vätskedynamik; värme och massöverföring; och andra ämnen
experimentell undersökning av värmeledningsförmåga koefficient och värmeväxling mellan fluidiserad bädd och lutande utbytesyta
B. StojanovicI,*; J. JanevskiII; M. StojiljkovicIII
ifakulteten för maskinteknik, universitetet i Nis, Serbien, Aleksandra medevedeva 14, 18000 Nis, Serbien. E-post: [email protected]
Iifakulteten för Maskinteknik, universitetet i Nis, Serbien, Aleksandra Medevedeva 14, 18000 Nis, Serbien. E-post: [email protected]
Iiifakulteten för Maskinteknik, universitetet i Nis, Serbien, Aleksandra Medevedeva 14, 18000 Nis, Serbien. E-post: [email protected]
ABSTRACT
papperet presenterar experimentell forskning av värmeledningsförmåga koefficienter av den kiselhaltiga sandbädden fluidiseras med luft och en experimentell undersökning av partikelstorleken inflytande på värmeöverföringskoefficienten mellan fluidiserad bädd och lutande utbytesytor. Mätningarna utfördes för den specifika fluidiseringshastigheten och sandpartikeldiametrarna dp=0,3, 0,5, 0,9 mm. Den industriella användningen av fluidiserade sängar har ökat snabbt under de senaste 20 åren på grund av deras användbara egenskaper. En av de enastående egenskaperna hos en fluidiserad bädd är att den tenderar att upprätthålla en jämn temperatur även med ojämn värmefrisättning. På grundval av experimentell forskning har påverkan av processens operativa parametrar på de erhållna värdena för sängens värmeledningsförmåga analyserats. Resultaten visar direkt beroende av värmeledningsförmåga på blandningsintensiteten, graden av fluidisering och partiklarnas storlek. I axiell riktning har koefficienterna som har behandlats värden en hel ordning högre än i radiell riktning. Jämförelse av experimentella forskningsresultat med experimentella resultat från andra författare visar god överenskommelse och samma tendens till värmeledningsförmåga förändring. Det är välkänt i litteraturen att värdet av värmeöverföringskoefficienten är det högsta i det horisontella och det minsta i värmeväxlingsytans vertikala läge. Variation av värmeöverföring, beroende på lutningsvinkel undersöks inte i detalj. Skillnaden mellan värdena för den relativa värmeöverföringskoefficienten mellan vertikal och horisontell värmeposition för alla partikelstorlekar minskar med cirka 15% med ökningen av fluidiseringshastigheten.
nyckelord: fluidiserad säng; värmeöverföring; yta; partikel värmeledningsförmåga; kiselhaltig sand; Experiment.
introduktion
ända sedan dess uppkomst har fluidiseringsfenomenet uppmärksammats av många forskare. Dess tillämpning i många tekniska operationer härrör från dess utmärkta egenskaper, vilket återspeglas i: intensiv blandning av fasta partiklar, en hög kontaktyta mellan gas och fasta partiklar, en nästan konstant temperatur i hela sängen, samt enkel införande och avlägsnande av materialet från sängen. Under de senaste decennierna har många papper och studier av fluidiseringsprocessen och dess tillämpning publicerats, varav de flesta är baserade på experimentell forskning. Fältet för värmeledning har varit av stort intresse för forskare, eftersom den fluidiserade bädden kännetecknas av hög värmeledningsförmåga. Trots ett stort antal papper som behandlar detta problem (Massoudi och Phouc, 2007) är deras författares slutsatser mycket olika, ibland till och med motsägelsefulla. Orsakerna till denna spridning av resultat ligger i olika förhållanden där dessa experiment utförs. Dessa fakta har motiverat experimentell forskning med huvudmålet att bestämma värmeledningskoefficienterna för den fluidiserade bädden för partiklar av kiselhaltig sand med olika fraktioner. Baserat på de erhållna värdena för värmeöverföringskoefficienten kan man dra slutsatsen att tendensen för värmeöverföringskoefficientförändring förblir densamma, oberoende av partikelstorleken. Tendensen för värmeöverföringskoefficientförändring med ökning av fluidiseringshastigheten är mindre signifikant för större partiklar. Inverkan av de viktigaste parametrarna på värdena för värmeledningsförmågan hos den fluidiserade bädden har analyserats genom de erhållna experimentella resultaten.
på grund av mycket effektiv kontakt mellan gas och partiklar, dvs., fluidiserad säng och nedsänkta värmeväxlingsytor eller väggar, fluidiserade sängar har mycket intensiv värmeväxling. Värmeöverföring mellan den fluidiserade sängen och ytorna nedsänkta i sängen är en funktion av sängens dynamiska egenskaper (Martin, 1984), mest av allt bubbelrörelse och partikelblandningsintensitet. Det är emellertid uppenbart att fluidiseringshastighet och partikelstorlek är de mest inflytelserika faktorerna på utbytt värmekvantitet mellan ytor.
också viktiga faktorer i värmeöverföring mellan en nedsänkt yta och fluidiserad bädd är partikelrörelsen i närheten av värmeöverföringsytan, kontakttid med ytan och partikelkoncentrationen på väggen (Zarghami et al., 2007). Gas-och partikelrörelse ovanför, över och på sidosidan av utbytesytor är specifik, så förändringarna i dessa zoner undersöks mest i litteraturen.
problemets komplexitet och majoriteten av påverkande faktorer, som är svåra att inkludera i ekvationer, gör att experimentell bestämning av värmeöverföringskoefficienten accepteras.
värmeledningsförmåga hos den fluidiserade bädden
eftersom specifik termisk kapacitet hos fasta partiklar är volymetriskt högre än specifik termisk kapacitet hos gaser av flera order, är rörliga partiklar grundläggande värmehållare i sängen. I detta fall kan den vanliga Fouriers ekvation användas för att beskriva processen för värmeutbredning i den fluidiserade bädden, där den termiska diffusivitetskoefficienten återspeglar intensiteten i blandningen av material i bädden. Dess värde kan mätas med en modifierad metod för den momentana Värmekällan, vars väsen är som följer: en stark momentan termisk impuls skapas i den fluidiserade bädden genom att snabbt hälla en liten del av tidigare uppvärmda partiklar av samma material in i den. Momentet för att uppnå maximal temperatur tmax på ett visst avstånd från värmekällan registreras enligt ekvationen (Geljperin, 1967):
där n=3, 2, 1 beroende på om värmekällan är en punkt, en linje eller en yta. Rörelsen av bubblor möjliggör blandning av partiklar i emulsionsfasen, både i riktning mot sängens höjd och i radiell riktning, varigenom en viss mängd partiklar passerar genom varje observerad korsning av bädden. Eftersom partiklar i den icke-isotermiska bädden skiljer sig med avseende på värdet av entalpi, kommer ett resulterande flöde av varmare partiklar att uppstå om deras koncentration är högre på ena sidan av det observerade korsningen. Förutsatt att koncentrationen av varmare partiklar per volymenhet ändras endast i riktningen för partikelflödet, kan deras resulterande termiska flöde per ytenhet uttryckas som:
om följande uttryck för entalpi införs i uttryck (2):
vi får:
där XXL är värmeledningskoefficienten för fluidiserad bädd, som definieras som:
för bestämning av värmeledningskoefficienten i axiell riktning använde Borodulja och associates (1966) ett glasrör, längd av 1m, diameter av 80 mm. på den övre ytan av sängen skapades en momentan ytvärmekälla genom att hälla en liten del (5-7 volymprocent) av partiklar uppvärmda i en ugn upp till en temperatur av 100-700 OCCC. Tiden för partikelhällning var mindre än 0,5 s. För att mäta sängens temperatur användes två termoelement; en av dem placerades på fördelaren, den andra på halva sängens höjd. Mätningar utfördes med flera monodisperse och polydisperse fraktioner av olika typer av material för olika höjder av stillastående bädd. Behandlingen av experimentella data har visat att termisk diffusivitetskoefficient i axiell riktning kan beskrivas med följande ekvation:
bestämning av värmeledningskoefficienten i radiell riktning utförs i ett rör med diameter 175 mm. en momentan punktvärmekälla erhölls genom att snabbt hälla en liten del varma sandpartiklar längs apparatens axel genom ett glasrör med diameter 25 mm. för temperaturmätning placerades ett termoelement på höjden av hällningen av partiklar från röret, på avståndet 60-70 mm från dess axel.
forskningen har visat att det finns en mycket intensiv blandning av material i den fluidiserade bädden i axiell riktning. Axiell värmeledningsförmågaskoefficient var inom ci = (1100-6000) W/m.K. å andra sidan var blandning av material i radiell riktning relativt liten. Värden för radiella värmeledningsförmågaskoefficienter var: USC = (50150) W/M.K.
i deras publicerade papper, Peters et al. (1953) försökte beräkna värmeledningskoefficienten genom att bestämma temperaturprofilen i den fluidiserade bädden. Apparaten var i form av en parallellpiped, bredd 65 mm, längd 450 mm, Höjd 480 mm, som inte var helt fylld med sand (dekv=0,23 mm). Som värmekälla använde de en elektrisk värmare bestående av en trådspiral, som gav värme jämnt längs sängens tvärsnitt. Termisk isolering av kärlet förhindrade termisk förlust genom väggen från att vara högre än 7%. Beräknade numeriska värden för värmeledningsförmåga i axiell riktning var inom 1163-1977 W/M.K, medan de i radiell riktning var i storleksordningen 12002000 W / M. K.Peters et al. (1953) ange att dessa värden ökas avsevärt och att de är praktiskt taget omöjliga att erhålla på grundval av sådana experimentella förhållanden.
forskningen om värmeledningsförmåga hos den fluidiserade bädden visar förekomsten av dispersion av resultat erhållna av olika författare (Kunii och Levenspiel, 1976) eftersom de visar komplext beroende av värmeledningsförmåga på olika faktorer. Därför är det mycket svårt att ge någon approximation av erhållna resultat av något globalt empiriskt beroende. För praktiska beräkningar är det mycket mer tillförlitligt att ta absoluta värden av koefficienten avsugningar vid ett givet tillfälle.
experimentell metod
målet för experimentell forskning om fluidiserad bädd i detta dokument är bestämning av värmeledningsförmåga koefficienter beroende på operativa egenskaper hos fluidiserad bädd: hastighet, fluidiseringshastighet och storleken på partiklar. Experimentell forskning utfördes på en laboratorieapparat (Figur 1). Apparaten består av en mätdel, över vilken det finns ett rör för tillförsel av uppvärmd sand i sängen, en anordning för tillförsel av luft och en anordning för mätning, reglering och registrering av processen. Särskild uppmärksamhet ägnades åt konstruktionen av anordningen för tillförsel av uppvärmd sand i sängen. Material, som tidigare värmdes upp till en temperatur 250-350 OCCCC, sattes omedelbart in i den fluidiserade bädden genom snabb yta som hällde genom röret med diameter 45 mm på bäddytan.
en fläkt från den yttre miljön levererar den luft som behövs för fluidisering. Luftflödet mäts med en standardapparat, medan en ventil möjliggör det önskade luftflödet. För att stabilisera luftflödet är sektionerna framför och bakom apparaten tillräckligt långa. En kammare isolerad av glasull hjälper till att producera en jämn fördelning av luft på skärningspunkten mellan apparatens operativa del. En distributör placeras vid inloppet i apparatens operativa del, medan en avsmalnande förlängning, som förhindrar avlägsnande av mindre fraktioner, placeras ovanför. Kromel-alumel termoelement används för temperaturmätningar. En av dem placeras vid utloppet från sängen. En annan, för bestämning av termisk diffusivitetskoefficient i axiell riktning placeras omedelbart ovanför fördelaren (Figur 1a), dvs för bestämning av ar i radiell riktning (Figur 1b).
för att starta den experimentella bestämningen av värmeledningskoefficienten utfördes vissa mätningar. Kiselhaltig sand med olika fraktioner användes som material för fluidisering. Efter siktning i standardsiktar separerades fraktioner av kiselhaltig sand med en genomsnittlig partikeldiameter på 0,3 mm, 0,5 mm och 0,9 mm (Tabell 1). Följande egenskaper bestämdes för varje fraktion:
actual sand density pp,
actual sand density PN,
actuary partikeldiameter dp,
actubic porositet vid minimal fluidiseringshastighet emf,
actubic minimal fluidiseringshastighet Umf.
minsta fluidiseringshastighet bestämdes experimentellt och dess värde sammanfaller med värdet från ekvationen (Srinivasakannan och Balasubramanian, 2002):
partiklarnas bulkdensitet bestämdes genom att hälla fritt en viss mängd sand i ett kalibrerat kärl, medan den faktiska densiteten bestämdes av en picnometer. Värdet av specifik termisk kapacitet togs från Naumann (1981).
som sagt, för att bestämma värmeledningskoefficienten i axiell riktning placeras två termoelement på den stillastående bäddens axel, varigenom den första placerades vid 43,5 mm från fördelaren och den andra på bäddens yta. Genom att justera luftflödet erhålls den önskade lufthastigheten vid arbetstemperaturen. Vid denna arbetshastighet av luft, med känd minimal fluidiseringshastighet, bestämdes fluidiseringshastigheten. I detta etablerade tillstånd införs en redan beredd del av tidigare uppvärmd sand mycket snabbt genom det fasta röret. Under rörelsen av införd varm sand genom den fluidiserade bädden mätte termoelementen temperaturen i sängen, med registrering på ett förvärvssystem. För en uppsättning fluidiseringshastighet registrerades separata bäddtemperaturer var 0,02 s.vad som kan noteras är att temperaturen i sängen ökar på grund av rörelsen av heta sandpartiklar. Samtidigt läses tidsintervallet mellan två maximala temperaturökningar registrerade av termoelementen. För ett känt avstånd mellan termoelementen och lästiden beräknas värdet av den termiska diffusivitetskoefficienten. Eftersom termisk diffusivitet bestäms i axiell riktning antas det att i ekvation (1) värdet av n=1 (ytlig materialdosering). För en viss fluidiseringshastighet och de befintliga förhållandena upprepades experimentet flera gånger. Luftens hastighet ökades sedan och ett annat experiment utfördes, för samma sandfraktion, på det sätt som beskrivits ovan. Efter mätning av en viss fraktion töms den operativa delen av apparaten och en annan fraktion hälls in och samma experiment upprepas.
värdena för värmeledningskoefficienten i radiell riktning bestämdes med samma procedur som värdena för axiell ledningsförmåga. Såsom har beskrivits är skillnaden i termoelementens positioner, vilka i detta fall var i samma plan (Figur 1b) och med punktkällmaterialdosering (n=3).
resultat och diskussion
för bedömning av blandningsintensiteten i den fluidiserade bädden är koefficienten för effektiv värmeledningsförmåga auktoritativ. Med tanke på sambandet mellan värmeledningsförmåga och termiska diffusivitetskoefficienter visar Figur 2 beroendet av medelvärden för värmeledningsförmåga på fluidiseringsmedlets hastighet. Eftersom värmeledningsförmåga och termisk diffusivitet är anslutna genom specifik termisk kapacitet hos partiklar och densiteten hos den fluidiserade bädden, som beror direkt på bäddens porositet, liknar det sätt på vilket värmeledningskoefficienten ändras med fluidiseringshastigheten liknar det sätt på vilket den termiska diffusivitetskoefficienten ändras med fluidiseringshastigheten. Det maximala värdet av värmeledningsförmåga, som uppträder vid en fluidiseringshastighet av ungefär N = 2.5, återigen pekar på det faktum att, vid den hastigheten hos fluidiseringsmedlet, blandning av partiklar medför mer intensiva kontakter och kollisioner av fasta partiklar (Huilin et al., 2007). Förekomsten av maximumet kan också förklaras av en minskning av densiteten hos den fluidiserade bädden och en ökning av dess porositet med ökningen av gashastigheten, vilket kan orsaka olika egenskaper hos förändringen av värmeledningsförmågan koefficient.
i allmänhet är de erhållna värdena för termisk diffusivitetskoefficient i radiell riktning mindre med en hel ordning (Figur 3). I motsats till konduktivitetskoefficienten i axiell riktning, iDetta fall som kan observeras för alla genomsnittliga ekvivalenta diametrar är förekomsten av maximalt värmeledningsförmåga i radiell riktning vid en fluidiseringshastighet N=2,5. Enligt många forskare påverkar lokal koncentration av partiklar värmeöverföringen i betydelsen av dess intensifiering när den ringformiga fördelningen av partiklar över kolonnens tvärsnitt (med en fast kärna i mitten, en sällsynt bädd runt kärnan och en tät ring bredvid väggen) försämras. Samtidigt ökar blandningen av partiklar och frekvensen av deras ömsesidiga kollisioner, vilket ökar mer intensiv diffusion av värme. Vissa fluktuationer i värdena för termisk diffusivitet kan observeras i diagrammen om beroende av termisk diffusivitetskoefficient på fluidiseringshastigheten. Orsaken till dessa fluktuationer kan vara successiv ankomst av olika uppvärmda partikelpaket på observationsplatserna och ibland bubblor som passerar genom sängen. När bubblor går genom sängen kan en av de två termoelementen vid något tillfälle vara inuti en bubbla och därmed registrera luftens temperatur inuti bubblan. Eftersom luftens temperatur inuti en bubbla är högre än luftens och de fasta partiklarnas temperatur i emulsionsfasen, kommer en ökning av temperaturen att inträffa på den platsen i det ögonblicket.
genom deras interaktion påverkar alla behandlade hydrodynamiska parametrar på ett mycket komplext sätt global värmeöverföring i den fluidiserade bädden och följaktligen värmeledningsförmåga koefficienter. Dominans av några av dem förekommer endast i ett begränsat område. Resultaten som erhållits genom experimenten pekar på det faktum att bäddens porositet, d. v. s., koncentration av partiklar, även om en mycket viktig faktor för värmeöverföring i den fluidiserade bädden, är inte oberoende av partikelflöde, relativ partikel-och gashastighet och omvänd blandning.
mätinstrumentets procentuella fel bestämdes baserat på de erhållna värdena:
avståndet mellan de termoelement – 1%
tiden för OC – 0,4%
baserat på ovanstående värden var mätinstrumentets procentuella genomsnittliga kvadratfel 1,077%, medan felet vid bestämning av termisk diffusivitetskoefficient experimentellt var 8,8%.
med tanke på att de erhållna värdena för mätfelet för värmeöverföringskoefficienten ligger i de gränser som tillåts för experimentell forskning, kan resultaten betraktas som pålitliga och korrekta.
värmeöverföring mellan fluidiserad säng och ytor nedsänkt i sängen
det vanligaste sättet att värmeöverföring i fluidiserad säng är värmeöverföringen mellan den fluidiserade sängen och nedsänkta ytor av olika former och storlekar (Botterill, 1975).
värdet på värmeöverföringskoefficienten ökar när gashastigheten är högre än den minimala fluidiseringshastigheten. Den når sitt maximala för gashastigheten som kallas den optimala hastigheten för fluidiseringen. Därefter minskar den med ökningen av hastigheten.
det är allmänt accepterat att den övergripande konvektiva värmeöverföringskoefficienten över ytan kan anses bestå av tre tillsatskomponenter:
där hpc, hgc, hb är partikelkonvektiva, gaskonvektiva och bubbelvärmeöverföringskoefficienterna, och (1-fo) är tiden för kontakt av emulsionsfasen med värmeöverföringsytan (Chen et al., 2005).
tiden för kontakt av partikelförpackningen med ytan aug beror på både tidpunkten för kontakt av bubblor med ytan fo och frekvensen för transitering av bubblorna vid den betraktade punkten på ytan
där A är koefficienten som definieras som:
Rk och Rc in (10) är motståndet mot värmeöverföring av partikelpaketet och kontaktvärmebeständigheten hos en gasfilm. Hamidipour et al. (2005) undersökte partikelväggskontakt experimentellt och fann att partikelväggskontakttiden i en bädd av sandpartiklar minskar med ökande gashastighet i bubblande fluidiseringsregim.
den största delen av värmeöverföringens totala koefficient är partikelkonvektiv värmeöverföringskoefficient (Botterill, 1975, Baskakov et al, 1978):
man har sett att partikelstorleken har en viktig effekt både på värdet av den maximala värmeöverföringskoefficienten och på förändringen av effekten av vissa mekanismer på övervärmeöverföringen. Av denna anledning är partikelstorlekens inflytande på värmeöverföringen i den fluidiserade bädden det vanligaste målet för experimentell forskning. De experimentella resultaten (Wang et al., 2004) visar att, för små partiklar, dp< 0.8 mm, effekterna av termofysiska egenskaper hos partiklar på värmeöverföringskoefficienten blir viktiga med minskande partikeldiameter.
experimentell apparat
experimentell undersökning av värmeöverföring genom konvektion mellan ett nedsänkt rör och den fluidiserade bädden utfördes på laboratorieskalanordningen med 600 mm i höjd och det kvadratiska tvärsnittet av dimensionerna 160×160 mm.
den nedsänkta värmeväxlingsytan-en elektrisk värmare-är tillverkad av kopparrör, med ytterdiameter 16 mm och längd 100 mm. Tre termoelement är inbyggda på ytterytan – på framsidan, sidan och övre sidan – i förhållande till värmarens rotationsriktning till fluidiseringsluftflödet. Värmaren är fastsatt på bäraren i en ram med måtten 150×150 mm (Figur 4). Ramen kan roteras runt den horisontella axeln, 100 mm ovanför fördelaren, vilket möjliggör byte av värmarens lutning.
för att få samma arbetsförhållanden för varje fluidiseringshastighet ändrades värmarens lutning och temperaturen på värmarens yta och bädden mättes i varje vinkel. För en definierad fluidiseringshastighet ändrades värmarens lutning gradvis i steg om 10 kg från vertikalt läge (vinkel på 0 kg) till horisontellt läge (vinkel på 90 kg). För varje lutningsvinkel återställdes mätningarna efter att ha nått det stationära tillståndet. Proceduren upprepades för varje ny fluidiseringshastighet och alla tre partikelstorlekarna: 0,3, 0,5 och 0,9 mm. den stillastående bäddhöjden var 160 mm.
resultat och DISKUSSIONSSLUTSATSER
definiera medelvärdena för värmeöverföringskoefficienten mellan fluidiserad bädd och nedsänkta lutande utbytesytor antar definierade lokala värmeöverföringskoefficienter (Baskakov et al. , 1973), vars fördelning längs ytan är mycket ojämn på grund av olika aerodynamiska förhållanden.
mätningen av den lokala värmeöverföringskoefficienten mellan värmeytan och fluidiserad bädd utfördes för att definiera medelvärdet för värmeöverföringskoefficienten för hela värmaren. På grund av symmetri av flödet runt cylindern definieras medelvärdet av värmeöverföringskoefficienten som det aritmetiska medelvärdet av lokala värmeöverföringskoefficienter:
för att undersöka påverkan av sandpartikelstorlek på värmeväxling mellan den fluidiserade bädden och nedsänkt yta för en lutande värmare genomfördes undersökningar med partikeldiametrar på 0,3, 0,5 och 0,9 mm.
tendensen för värmeöverföringskoefficientförändring med ökning av fluidiseringshastigheten är liknande för mindre och större partiklar – figurerna 5, 6 och 7 (Baskakov et al., 1978), även om detta inflytande är mindre signifikant för större partiklar, för efter att ha nått en fluidiseringshastighet på 2.5, lufthastigheten påverkar obetydligt värmeöverföringskoefficienten fördelningen.
för att göra en bättre analys av partikelstorlek och fluidiseringshastighetspåverkan på värmeväxling mellan fluidiserad bädd och lutande yta, visar figur 8 beroendet av relativ värmeöverföringskoefficient (h*=h megapixlar/h megapixlar) på lutningsvinkel för fluidiseringshastigheter på 1 till 3.
figuren understryker tydligt tendensen hos värmeöverföringskoefficienten ändras för att förbli densamma, oavsett vad partikeldiametern, men med ökningen av partikeldiametern minskar påverkan av värmarens lutning. Sålunda, skillnaden mellan värdena för relativ värmeöverföringskoefficient i vertikal och horisontell position av värmaren för partikeldiameter 0,3 mm minskar från 24% till 10%; för en partikeldiameter 0,5 mm från 23% till 10% och för partikeldiameter 0,9 mm från 20% till 8% med ökningen av fluidiseringshastighet från N=1 till N=3,.
slutsatser
på grundval av resultaten av experimentell och teoretisk forskning av värmeledningskoefficienter i den fluidiserade bädden som hittills har genomförts, liksom på grundval av resultaten från vår egen experimentella forskning, har det bekräftats att den fluidiserade bädden har mycket god värmeledningsförmåga, vilket möjliggör dess tillämpning i många industriella processer för värmeväxling.
resultaten som erhållits i experimentell forskning har visat att värmeledningskoefficienter beror på den hydrodynamiska strukturen hos den fluidiserade bädden. Även om förändringen i värmeledningskoefficienterna skiljer sig åt i axiella och radiella riktningar beror det i allmänhet på fluidiseringshastighet och partiklarnas storlek.
för alla behandlade fraktioner av sanden var värdena för värmeledningskoefficienten för den fluidiserade bädden i axiell riktning inom 450-3100 W/mK, vilket också representerar det maximala värdet som uppnåtts i alla mätningar. De erhållna värdena för samma koefficienter i radiell riktning ligger inom 19-110 W/mK, vilket ger en tillfredsställande nivå av överenskommelse med resultaten från andra författare.
trots komplexiteten i analysen av värmeledningsförmåga genom den fluidiserade bädden ger de erhållna resultaten en realistisk bild som kan användas i all framtida teoretisk och experimentell forskning om processen för värmeledning i den fluidiserade bädden.
resultaten av experimentell undersökning bekräftar det direkta beroendet av värmeväxlingsintensitet på de aerodynamiska förhållandena i fluidiserad bädd. Det är uppenbart att frekvensen och kontaktperioden för värmeväxlingsytor med bubblor och partikelpaket beror på partikelstorlek, fluidiseringshastighet och lutning av värmeväxlingsytan.
tendensen för värmeöverföringskoefficienten ändras förblir densamma, oberoende av partikeldiametern. Emellertid minskar påverkan av värmarens lutning med ökningen av partikeldiametern. Så man kan dra slutsatsen att påverkan av partikelstorlek på värmeöverföringskoefficienten för lutande ytor kan försummas.
man kan också dra slutsatsen att påverkan av utbytesytans lutning på värmeöverföring mellan den fluidiserade bädden och nedsänkta ytor minskar med ökningen av fluidiseringshastigheten.
nomenklatur
|
symboler |
||||
|
a |
termisk diffusivitetskoefficient | m2 / s | ||
| Ar |
Archimedes nummer |
|||
| cp | specifik termisk kapacitet för fasta ämnen | J / kg K | ||
| Ds |
fast diffusivitet |
m2 / s | ||
| fo | tid för kontakt med bubblor med ytan | |||
| H |
entalphy |
kJ / kg | ||
| dp | partikeldiameter | m | ||
| h1 | lokal värmeöverföringskoefficient på framsidan | W / m2K | ||
| h2 | lokal värmeöverföringskoefficient på sidosidan | W / 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 koefficient | W / m2K | ||
| H * = H / H / H / H / H / H / H / H | relativ värmeöverföringskoefficient | |||
| N | fluidiseringsgraden | |||
| Rc | kontakta värmebeständighet hos en gasfilm | |||
| Rk | motstånd mot värmeöverföring av partikelpaketet | |||
|
Subscripts |
||||
| a | axial | |||
| mf | minimum fluidization | |||
| p | particle | |||
| r | radial | |||
|
grekiska Bokstäver |
||||
| λ | termisk conductivitycoefficient | W/m K | ||
| ε | porositet av fluidiserad bädd | |||
| pp | sand densitet | kg/m3 | ||
| ρν | bulk sand täthet | kg/m3 | ||
| φ | värmaren lutning vinkel | º | ||
| τ | tid för kontakt av partikeln paket med ytan | s | ||
Baskakov A. P., Berg B. V., Vitt O. K., Filippov N. F., Kirakosy V. A., Goldobin J. M., Maskaev V. K., Heat transfer till föremål nedsänkt i fluidiserad sängar, Pulver Teknik, 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, Vätskebädd värmeöverföring, akademisk Press, London (1975).
Utilitaripovi, M. N., värmeöverföring till horisontella rör i fluidiserade sängar: Experiment och teori, Ph. D. avhandling, Oregon State University, Corvallis, eller (1979).
Chen, JC, Grace, Jr, Golriz, Mr, värmeöverföring i fluidiserade sängar: designmetoder, pulverteknik, 150, 123-132 (2005).
Davidson, JF, Harrison, D., Fluidiserade Partiklar, Cambrige University Press, Cambridge (1963).
Geljperin N. I., Osnovi tehniki psevdoozizenie, Moskva, 184 (1967).
Groenewold, H., Tsotsas, E., torkning i fluidiserad bädd med nedsänkta värmeelement, kemiteknik 62 (2007).
Hamidipour M., Mostoufi N., Sotudeh-Gharebagh R., Chaouki J., Övervakning av partikelväggskontakten i en gasfluidiserad bädd av RPT, pulverteknik 153, 119-126 (2005).
Huilin, L, Yunhua Z., Ding J., Gidspow D. och Wei L., undersökning av blandning / segregering av blandningspartiklar i gasfasta fluidiserade sängar, Kemiskingenjörsvetenskap, vol. 62, (2007).
Jovanovic, GN, Catipovic Nm, Fitzgerald tj och Levenspiel O., fluidisering (Jr Grace, JM Matsen, Red.), Plenum, New York, s.325-332 (1990).
Kunii, D., Levenspiel Brasilianskt., Fluidiseringsteknik, 13, Wiley, New York (1969).
Martin, H., Värmeöverföring mellan gasfluidiserade bäddar av fasta partiklar och ytan på nedsänkta värmeöverföringsväxlarelement, del I. kemiteknik och bearbetning, 18, 157-169 (1984).
Massoudi, M., Phuoc TX, ledning och spridning i klippflödet av granulära material modellerade som icke-newtonska vätskor, pulverteknik, 175, 146-162 (2007).
Nauman, E. B., Uppehållstidsfördelningar i system som styrs av dispersionsekvationen, kemiteknik, 36(6), 957-966 (1981).
Peters, K., Orlichek A., Schmidt A., W exporterransportf exporter av wirbelschichten, Chem. Ing. Teknik., 25 (6), 313-316 (1953).
Schlunder, EU, Waermeubergang an bewegte kugelschutt ungen bei kurzfristigem kontakt, kemiteknik 43, 651-654, (1971).
Srinivasakannan, C. och Balasubramanian, N., ett förenklat tillvägagångssätt för torkning av fasta ämnen i en batchfluidiserad säng, 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 fasta partikelegenskaper på värmeöverföring mellan högtemperaturgasfluidiserad bädd och nedsänkt yta, tillämpad termisk teknik, 24, 2145-2156 (2004).
Zarghami R., Mostoufi N., Sotudeh-Gharebagha R., Chaouki J., analys och modellering av partikelväggskontakttid i gasfluidiserade sängar, kemiteknik vetenskap, 62, 4573-4578 (2007),