også viktige faktorer i varmeoverføring mellom en nedsenket overflate og fluidisert seng er partikkelbevegelsen i nærheten av varmeoverføringsflaten, kontakttid med overflaten og partikkelkonsentrasjon på veggen (Zarghami et al., 2007). Gass – og partikkelbevegelse over, over og på sidesiden av utvekslingsflatene er spesifikk, så endringene i disse sonene blir for det meste undersøkt i litteraturen.
problemets kompleksitet og flertallet av påvirkningsfaktorer, som er vanskelige å inkludere i ligninger, forårsaker eksperimentell bestemmelse av varmeoverføringskoeffisient som skal aksepteres metode.
TERMISK LEDNINGSEVNE AV DEN FLUIDISERTE SENGEN
siden spesifikk termisk kapasitet av faste partikler er volumetrisk høyere enn spesifikk termisk kapasitet av gasser ved flere ordrer, er bevegelige partikler grunnleggende varmeholdere i sengen. I dette tilfellet kan den vanlige Fourier-ligningen brukes til å beskrive prosessen med varmeutbredelse i den fluidiserte sengen, hvor den termiske diffusivitetskoeffisienten reflekterer intensiteten av blandingen av materiale i sengen. Dens verdi kan måles ved en modifisert metode for den øyeblikkelige varmekilden, hvis essens er som følger: en sterk øyeblikkelig termisk impuls opprettes i den fluidiserte sengen ved raskt å hente en liten del av tidligere oppvarmede partikler av det samme materialet inn i den. Øyeblikket for å oppnå maksimal temperatur tmax i en viss avstand fra varmekilden er registrert i henhold til ligningen (Geljperin, 1967):
hvor n=3, 2, 1 avhengig av om varmekilden er et punkt, en linje eller en overflate. Bevegelsen av bobler muliggjør blanding av partikler i emulsjonsfasen, både i retning av sengens høyde og i radialretningen, hvorved en viss mengde partikler passerer gjennom et observert skjæringspunkt av sengen. Siden partikler i den ikke-isotermiske sengen varierer med hensyn til verdien av entalpi, vil en resulterende fluss av varmere partikler oppstå hvis konsentrasjonen er høyere på den ene siden av det observerte skjæringspunktet. Forutsatt at konsentrasjonen av varmere partikler per volumdel endres i retning av partikkelstrømmen, kan deres resulterende termiske flux per overflate uttrykkes som:
Hvis følgende uttrykk for entalpi blir introdusert i uttrykk (2):
vi får:
der λ er varmeledningsevne koeffisient av fluidized seng, som er definert som:
For å bestemme termisk ledningsevne koeffisient i aksial retning, Borodulja and associates (1966) brukte et glassrør, lengde på 1m, diameter på 80mm. på den øvre overflaten av sengen ble en øyeblikkelig overflatevarme kilde opprettet ved å helle en liten del (5-7% i volum) partikler oppvarmet i en ovn opp til en temperatur på 100-700º. Tiden for partikkelhelling var mindre enn 0,5 s. For å måle temperaturen på sengen ble to termoelementer brukt; en av dem ble plassert på distributøren, den andre i halv høyde av sengen. Målinger ble utført med flere monodisperse og polydisperse fraksjoner av forskjellige typer materiale for forskjellige høyder av stillestående sengen. Behandlingen av eksperimentelle data har vist at termisk diffusivitetskoeffisient i aksial retning kan beskrives ved følgende ligning:
Bestemmelse av termisk ledningsevne koeffisient i radial retning utføres i et rør med diameter 175mm. en øyeblikkelig punktvarmekilde ble oppnådd ved raskt å hente en liten del varme sandpartikler langs apparatets akse gjennom et glassrør med diameter 25mm.for temperaturmåling ble et termoelement plassert i høyden av helling av partikler fra røret, i avstanden 60-70mm fra sin akse.
forskningen har vist at det er en svært intensiv blanding av materiale i den fluidiserte sengen i aksial retning. Aksial termisk ledningsevne koeffisient var innenfor λ=(1100-6000) W / m.K. på den annen side var blanding av materiale i radial retning relativt liten. Verdier av radial termisk ledningsevne koeffisienter var: λ=(50150) W/mk
I sin publiserte artikkel, Peters et al. (1953) forsøkte å beregne termisk ledningsevne koeffisient ved å bestemme temperaturprofilen i den fluidiserte sengen. Apparatet var i form av en parallellpiped, bredde 65mm, lengde 450mm, høyde 480mm, som ikke var fullstendig fylt med sand (dekv=0,23 mm). Som varmekilde brukte de en elektrisk varmeapparat bestående av en trådspiral, som ga varme jevnt langs tverrsnittet av sengen. Termisk isolasjon av fartøyet forhindret termisk tap gjennom veggen fra å være høyere enn 7%. Beregnede numeriske verdier av termisk ledningsevne i aksial retning var innenfor 1163-1977 W / m.K, mens de i radial retning var i størrelsesorden 12002000 W / m.K. Peters et al. (1953) sier at disse verdiene er betydelig økt, og at de praktisk talt er umulige å oppnå på grunnlag av slike eksperimentelle forhold.
forskningen på termisk ledningsevne av den fluidiserte sengen viser eksistensen av spredning av resultater oppnådd av ulike forfattere (Kunii Og Levenspiel, 1976) siden de viser kompleks avhengighet av termiske ledningsevne koeffisienter på ulike faktorer. Derfor er det svært vanskelig å gi noen tilnærming av oppnådde resultater ved noen global empirisk avhengighet. For praktiske beregninger er det mye mer pålitelig å ta absolutte verdier av koeffisienten λ på et gitt tidspunkt.
EKSPERIMENTELL METODE
målet med eksperimentell forskning på den fluidiserte sengen i dette papiret er bestemmelse av varmeledningskoeffisienter avhengig av operasjonelle egenskaper av den fluidiserte sengen: hastighet, fluidiseringshastighet og størrelsen på partikler. Eksperimentell forskning ble utført på et laboratorieapparat(Figur 1). Apparatet består av en måledel, over hvilken det er et rør for tilførsel av oppvarmet sand inn i sengen, en anordning for tilførsel av luft og en anordning for måling, regulering og registrering av prosessen. Spesiell oppmerksomhet ble gitt til konstruksjonen av enheten for tilførsel av oppvarmet sand inn i sengen. Materiale, som tidligere ble oppvarmet til en temperatur 250-350º, ble øyeblikkelig satt inn i den fluidiserte sengen ved hurtig overflate som helles gjennom røret med diameter 45mm på sengens overflate.
en vifte fra det ytre miljøet leverer luften som er nødvendig for fluidisering. Luftstrømmen måles av et standardapparat, mens en ventil muliggjør ønsket luftstrøm. For å stabilisere luftstrømmen er seksjonene foran og bak apparatet lenge nok. Et kammer isolert av glassull bidrar til å gi en jevn fordeling av luft på krysset mellom den operative delen av apparatet. En fordeler er plassert ved innløpet i apparatets operative del, mens en konisk forlengelse, som forhindrer fjerning av mindre fraksjoner, er plassert over. Chromel – alumel termoelementer brukes til temperaturmålinger. En av dem er plassert ved utløpet fra sengen. En annen, for å bestemme termisk diffusivitetskoeffisient i aksial retning, plasseres umiddelbart over fordeleren (Figur 1a), dvs. for å bestemme ar i radial retning (Figur 1b).
for å starte den eksperimentelle bestemmelsen av termisk ledningsevne koeffisienten ble det utført visse målinger. Silisium sand med forskjellige fraksjoner ble brukt som materiale for fluidisering. Etter sikting i standard sikt ble fraksjoner av kiselsand med gjennomsnittlig partikkeldiameter på 0,3 mm, 0,5 mm og 0,9 mm separert (Tabell 1). Følgende egenskaper ble bestemt for hver brøkdel:
■ faktisk sandtetthet pp,
■ bulk sandtetthet pn,
■ tilsvarende partikkeldiameter dp,
■ porøsitet ved minimal fluidiseringshastighet emf,
■ minimal fluidiseringshastighet Umf.
minste fluidiseringshastighet ble bestemt eksperimentelt og dens verdi faller sammen med verdien fra ligningen (Srinivasakannan Og Balasubramanian, 2002):
Bulktetthet av partiklene ble bestemt ved å hente fritt en viss mengde sand inn i et kalibrert kar, mens faktisk tetthet ble bestemt av et piknometer. Verdien av spesifikk termisk kapasitet ble tatt Fra Naumann (1981).
som det er sagt, for å bestemme termisk ledningsevne koeffisient i aksial retning, er to termoelementer plassert på aksen av stillestående sengen, hvorved den første ble plassert på 43,5 mm fra fordeleren, og den andre på overflaten av sengen. Ved å justere luftstrømmen oppnås ønsket hastighet av luft ved arbeidstemperaturen. Ved denne arbeidshastigheten av luft, med kjent minimal fluidiseringshastighet, ble fluidiseringshastigheten bestemt. I denne etablerte tilstanden settes en allerede forberedt del av tidligere oppvarmet sand veldig raskt inn gjennom det faste røret. Under bevegelsen av innsatt varm sand gjennom den fluidiserte sengen, målte termoelementene temperaturen i sengen, med registrering på et oppkjøpssystem. For en fast fluidiseringshastighet ble separate sengetemperaturer registrert hver 0,02 s. Det som kan bemerkes er at temperaturen i sengen øker på grunn av bevegelsen av varme sandpartikler. Samtidig leses tidsperioden mellom to maksimale økninger i temperatur registrert av termoelementene. For en kjent avstand mellom termoelementene og lesetiden beregnes verdien av den termiske diffusivitetskoeffisienten. Siden termisk diffusivitet bestemmes i aksial retning, antas det at i ligning (1) verdien av n=1 (overfladisk materialdosering). For en viss fluidiseringshastighet og de eksisterende forholdene ble forsøket gjentatt flere ganger. Lufthastigheten ble deretter økt, og et annet eksperiment ble utført, for samme sandfraksjon, på den måten som er beskrevet ovenfor. Etter måling av en viss fraksjon tømmes den operative delen av apparatet og en annen fraksjon helles inn og det samme eksperimentet gjentas.
verdiene av termisk ledningsevne koeffisient i radial retning ble bestemt ved samme prosedyre som verdiene for aksial ledningsevne. Som det er beskrevet, er forskjellen i posisjonene til termoelementer, som i dette tilfellet var i samme plan (Figur 1b) og med punktkildemateriale dosering(n=3).
RESULTATER og DISKUSJON
for vurdering av intensiteten av blanding i den fluidiserte sengen er koeffisienten for effektiv termisk ledningsevne autoritativ. I Lys av sammenhengen mellom termisk ledningsevne og termisk diffusivitetskoeffisienter, Viser Figur 2 avhengigheten av gjennomsnittlige verdier av termisk ledningsevne koeffisient på hastigheten av fluidiseringsmiddelet. Siden termisk ledningsevne og termisk diffusivitet er forbundet gjennom spesifikk termisk kapasitet av partikler og tettheten av den fluidiserte sengen, som avhenger direkte av sengens porøsitet, er måten den termiske ledningsevne koeffisienten endres med fluidiseringshastigheten, lik den måten den termiske diffusivitetskoeffisienten endres med fluidiseringshastigheten. Den maksimale verdien av termisk ledningsevne, som oppstår ved en fluidiseringshastighet på omtrent N=2.5, peker igjen på det faktum at ved den hastigheten av fluidiseringsmidlet gir blanding av partikler mer intense kontakter og kollisjoner av faste partikler (Huilin et al., 2007). Forekomsten av maksimumet kan også tilskrives en reduksjon i tettheten av den fluidiserte sengen og en økning i porøsiteten med økningen av gasshastigheten, noe som kan forårsake forskjellige egenskaper ved endringen av termisk ledningsevne koeffisient.
Generelt er de oppnådde verdiene av termisk diffusivitetskoeffisient i radial retning mindre med en hel rekkefølge (Figur 3). I motsetning til konduktivitetskoeffisienten i aksial retning, idette tilfellet som kan observeres for alle gjennomsnittlige ekvivalente diametre er forekomsten av maksimal termisk ledningsevne koeffisient i radial retning Ved en fluidiseringshastighet N=2,5. Ifølge mange forskere påvirker lokal konsentrasjon av partikler varmeoverføringen i form av intensivering når den ringformede fordeling av partikler over tverrsnittet av kolonnen (med en solid kjerne i midten, en sjeldne seng rundt kjernen og en tett ring ved siden av veggen) forverres. Samtidig øker blandingen av partikler og frekvensen av deres gjensidige kollisjoner, noe som forbedrer mer intensiv diffusjon av varme. Visse svingninger i verdiene for termisk diffusivitet kan observeres i diagrammene for avhengighet av termisk diffusivitetskoeffisient på fluidiseringshastigheten. Årsaken til disse svingningene kan være suksessiv ankomst av forskjellig oppvarmede partikkelpakker på observasjonsstedene og noen ganger bobler som passerer gjennom sengen. Når bobler går gjennom sengen, kan et av de to termoelementene i et øyeblikk være inne i en boble, og registrerer dermed temperaturen på luften inne i boblen. Siden temperaturen i luften inne i en boble er høyere enn temperaturen i luften og av faste partikler i emulsjonsfasen, vil det oppstå en temperaturøkning på det stedet i det øyeblikket.
ved hjelp av deres interaksjon påvirker alle behandlede hydrodynamiske parametere på en svært kompleks måte global varmeoverføring i den fluidiserte sengen og følgelig termiske ledningsevne koeffisienter. Dominasjon av noen av dem skjer bare i et begrenset område. Resultatene oppnådd gjennom forsøkene peker på det faktum at porøsiteten til sengen, dvs., konsentrasjon av partikler, selv om en svært viktig faktor for varmeoverføring i den fluidiserte sengen, er ikke uavhengig av partikkelflux, relativ partikkel og gasshastighet og omvendt blanding.
Måleinstrumentets Prosentvise feil ble bestemt basert på de oppnådde verdiene:
■ avstand mellom termoelementene-1%
■ tid-0,4%
basert på de ovennevnte verdiene var måleinstrumentets prosentvise gjennomsnittlige kvadrerte feil 1,077%, mens feilen med å bestemme termisk diffusivitetskoeffisient eksperimentelt var 8,8%.
Med tanke på at de oppnådde verdiene for målefeilen for varmeoverføringskoeffisienten ligger i grensene som er tillatt for eksperimentell forskning, kan resultatene betraktes som pålitelige og nøyaktige.
VARMEOVERFØRING mellom FLUIDISERT SENG og OVERFLATER NEDSENKET i SENGEN
den mest brukte måten å varmeoverføring i fluidisert seng er varmeoverføringen mellom fluidisert seng og nedsenket overflater av forskjellige former og størrelser (Botterill, 1975).
verdien av varmeoverføringskoeffisienten øker når gasshastigheten er høyere enn den minimale fluidiseringshastigheten. Den når sitt maksimum for gasshastigheten kjent som den optimale hastigheten til fluidiseringen. Etter dette reduseres det med økningen av hastigheten.
det er generelt akseptert at den overale overflate – til-seng konvektive varmeoverføringskoeffisienten kan anses å bestå av tre additivkomponenter:
hvor hpc, hgc, hb er partikkelkonvektive, gasskonvektive og boblevarmeoverføringskoeffisientene, og (1-fo)er tidspunktet for kontakt av emulsjonsfasen med varmeoverføringsoverflaten (Chen et al., 2005).
tidspunktet for kontakt av partikkelpakken med overflaten τ avhenger av både tidspunktet for kontakt av bobler med overflaten fo og frekvensen av transitt av boblene på det vurderte punktet på overflaten
Hvor A er koeffisienten som er definert som:
Rk og Rc i (10) er motstanden mot varmeoverføring av partikkelpakken og kontakt termisk motstand av en gassfilm. Hamidipour et al. (2005) undersøkte partikkel-veggkontakt eksperimentelt og fant at partikkel-veggkontakttiden i en seng av sandpartikler avtar med økende gasshastighet i det boblende fluidiseringsregimet.
den største delen av den totale koeffisienten til varmeoverføringen er partikkelkonvektiv varmeoverføringskoeffisient (Botterill, 1975, Baskakov et al, 1978) :
det har blitt sett at partikkelstørrelsen har en viktig effekt både på verdien av den maksimale varmeoverføringskoeffisienten og på endringen av effekten av visse mekanismer på den overale varmeoverføringen. Av denne grunn er påvirkning av partikkelstørrelsen på varmeoverføringen i den fluidiserte sengen det vanligste målet for eksperimentell forskning. De eksperimentelle resultatene (Wang et al., 2004) viser at for små partikler, dp< 0.8 mm, effektene av termofysiske egenskaper av partikler på varmeoverføringskoeffisienten blir viktige med avtagende partikkeldiameter.
EKSPERIMENTELT APPARAT
Eksperimentell undersøkelse av varmeoverføring ved konveksjon mellom et nedsenket rør og den fluidiserte sengen ble utført på laboratorieskalaapparatet på 600 mm i høyden og det firkantede tverrsnittet av dimensjoner 160×160 mm.
den nedsenkede varmevekslingsoverflaten-en elektrisk varmeapparat – er laget av kobberrør, med ytre diameter 16 mm og lengde på 100 mm. Tre termoelementer er innebygd på ytre overflaten-på forsiden, siden og oversiden-i forhold til retningen av varmeren rotasjon til fluidisering luftstrømmen. Varmeapparatet er festet på bæreren i en ramme med dimensjoner på 150×150 mm(Figur 4). Rammen kan roteres rundt den horisontale akse, 100 mm over fordeleren, noe som muliggjør endring av varmehelling.
for å få de samme arbeidsforholdene for hver fluidiseringshastighet, ble varmehellingen endret og temperaturen på varmeflaten og sengen ble målt i hver vinkel. For en definert fluidiseringshastighet ble hellingen til ovnen gradvis endret i trinn på 10º fra vertikal stilling (vinkel på 0º) til horisontal posisjon (vinkel på 90º). For hver hellingsvinkel ble målingene gjenopprettet etter å ha nådd stasjonær tilstand. Prosedyren ble gjentatt for hver ny fluidiseringshastighet og alle tre partikkelstørrelser: 0,3, 0,5 og 0,9 mm. stillestående sengehøyde var 160 mm.
RESULTATER og DISKUSJONS KONKLUSJONER
Definere gjennomsnittsverdiene for varmeoverføringskoeffisienten mellom fluidisert seng og nedsenket skrånende utvekslingsflater antar definerte lokale varmeoverføringskoeffisienter (Baskakov et al ., 1973), hvis fordeling langs overflaten er svært ujevn på grunn av forskjellige aerodynamiske forhold.
måling av den lokale varmeoverføringskoeffisienten mellom varmeoverflaten og fluidisert seng ble utført for å definere middelverdien av varmeoverføringskoeffisienten for hele varmeren. På grunn av symmetrien av strømmen rundt sylinderen, er middelverdien av varmeoverføringskoeffisienten definert som den aritmetiske middelverdien av lokale varmeoverføringskoeffisienter:
for å undersøke innflytelsen av sandpartikkelstørrelse på varmeveksling mellom den fluidiserte sengen og nedsenket overflate for en tilbøyelig varmeapparat, ble det utført undersøkelser med partikkeldiametre på 0,3, 0,5 og 0,9 mm.
tendensen til varmeoverføringskoeffisientendring med økning av fluidiseringshastigheten er lik for mindre og større partikler-Figur 5, 6 og 7 (Baskakov et al ., 1978), selv om denne innflytelsen er mindre signifikant for større partikler, fordi etter å ha nådd en fluidiseringshastighet på 2.5, påvirker lufthastigheten ubetydelig varmeoverføringskoeffisientfordelingen.
For å gjøre en bedre analyse av partikkelstørrelse og fluidiseringshastighetspåvirkning på varmeveksling mellom fluidisert seng og skrå overflate, viser Figur 8 avhengigheten av relativ varmeoverføringskoeffisient (h*=hφ/hº) på hellingsvinkel for fluidiseringshastigheter på 1 til 3.
figuren understreker tydelig tendensen til varmeoverføringskoeffisientendringen for å forbli den samme, uansett hvilken partikkeldiameter, men med økningen av partikkeldiameter, reduseres påvirkningen av varmehelling. Dermed reduseres forskjellen mellom verdiene for relativ varmeoverføringskoeffisient i vertikal og horisontal posisjon av varmeren for partikkeldiameter 0,3 mm fra 24% til 10%; for en partikkeldiameter 0,5 mm fra 23% til 10% og for partikkeldiameter 0,9 mm fra 20% til 8% med økningen av fluidiseringshastighet Fra N=1 Til n = 3,.
KONKLUSJONER
på grunnlag av resultatene av eksperimentell og teoretisk forskning av varmeledningskoeffisienter i den fluidiserte sengen som har blitt utført så langt, samt på grunnlag av resultatene av vår egen eksperimentelle forskning, har det blitt bekreftet at den fluidiserte sengen har meget god termisk ledningsevne, noe som muliggjør anvendelse i mange industrielle prosesser for varmeveksling.
resultatene oppnådd i eksperimentell forskning har vist at termiske ledningsevne koeffisienter avhenger av den hydrodynamiske strukturen til den fluidiserte sengen. Selv om endringen i varmeledningskoeffisientene varierer i aksial og radial retning, er det generelt avhengig av fluidiseringshastighet og størrelsen på partikler.
for alle behandlede fraksjoner av sanden var verdiene av termisk ledningsevne koeffisient av den fluidiserte sengen i aksial retning innenfor 450-3100 W / mK, som også representerer maksimal verdi nådd i alle målinger. De oppnådde verdiene for de samme koeffisientene i radial retning er innenfor 19-110 W / mK, noe som gir et tilfredsstillende nivå av avtale med resultatene fra andre forfattere.
til tross for kompleksiteten i analysen av termisk ledningsevne gjennom den fluidiserte sengen, gir de oppnådde resultatene et realistisk bilde som kan brukes i all fremtidig teoretisk og eksperimentell forskning på prosessen med varmeledning i den fluidiserte sengen.
resultatene av eksperimentell undersøkelse bekrefter den direkte avhengigheten av varmevekslingsintensitet på de aerodynamiske forholdene i fluidisert seng. Det er tydelig at frekvensen og kontaktperioden for varmevekslingsflater med bobler og partikkelpakker avhenger av partikkelstørrelse, fluidiseringshastighet og helling av varmevekslingsoverflaten.
tendensen til varmeoverføringskoeffisientendringen forblir den samme, uavhengig av partikkeldiameteren. Imidlertid reduseres innflytelsen av varmehelling med økningen av partikkeldiameteren. Så det kan konkluderes med at påvirkning av partikkelstørrelse på varmeoverføringskoeffisient for skrå flater kan overses.
det kan også konkluderes med at innflytelsen av utvekslingsoverflatehelling på varmeoverføring mellom fluidisert seng og nedsenket overflater avtar med økningen av fluidiseringshastigheten.
NOMENKLATUR
|
Symboler |
||||
|
a |
termisk diffusivitetskoeffisient | m2 / s | ||
| Ar |
Arkimedes nummer |
|||
| cp | spesifikk termisk kapasitet av faste stoffer | J / kg K | ||
| Ds |
solid diffusivitet |
m2 / s | ||
| fo | tid for kontakt av bobler med overflaten | |||
| H |
entalphy |
kJ / kg | ||
| dp | partikkel diameter | m | ||
| h1 | lokal varmeoverføringskoeffisient på forsiden | W / m2K | ||
| h2 | lokal varmeoverføringskoeffisient på siden | M2k | ||
| h3 | local heat transfer coefficient on upper side | W/m2K | ||
| hm | mean value of heat transfer coefficient | W/m2K | ||
| hb | bubble heat transfer coefficient | W/m2K | ||
| hgc | gas convective heat transfer coefficient | W/m2K | ||
| hpc | particle convective heat transfer koeffisient | W / m2K | ||
| h * =hφ | relativ varmeoverføringskoeffisient | |||
| N | fluidiseringshastigheten | |||
| Rc | kontakt termisk motstand av en gassfilm | |||
| Rk | motstand mot varmeoverføring av partikkelpakken | |||
|
Subscripts |
||||
| a | axial | |||
| mf | minimum fluidization | |||
| p | particle | |||
| r | radial | |||
|
greske Bokstaver |
||||
| λ | termisk conductivitycoefficient | W/m K | ||
| ε | porøsiteten i fluidized bed | |||
| pp | sand tetthet | kg/m3 | ||
| ρν | bulk sand tetthet | kg/m3 | ||
| φ | oppvarming helningsvinkel | º | ||
| τ | tid for kontakt til partikkelen pakke med overflaten | s | ||
Baskakov P. A., Berg, B. V., Vitt O. K., Filippov N. F., Kirakosy V. A., Goldobin J. M., Maskaev V. K., varmeoverføring til objekter midt i fluidized senger, Pulver Teknologi, 8, 273-282 (1973).
Baskakov, A. P., Bertg, B. V., Rizkov, A. F., Filippovkij, N. F., Processii teplo i massoperenosa v kipjascem sloje, Metalurgija, Moskva, s. 144-151, (1978).
Borodulja, V. A., Zabrodskij, S. S., Tamarin, A. I., Judickij, V. I., Isledovanie gidrodinamiki i temperaturnoprovodnosti psevdoozizenogo sloja, sb. Teplo-i massoprenos, Tom 5, Energia, Moskva s. 75-85, (1966).
Botterill, Jsm, Fluid-bed Heat Transfer, Academic Press, London (1975).
Ć, Mn, varmeoverføring Til Horisontale Rør I Fluidiserte Senger: Eksperiment Og Teori, Ph. D. Avhandling, Oregon State University, Corvallis, OR (1979).
Chen, Jc, Grace, Jr, Golriz, Mr, Varmeoverføring i fluidiserte senger: designmetoder, Pulverteknologi, 150, 123-132 (2005).
Davidson, Jf, Harrison, D., Fluidiserte Partikler, Cambrige University Press, Cambridge (1963).
Geljperin N. I., osnovi tehniki psevdoozizenie, Moskva, 184 (1967).
Groenewold, H., Tsotsas, E., Tørking i fluidisert seng med nedsenkede varmeelementer, Kjemisk Ingeniørvitenskap 62 (2007).
Hamidipour M., Mostoufi N., Sotudeh-Gharebagh R., Chaouki J., Overvåking av partikkelveggkontakten i en gassfluidisert seng AV RPT, Pulverteknologi 153, 119-126 (2005).
Huilin, L, Yunhua Z., Ding J., Gidspow d. Og Wei L., Undersøkelse av blanding/segregering av blandingspartikler i gassfaste fluidiserte senger, ChemicalEngineering Science, vol. 62, (2007).
Jovanovic, G. N., Catipovic N. M., Fitzgerald T. J. Og Levenspiel O., Fluidisering (J. R. Grace, J. M. Matsen, eds.), Plenum, New York, s.325-332 (1990).
Kunii, D., Levenspiel О, Fluidiseringsteknikk, 13, Wiley, New York (1969).
Martin, H., Varmeoverføring mellom gassfluidiserte senger av faste partikler og overflaten av nedsenket varmeoverføringsbytterelementer, Del I. Kjemisk Prosjektering og Prosessering, 18, 157-169 (1984).
Massoudi, M., Phuoc Tx, Ledning og spredning i skjærstrømmen av granulære materialer modellert som ikke-Newtonske væsker, Pulverteknologi, 175, 146-162 (2007).
Nauman, E. B., Oppholdstidsfordelinger i systemer styrt av dispersjonsligningen, Kjemisk Ingeniørvitenskap, 36(6), 957-966 (1981).
Peters, K., Orlichek A., Schmidt A., Wä transportf ④igkeiten av Wirbelschichten, Chem. Ing. Høyteknologisk., 25 (6), 313-316 (1953).
Schlunder, Eu, Waermeubergang og bewegte kugelschutt ungen bei kurzfristigem kontakt, Kjemisk Ingeniørteknologi Teknologi 43, 651-654, (1971).
Srinivasakannan, C. Og Balasubramanian, N., en forenklet tilnærming til tørking av faste stoffer i en batch fluidisert seng, Brazilian Journal Of Chemical Engineering, 19 (3), 293-298 (2002).
Wang L., Wu P., Zhang Y. P., Yang J., Tong L. G., Ni X. Z., Effekter av faste partikkelegenskaper på varmeoverføring mellom høytemperatur gassfluidisert seng og nedsenket overflate, Anvendt Termisk Engineering, 24, 2145-2156 (2004).
Zarghami R., Mostoufi N., Sotudeh-Gharebagha R., Chaouki J., Analyse Og modellering av partikkel-vegg kontakt tid i gass fluidized senger, Kjemisk Ingeniørvitenskap, 62, 4573-4578 (2007),