Тема12 http://library.krasu.ru/ft/ft/_umkd/1536/u_lecture.pdf

Тема12
http://library.krasu.ru/ft/ft/_umkd/1536/u_lecture.pdf
1. Математическое описание термического разложения сланца
3.2.2 Математическое описание процесса разложения в кусковом слое
Решение «внешней» задачи базируется на общем критериальном уравнении Нуссельта
противоточного теплообмена в кусковом слое .
Nu = A∙Reⁿ
(1.2),
Где А и n –эмпирические коэффициенты.
Для
решения
«внутренней»
задачи
использованы
уравнения
Б.И.Китаева
[30],
учитывающие форму, размер и термическое сопротивление кусков материала, а также
порозноть слоя. Сравнение расчётных и элементарных данных показало хорошее согласие
теории с практикой. Переменные данной теории позволяют не только определять
параметры технологического режима, но и проанализировать влияние на процесс
термического разложения формы кусков сланца, скорости подачи теплоносителя.
Предлагаемая теория позволяет получить более глубокое представление о процессе, чем
это возможно при экспериментальных методах.
В работе [31] для расчёта теплообмена в газогенераторах использованы предпосылки,
сходные с принятыми А.К.Митюревым. Объёмный коэффициент теплоотдачи также
определяется по формуле Б.И.Китаева. Полученные результаты подтверждают выводы
работы [26] и позволяют оценить характер теплообмена в разных частях шахты
полукоксования.
Анализ
тепловых
режимов
газогенераторов
позволил
автору
рекомендовать пути повышения химического к. процесса и усовершенствовать
конструкцию агрегатов.
Исследование механизма процессов сушки и полукоксования в куске сланца проведено в
[29]. Предложена физическая модель, по которой все стадии процесса происходят
послойно, зона испарения влаги и термического разложения керогена перемещаются от
поверхности куска к центру. Перенос вещества в куске осуществляется по смешанному
механизму диффузии и фильтрации и зависит от положения зоны образования паров и
газов относительно куска. Автор предлагает расчётные соотношения для определения
теплофизических констант сланца и полукокса. В работе [32] на основании анализа
существующих способов решения «внешней» и
«внутренней» задач теплообмена,
сравнения их с решением уравнения теплового баланса зоны полукоксования
газогенератора, определяется объёмный коэффициент теплоотдачи ά в виде функции
активной величины удельной поверхности теплообмена Sa. Наиболее вероятные значения
ά и Sa, характер их взаимосвязи устанавливается графоаналитическим путём.
Из зарубежных исследований наибольший интерес представляют работы американских
учёных [33,34] по моделированию процесса полукоксования сланца на основе общих
принципов описания тепло- и массообмена. В [33] изучается процесс подземной
газификации горючих сланцев. Распространение грунта одномерного теплового потока в
слое сланца описано системой двух дифференциальных уравнений в частных
производных. Для стационарных условий полукоксования найдена аналитическая
зависимость температуры газа от массовой скорости, подаваемой паровоздушной смеси. В
[34] описывается математическая модель переработки сланца в реторте горного бюро
США мощностью 150 т. В сушки, при этом отдельно рассматриваются два процесса
полукоксования сланца и сжигания. Модель процесса сжигания состоит из двух линейных
дифференциальных
уравнений,
характеризующих
распределение
температур
и
концентраций кислорода с учётом константы скорости реакции типа уравнения
Аррениуса. Полученные модели позволяют лишь следить за скоростью распределения
тепловой волны и рассчитывать стационарные значения некоторых параметров
исследуемых аппаратов.
Другой путь моделирования избрали авторы в работах [35,36] где предлагается
математическая модель (зоны) полукоксования в газогенераторе с поперечным потоком
теплоносителя в виде системы балансовых
уравнений, описывающих сложные
взаимосвязанные явления тепло- и массообмена при термическом разложении сланца.
Зона полукоксования рассматривается, как сложный двухфазный реактор с поперечно
движущейся газовой 1 и твёрдой 2 фазами.
Таким образом, до настоящего времени не выработано единого подхода к моделированию
процесса полукоксования сланца в газогенераторах. Исследователи ограничиваются
частными результатами, получая математические описания отдельных строк процесса, не
ориентированные на комплексное решение задач оптимизации с помощью современных
технических средств.
Вместе с тем существует обширный материал математического описания аналогичных
процессов, который требует детального обобщения и анализа применимости для задач
математического описания процессов термического разложения сланцев.
3.3 Анализ литературных данных описания аэродинамического сопротивления
продуваемого плотного слоя
Как
следует
из
предыдущего
раздела
наибольшую
сложность
представляет
математическое описание процесса массо и теплообмена в шахте полукоксования,
фактически в продуваемом плотном слое. Интенсивность тепло и массообмена
определяется аэродинамической обстановкой в слое.
М. Э. Аэровым [37] обобщена большая часть данных по сопротивлению неподвижного
слоя, опубликованных до 1968 г., и получены зависимости для коэффициента
сопротивления. Ряд рекомендаций по расчёту перепада давлений в движущемся слое
содержится в [38,39]. Однако в последние годы появилось значительное количество новых
работ, особенно для полидисперсных кусковых материалов. В них используются
различные зависимости для перепада давлений и коэффициента сопротивления, в связи с
чем возникла необходимость их сопоставления и анализа.
3.3.1 Сопротивление слоя частиц регулярной формы
Сведения о сопротивлении движущегося слоя получены в [40] для поперечной продувки,
в [41,42] для противотока (Приложение1). Согласно данным],полученным при умеренных
(до 100˚С) температурах и скоростях до 5 мм/с делается следующий важный вывод. При
близкой структуре и порозности сопротивление фракционированного движущегося
и остановленного слоёв практически одинаковы. Влияние фактора движения не
обнаружено. Аналогичные результаты получены авторами [40] при испытании
лабораторного высокотемпературного (t=1000÷1400˚С) теплообменника, а также на
опытно-промышленном и промышленном воздухонагревателях с поперечно продуваемым
слоем.
Не обнаружено влияния движения и в [43], где изучали сопротивление слоя частиц
регулярной и неправильной формы при противоточной продувке слоя. Данные для
движущегося с небольшими скоростями слоя удовлетворительно согласуются с формулой
[37] для неподвижного слоя. Однако по данным ряда авторов [44, 45] сопротивление
движущегося слоя ниже, чем неподвижного. Видимо основной причиной этого является
имевшее место в опытах различие в порозности. Так, при скоростях насадки, близких к
режиму несвязного движения, значительной стеснённости, высокой скорости газов при
противотоке возможно разрыхление слоя, изменение его структуры по сравнению с
неподвижным. Но при ε = idem нет оснований ожидать уменьшения сопротивления при
движении. Напротив, при значительных скоростях насадки фактор движения приводит к
росту сопротивления, как, например, в [42], где изучалось сопротивление противоточного
продуваемого слоя, движущегося с высокими скоростями (до 120 мм/с). Для расчёта
сопротивления в таких условиях в
рекомендуется в уравнение Эргуна подставлять
относительную скорость газов. Аналогичные рекомендации для области υ сл > 0,2υ даны в
[46] на основании анализа данных [47].
3.3.2 Сопротивление слоя кусковых материалов
В литературе известно достаточное количество данных о сопротивлении фракционных
слоёв и смесей различных кусковых материалов. Часть этих данных для неподвижного
слоя систематизирована и обобщена М. Э. Аэровым [37] в виде зависимости  Э   Re Э  .
При расчёте эквивалентного коэффициента сопротивления удельная поверхность частиц
определялась с учётом коэффициента формы. В [37] приведены значения этого
коэффициента, характеризующего отклонение формы частиц от сферической, полученные
различными непосредственными методами (измерением размеров зёрен, по адсорбции
газов, по перепаду давлений при вязкостном режиме). Для широкого круга материалов
(сланец, известняк, щебень, гравий, песок и т. д.) коэффициент формы изменяется в
диапазоне 2,38-1,1 без какой-либо определённой закономерности.
Для
расчёта
коэффициента
сопротивления
слоя
кусковых
материалов
в
[37]
рекомендована зависимость (2-2), обобщающая с точностью до ±33% данные ряда работ.
Результаты
анализа
неподвижных
и
показывают,
движущихся
что
слоёв
большинство
различных
данных
материалов
по
сопротивлению
удовлетворительно
описывается уравнениями М. Э. Аэрова, что позволяет рекомендовать их в качестве
расчётных. Однако их значительная погрешность
(±50%) делает
необходимым
дальнейшее совершенствование методики обобщения опытных данных по сопротивлению
слоя.
3.3.3 Методика расчета аэродинамического сопротивления слоя
Перепад давления в слое определяется из уравнения
p   Э
 2 ф а
Н.
2 3
(2-1)
Эквивалентный коэффициент сопротивления движущегося и
подсчитывается по зависимости [37]
Э 
8k
 kИ .
Re Э
(2-2)
неподвижного слоя
Значения входящих в уравнение (7-2) константы Козени – Кармана и инерционного
компонента коэффициента сопротивления, рекомендуемые в [37]
Уравнение (2-2) справедливо в области Re Э  2  103 для движущегося и неподвижного
слоя частиц регулярной и нерегулярной формы, для широких и узких каналов с точностью
до ±50%. Эквивалентное число Рейнольдса имеет вид:
Re Э 
4ф
.
а
(2-3)
При неподвижном слое, а также при движении слоя с небольшими скоростями (
СЛ  0,2ф) в (2-1), (2-3)
Таблица 7-3
KH
Характеристики слоя
k
Гладкие сферические частицы
4,55/4,8
0,45/0,385
Цилиндрические (таблетки, гранулы) и
седлообразные частицы
4,8/6,9
0,585/0,68
Частицы нерегулярной формы (кусковые
материалы)
5,0/6,9
0,75/0,68
Примечание. Данные для широких каналов (D/dT > 10) приведённые в числителе, для
узких (D/dT < 10) – в знаменателе. подставляется скорость фильтрации, т. е. скорость газа,
отнесённая к полному сечению аппарата. В случае, когда скорость насадки превышает
этот предел, в указанных выражениях при противотоке используется относительная
скорость:
ОТН  Ф  СЛ  .
(2-4)
Для прямоточного движения компонентов необходима экспериментальная проверка этой
методики. Удельная поверхность частиц в выражениях (7-1), (7-3) при широких каналах
(D/dT>10) подсчитывается по формуле
a
6(1   )
dT
(2-5)
Здесь ε – порозность слоя соответственно в покое или движении. Размер частиц для
смесей определяется как средневзвешенный по поверхности:
1
 n gifi 
 .
d T   
 i 1 dTi 
(2-6)
Коэффициент формы, характеризующий отклонение формы частиц от сферической
(отношение поверхности реальной частицы к поверхности шара такого же объёма), для
шаров равен 1, а для частиц регулярной и нерегулярной формы – больше единицы и
определяется по данным [37,38,39].
Для узких каналов (D/dT < 10) в выражениях (2-1) – (2-3) подставляется значение
суммарной поверхности частиц и стенок канала:
a'  a  aCT .
(2-7)
Коэффициент φ, зависящий от симплекса D/dT, определяется из диаграммы [48].
φ
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
D/dT
0.2
0.4
0.6
0.75
0.85
0.95
0.98
1
1
1
При неизотермическом течении скорость и физические характеристики газа относят к его
средней температуре.
Приведённые зависимости справедливы для плотного слоя (Fr > Frкр) при скоростях
воздуха ниже предельной скорости, при которой слой начинает терять устойчивость и
наблюдается его разрыхление. Эта скорость при противоточной продувке определяется
значением числа газодинамической устойчивости слоя Pу  pg об Н   0,6 . Если
пренебречь зависимостью коэффициента аэродинамического сопротивления от числа
Рейнольдса, то из этого условия получим следующее выражение для определения
предельной скорости фильтрации:
 'ф  1,1
 об g 3
.
 Эа
(2-8)
В указанных условиях (Fr > Frкр1, ру < 0,6) порозность слоя практически не зависит от
скоростей компонентов, а определяется фракционным составом, шероховатостью
поверхностей канала и частиц, условиями стеснённости . При отсутствии прямых
опытных данных порозность может быть принята равной 0,36-0,42, а для смесей со
значительной степенью полидисперсности подсчитана по приближенной методике [49].
3.4 Межкомпонентный теплообмен в продуваемом плотном слое
3.4.1 Анализ литературных данных по межкомпонентному теплообмену
Перенос тепла
от потока газа к поверхности частиц в слое в общем случае
осуществляется конвекцией и излучением. В большинстве случаев определяющую роль
играет конвективный перенос, лучистая составляющая невелика. Общее критериальное
уравнение, описывающее межкомпонентный теплообмен в движущемся слое, имеет вид:
NuЭФ   Re, Pr, BiT , Fr, D / dT , H / D, f H / f BH , T / TT  . (3-1)
Влияние термического сопротивления
теплопроводности частиц согласно [50]
сказывается при BiT > 0,1 (в общем случае граничное значение BiT зависит от числа Фурье
– см. Гл. 1). В [47] на основании численного решения задачи и экспериментальной
проверки в качестве границы, определяющей влияние внутреннего сопротивления,
рекомендуется использовать значение комплекса
Y
3T H (1   )
 60 . (3-2)
Ф сR 2T
Он менее удобен, чем число Био, так как входящая в него высота слоя число Фруда не
сказывается на теплообмене. Влияние геометрических факторов проявляется лишь в
области D/dT < 10, H/D < 6. При протекании в слое процессов массы (сушки, химических
реакций) они могут оказывать влияние на теплообмен . Однако в большинстве работ
[51,52] химические реакции учитывают только в уравнениях теплового баланса в виде
источников (стоков) тепла, поправки же к коэффициенту теплоотдачи не вводят.
Рассмотрим известные в литературе расчётные зависимости по теплообмену в
движущемся
слое,
привлекая
для
сравнения
наиболее
надёжные
данные
для
неподвижного слоя.
В. Н. Тимофеев [50], обобщив данные различных авторов для неподвижных слоёв,
получил надёжные зависимости, которые хорошо согласуются с основанной на
гидродинамической теории теплообмена формулой З. Ф. Чуханова [53], данными [37, ]
для сферических частиц и [37.54] для кусковых материалов.
Как
показывает
анализ,
интенсивность
теплообмена
в
движущемся
слое
с
равномерным распределением компонентов близка к данным для неподвижного
слоя.
Об
этом
свидетельствуют
полученные
в
лабораторных
установках
при
противоточной продувке данные [55,56]. К аналогичным выводам приводят и результаты
исследований [57], проведённых на лабораторной установке с вертикальным поперечно
продуваемым
слоем,
а
также
результаты
испытаний
высокотемпературного
теплообменника подобного типа [40]. Измерения, выполненные в [57], показали, что в
шахтных аппаратах с перекрёстной продувкой неравномерность распределения скоростей
газов по сечению не превышает 30%. Влияние на интенсивность теплообмена
соотношения водяных эквивалентов компонентов (0,8 ≤ WT/W ≤ 1,5) и скорости насадки
(υСЛ < 60 см/с) в исследованных пределах изменения этих величин не обнаружено
[40,55,57].
3.4.2 Методика расчёта межкомпонентного теплообмена в слое
Как указано выше, коэффициент межкомпонентного теплообмена в общем случае должен
учитывать конвективную и лучистую составляющие теплопереноса от газа к поверхности
частиц, а также влияние внутреннего термического сопротивления теплопроводности
частиц.
Коэффициент конвективной теплоотдачи α для неподвижного и движущегося слоёв
частиц правильной и неправильной формы при достаточно равномерном распределении
компонентов рекомендуется определять из обобщённых зависимостей В. Н. Тимофеева
[50]:
при
Re  200 Nu  0,106 Re;
Re  200 Nu  0,61 Re 0, 67 .
(3-3)
Формулы с погрешностью не более ±30% справедливы при противоточной, прямоточной
и перекрёстной продувке при условии, что степень неравномерности распределения по
сечению отношений водяных эквивалентов WT/W не превышает ±20-30%. Они обобщают
данные для сферических частиц, руды, каменного и древесного углей, гипсовой крошки,
кокса, песка, щебня. С учётом выводов [37] о незначительном влиянии формы частиц, они
могут быть использованы и для неизученных материалов. Обоснованность приведённых
рекомендаций для движущегося слоя подтверждается удовлетворительным согласованием
(3-3) с данными для противоточно и перекрёстно-продуваемых слоёв при небольшой
неравномерности
Для полупромышленных установок большой производительности со значительной
неравномерностью и при отсутствии специальных мер по её устранению расчёт может
выполняться по данным Л. С. Пиоро [44], Нортона [58,59], которые обобщаются
зависимостями (3-3) при введении в них поправочного множителя, учитывающего
влияние неравномерности
при Re < 200 φH = 0,132 Pr0,33,
(3-4)
при Re > 200 φH = 0,04 Re0,2 Pr0,33.
(3-5)
Уравнения справедливы при 0,68 ≤ Pr ≤ 1,1; D/dT > 40; 0,7 ≤ H/D ≤ 3,5; 0,5 ≤ Т/ТТ ≤ 2.
В случаях, когда неравномерное соотношение водяных эквивалентов в противоточных
аппаратах обусловлено только неравномерным распределением газов вследствие
неодинаковой высоты слоя, степень ухудшения эффективной теплоотдачи по сравнению с
неподвижным слоем определяется зависимостью , справедливой при 70 ≤ Re ≤ 420; 1,08 ≤
НМАКС/НМИН ≤ 3,17; 1,1 ≤ Т/ТТ ≤ 2,1;
H

NuЭФ
 2,3 МАКС 
Nu
 Н МИН 
 0 ,8
 Re 


 Re KP 
H

0 , 55 МАКС 
 Н МИН 
1б 35
.
(3-6)
здесь НМАКС, НМИН – максимальная и минимальная высоты слоя в аппарате ; ReKP –
характеристика потери устойчивости слоя, определяемая уравнением О. М. Тодеса [37]:
ФКР dT
Ar



;
Re КР  
1400  5,22 Ar 



3
 Ar  gd T T   .



2

(3-7)
В зависимостях (3-3) – (3-7) определяющими являются скорость фильтрации и средняя
температура газов. Определяющим размером для монофракционного слоя сферических
частиц является их диаметр, для несферических частиц регулярной и неправильной
формы – диаметр эквивалентного по поверхности шара dT = f0,5d, для смесей –
среднеповерхностный размер (3-7); коэффициенты формы для различных материалов
могут быть приняты по данным гл. 3 [37,38,39].
По коэффициентам теплоотдачи
α легко определяется объёмный
коэффициент
теплоотдачи
αν = αα.
(3-8)
Как указано выше, коэффициенты теплоотдачи, определяемые зависимостями (3-3) – (37),
являются
эффективными,
учитывающими
неравномерность
распределения
компонентов.
Поправка к значению α на внутреннее термическое сопротивление частиц вводиться при
Bi > 0,1 ÷ 0,2. в приближённых расчётах для определения поправки μ1 может быть
использована предложенная в [54] упрощённая формула ,справедливая при Bi ≤ 5. Однако
более обоснованной является методика [50], учитывающая условия, характерные для
слоевых (и в особенности технологических) аппаратов – высокие значения числа Био и
различие водяных эквивалентов компонентов. Составленная
номограмма позволяет
определить поправку μ1 в широком диапазоне изменения определяющих критериев (0 ≤ Bi
≤ 40; 0,1 ≤ WT/W ≤ 10). При использовании методики [50] в формулу для
среднелогарифмического температурного напора при противотоке к отношению
температурных перепадов tб / t м необходимо вводить поправку μ2, определяемую из
номограммы.
Доля лучистого теплопереноса в слое определяется соотношением [60]

QЛ  ' ' л  ' л t ' 'T t 'T 
.

QК
 ЭФ taV
(3-9)
Здесь t’’T и t’T – температуры на границах слоя; α, Ω, V, - удельная поверхность, сечения и
объём слоя; ∆t – средний температурный напор.
Коэффициенты лучистого теплообмена в слое при допущении о равенстве лучистых
температур истинным температурам материала согласно [60] определяются из уравнений:
3
4С 'Т  Т ' 'Т 
 ' 'л 

;
100  100 
Расчёты
показывают,
что
для
#
4С 'T  T 'T 
 'л 

 .
100  100 
подавляющего
(3-10)
большинства
случаев
(при
температурах газов до 1000ºС и скоростях фильтрации более 1 м/с) лучистая
составляющая не превышает 3 – 5% от конвективной, что позволяет пренебречь ею.
4. Методика конструкторского расчёта и некоторые расчётные характеристики
теплообменников с движущимся продуваемым слоем
4.1 Методика конструкторского теплового расчёта
Конструкторский тепловой расчёт выполняется в соответствии с общими положениями на
основании уравнений теплового баланса, теплоотдачи (гл. 1) и приведённых выше
рекомендаций по расчёту теплообмена в слое. При использовании эффективных
коэффициентов теплообмена [уравнения (7-9 – (7-10)] среднелогарифметический
температурный напор в аппарате определяют по среднеэнтальпийным температурам
компонентов с учётом схемы их движения. Взаимное направление движения компонентов
выбирают, учитывая особенности различных схем. Принципиальные преимущества
противотока (больший температурный напор, равномерные поля температур компонентов
на выходе) могут быть реализованы только при равномерном распределении водяных
эквивалентов газов и насадки, достижимом лишь с помощью достаточно сложных
конструктивных мероприятий. Однако даже в таких условиях противоточные аппараты
(особенно большой производительности) имеют значительное сечение в плане и в связи с
этим большие габариты участков подвода и отвода насадки. При перекрёстной продувке
неравномерности распределения компонентов и габариты аппаратов по сравнению с
противотоком меньше, несмотря на снижение среднего температурного напора.
Увеличение числа ходов улучшает тепловые характеристики аппаратов с перекрёстным
током, но сопровождается усложнением их конструкции. В аппаратах с промежуточным
теплоносителем перекрёстную проводку следует осуществлять с прямым включением
ходов, когда в первом (по газам) ходе с горячими соприкасаются наиболее нагретые во
втором ходе слои насадки. Проведённые в [Л. 128] расчёты показали, что по тепловой
эффективности
двухходовая
схема
с
прямым
включением
ходов
эквивалентна
трёхходовой с обратным включением. В технологических аппаратах, где необходимо
уменьшить неравномерность температур материала в выходном сечении, целесообразно
применять обратное включение ходов, когда в первом (по газам) ходе с горячими газами
соприкасаются наименее нагретые слои материала. В § 8-5 приведённые соображения
проиллюстрированы конкретными примерами.
4.2 Технологические аппараты
Целью расчёта технологических аппаратов является определение поверхности насадки
(сыпучего материала), обеспечивающей передачу заданного количества тепла, и
необходимых размеров теплообменной камеры – толщины слоя, сечения, объёма. В числе
прочих исходных данных должны быть заданы расход материала, его химический и
гранулометрический состав. Для технологических аппаратов в общем случае характерно
протекание одновременно с теплообменом гетерогенных химических реакций на границах
раздела фаз. При нагреве влажных материалов происходит и их сушка. В связи с этим
уравнение теплового баланса должно учитывать соответствующие тепловые эффекты [см.
уравнение (1-8)].
Они могут быть учтены и с помощью условной кажущейся теплоёмкости материала [Л.
110]
cТ .КАЖ  сТ .ФИЗ  сТ . ХИМ  сТ 
QВЛ  QХР
.
GТ t ' 'T t 'T 
При выборе скорости продувки следует учитывать следующие соображения: с ростом
скорости газа возрастает интенсивность теплообмена, что позволяет уменьшить габариты
аппарата, но одновременно (причём более резко) растут и потери давления в слое.
Оптимальная скорость
определяется конкретными
условиями
и
выбирается по
результатам вариантных расчётов. В аппаратах со свободной поверхностью слоя
(противоточных, с наклонными продуваемыми снизу решетками) во избежание его
разрыхления
максимальная
скорость
газа
не
должна
превышать
предельную,
определяемую уравнением (7-8). В аппаратах с зажатым (например, вертикальным
перекрёстно-продуваемым) слоем максимальная скорость может быть выше на 30-40%.
Если заданы максимально допустимые потери давления в слое, то необходимость в
вариантных расчётах отпадает. Значение скорости фильтрации, соответствующее
максимальному перепаду давлений, при заданных размерах частиц слоя определяется из
следующей приближенной формулы, полученной из совместного рассмотрения уравнений
теплового баланса, теплообмена и гидравлического сопротивления:
1
 2  4т С2"
t ar  3dTn 1  3 m  n


.
Ф  
рМАКС
mn
m

С

t

a
1
r


(8-1)
Здесь С1, С2, n, m – постоянные в зависимостях
NuЭФ  С2 Re n ,  Э  С1 Re э m ;
αг – коэффициент температуропроводности газа; α - удельная поверхность частиц.
При каждом выбранном значении скорости газов по изложенной выше методике
определяют коэффициент теплоотдачи α, а затем из уравнения теплоотдачи (1-9) –
расчётную поверхность нагрева, т. е. поверхность частиц в теплообменном участке FК.
сечение, объём теплообменного участка и толщину (высоту) слоя определяют
соответственно из соотношений
K 
F
V
F
Gr
; VK  K ;   K  K ,}
a
 a
pФ
(8-2)
где удельная поверхность частиц подсчитывают с учётом коэффициентов формы по
уравнению (7-5). Расчёт может проводиться также по объёмному коэффициенту
теплообмена – уравнение (7-15). Тогда объём камеры находят из формулы
VK 
Q
,
aV t K
(8-3)
а FK и δ – из уравнений (8-2). Полезно найти и удельные характеристики аппарата,
отнесённые к 1 т/ч сырого материала. Они позволяют легко определять габариты
аппаратов различной производительности. Изменение производительности при прочих
равных условиях приведёт к пропорциональному изменению сечения по газам, объёма
теплообменной камеры и поверхности теплообмена, толщина слоя останется неизменной.
Среднюю по сечению скорость движения и время пребывания насадки в теплообменной
камере рассчитывают по формулам:
СЛ 
GT
;
 об  гор
r
H
 сл
.
(8-4)
здесь Ωгор – горизонтальное поперечное сечение камеры, которое при противоточной
продувке совпадает с сечением по газам Ωк, а при перекрёстном токе
 гор  В,
(8-5)
где В  К / Н - глубина камеры; Н – её высота.
При данном Ωк соотношение между В и Н выбирают из конструктивных соображений.
Таблица 7-2
Авторы
Червоткин В. В.,
Минеев Ю. В. [Л.
244]
Чукин В. В.,
Кузнецов Р. Ф. [Л.
250, 251]
Рекомендуемая зависимость
211
 0,85
Re Э
Э 
Т
Н
100
0,095
р   сл  2 ф
 сл  150 
2
dT
Материал частиц
Размер
частиц
Режимные и
геометрические
характеристики опытов
Примечание
Кусковая руда
Фракции 35, 5-7, 7-12,
12-15 мм
υсл ≤ 3 мм/с
Противоток
Кусковые материалы,
железорудные
окатыши, горох
Фракции от
4 до 15 мм
υсл > 3 мм/с
ε = 0,5÷0,55
7,8 ≤ D/dT ≤ 25,4
Противоток
p1  сл1


p 2  сл 2
Дурнов В. К. [Л.
88]

 dT
1   2  D



 dT
 1  1  D


p  150
Yoon S., Kunii D.
[Л. 327]
Мальцева Г. В. [Л.
156]
f H 1, f Н 2 - коэффициенты

0,5


0,5

1   2
1 
f H 2 
1 
f H 1 
 ОТН
2
3
dT
1    2 OTH
 1,75 3

dT
 Э  3,83 Re Э 0,17 
 l
 
 dT



 0 ,17


 dT



 0 , 47

Агломерат, кокс,
известняк
Фракции от
0,5 до 10 мм
и их смеси
Сферические
частицы стекла
Смесь
фракций dT =
0,13;
0,26; 0,48 мм
Сферические
частицы
корундомуллита
 сл  0,07  0,7 мм / с
12  D / d T  25,4
 сл  120 мм / с
35  D / d T  500
  0,37  0,39
внешнего трения; ω1, ω2 –
экспериментальные
коэффициенты;
1
dT  g i / gTi  .
Противоток
Приведённая относительная
скорость газа
 ОТН   ф /    сл  .
Противоток.
1
d T  g i / dTi 
сл  5 мм / с
Фракции 5,3;
9,5 мм
250  Re Э  2500
27,2  l / dT  47,3
10,9   / dT  47,3
Перекрёстный ток
Сурин С. М. [Л.
207]
Э 
348
 0,26
1, 6
Re Э
36,3
 0,4
Re Э
Кашунин Е. И. [Л.
105]
Э 
Нехлеьаева Ю. П.,
Деменьтьева В.
М., Чабан М. С.
[Л. 167]
p  
 2 ф Н
2
3 


1    

3
d

Корундомуллит.
алюмосиликат, песок
Фракции 5,2
и 3,5 мм;
смесь 0,5 мм
Чугунная дробь,
гравий
Фракции 6
мм
Известняк, кварциты,
пшено
Фракции
0,62; 1,02;
1,42; 2,02 мм
67  Re Э  520
1,08 
Н МАКС
 3,14
Н МИН
Противоток
1,1  Т / Т Т  2,1
Re Э  120
t  330  120C
-
Перекрёстный ток
Противоток
Таблица 7-4
Авторы
Чуханов З. Ф.,
Шапатина Е.
А. [Л. 214]
Тимофеев В.
Н. [Л. 214]
Круглов С. А.,
Скобло А. И.
[Л. 122]
Рекомендуемая
зависимость
Характеристика
частиц
Пределы
применения
зависимости
I. Неподвижный слой
Шарики,
цилиндры, кокс,
Re > 200
шамот d T  1 5
мм
Сферические
частицы (гипс,
стекло), железная
Re < 200
руда, коксовая
Re > 200
крошка,
Bi < 0,2 ÷ 0,3
подмосковный
уголь, гипсовая
крошка
II. Движущийся слой
Nu = 0,24 Re0,83
Nu  0,106 Re
Nu  0,61 Re 0, 67
Nu ЭФ  0,1 Re
40 ≤ Re ≤ 200
210 ≤ Re ≤ 610
50 ≤ Re ≤ 230
Nu ЭФ  0,286 Re 0,8
Nu ЭФ  0,157 Re 0,8
t ' n  110C
Нортон [Л.
313, 314]
Каолиновые шары
dТ = 7,9 и 12,5 мм
-
t ' n  980C
t ' n  430C
D / d T  40  80
Н / DK  0,73  3,5
Пиоро Л. С.
[Л. 180, 181]
NuЭФ  ANuНЕП
А  0,068  0,15Ф
Кашунин Е. И.
[Л. 105, 106]
NuЭФ  0,057 Re
Комиссаров В.
М. [Л. 115]
NuЭФ  0,055 Re
Мальченко В.
М. [Л. 157]
Сыромятников
В. А. [Л. 209,
210]
0, 2
NuЭФ  0,023 Re
NuЭФ  0,49
n  0,35 0, 7
Re
n
Шары dT = 4 мм
Чугунная дробь dT
= 5 мм, гравий dT =
15 мм
Стальные,
фарфоровые шары
dT = 5 ÷ 16 мм
Сферические
частицы
теплоносителя Г90 dT = 12; 16; 20
мм
t ' n  110C
t ' ' n  980C
t ' ' r  430C
D / dT  40  80
tT  1200C
Re  150
144  Re  1110
130  Re  640
150  Re  800
WT / W  0,8  1,3
n  35
Bi  0,07  0,2
Примечание
-
-
Противоток
Противоток
(нагрев воздуха,
перегрев пара)
Противоток
(лабораторная и
опытнопромышленная
установки)
Перекрёстный ток
Перекрёстный ток
Противоток
Перекрёстный ток
N – число рядов
частиц в слое
NuЭФ  0,0022 Re
для _ холод. _ ХС  2  5
NuЭФ  0,01Re
для _ холод. _ ХС  10  20
Керамзит
200  Re  800
105  Re  1000
Перекрёстный ток
Мальцева Г.
В. [Л. 156]
Любошиц А.
И. и др. [Л.
151]
Сурин С. М.
[Л. 207]
Горбис З. Р.,
Календерьян
В. А., Дерман
В. Б. [Л. 56]
NuЭФ

 2,4 Re 
 dT
 l
 
 dT



0,6



0 , 42
 0,7

Сферические
частицы
теплоносителя Г70 dT = 5; 9мм
250  Re  3000
11   / dT  28
28  l / dT  47
H / dT  35,
NuЭФ  0,25 Re 0, 78
NuЭФ  C Re n
H

C , n  f  МАКС 
 Н МИН 
NuЭФ  0,25 Re
Щербатский
В. Б. [Л.265]
0 , 78
NuЭФ  AkH Re
n
Зерно пшеницы
Алюмосиликатный
катализатор dT =
3,5 мм, песок dT =
1,2 мм
Сферические
частицы
теплоносителя Г70 dT = 5; 9 мм
Различные
кусковые
материалы
Перекрёстный ток
Re  35  90
DK / dT  60
70  Re  420
1,1  T / T1  2,1
H
1,1  МАКС  3,17
Н МИН
200  Re  1400
0,55  W1 / WT  1,3
0,34    0,64
DK / dT  20  80
H / DK  5  105
Комбинированный
прямо- и
противоток
Противоток
Перекрёстный ток
Для слоя
шероховатых
частиц
неправильной
формы n =0,67;
для шаров в
зависимости от
порозности n =
0,60÷0,65; kH =
0,33÷0,66
Литература
1. 26. Митюрев А.К. Основы теории термического разложения твердого топлива.- В кн.
Химия и технология горючих сланцев и продуктов их переработки. Л., Гостоптехиздат
1959,с.21- 53 ( тр. Вниипс. Вып. 7 ).
2. 27. Митюрёв А.К. Основы теории термического разложения горючих сланцев. –В кн:
Разработка и использование запасов горючих сланцев. Таллинн.«Валгус»1970,с.277278.(Тр.1 симпозиума ООН на разраб. и использованию запасов горючих сланцев).
28. Бераштейн Р.С. Теплоотдача в слое. –В кн. Иследование процессов горения
натурального топлива. М.,Госжергосдат.1948,с.88-97.
29. Шевкунов Н.Д. Исследование механизма переноса и теплофизических свойств сланца
при сушке и полукоксовании. Автореф. дис. На соиск. Уч. Степ. Техн. Наук.
Л.,1967,16с.(Лен. Техн. Ин-т им. Ленсовета.))
30.
Китаев Б.И. и др. Теплообмен в доменной печи. Под ред. Б.И.Китаева.
М.,«Металлургия», 1966,355с.
31. Эпштейн С.Л. К тепловой характеристеке шахтного сланцевого генератора комбината
«Кивиыли», - В кн: Вопросы техники и экономики промышленного
полукоксования горючих сланцев. Сб.2.Л., Гостоптехиздат.,1959,с.150-175(СХК
«Кивиыли»).).
32. Термическая переработка сланца- кукерсита. Под ряд М.Я. Губергрица. Таллинн,
«Валгус», 1966, 356 с.
33. Baer A.D., Ryan N.W., A simple control paremeter for combustion retorts.- “Ind. And Eng.
Chem. Fundam”, 1976, 15, №1, p. 82-83.
34.
Fausett D.W. A mathematical model of aud oil shale retort. – “Quart. Colo. Sch.
Mines”,1975, 70, №3. p. 273-313.).
35.
Аарна О.А.,Каллас Ю.М., Крахт В.А. Математическая модель процесса
полукоксования сланца в газогенераторе поперечного потока.- «Горючие сланцы», 1973
№3. с.18-25 (Ин-т информации ЭССР. Информ. Сер.1).
36.
Аарна О.А.,Каллас Ю.М. Динамическая модель сланцевого газогенератора.-В кн.:
Динамическое моделирование и управление тех. Процессами с помощью ОВМ.М.,1974. с.
76-91(Тр. Советско-финского симпозиума).
37.
Аэров М.Э., Тодес О.М., Гидравлические и тепловые основы работы аппаратов со
стационарным и кипящем зернистом слоем. Л., «Химия»,1968
38. Горбис З.Р. Теплообмен дисперсных сквозных потоков. М. «Энергия»,1964.
39. Горбис З.Р. Теплообмен и гидромеханика дисперсных сквозных потоков. . М.
«Энергия»,1970.
40. Горбис З.Р., Календерьян В.А., Дерман В.Б., Некоторые результаты исследования
высокотемпературного теплообменника с поперечно продуваемым слоем промежуточного
теплоносителя «Теплофизика высоких температур»,1967,т. 5,№5.
41. Пиоро Л.С., Русин В.И., К расчёту и проектированию теплообменников с подвижной
насадкой «Химическая промышленность», 1968 , №5.
42. Yoon S., Kunil D. Gas flow and pressure drop through moving beds.- “Ind. and Eng. Chem.
Process Des. And Develop.”, 1970, vol.9, №4.
43. Нехлебаев Ю.П., Дементьев В.М.,Чабан М.С., О сопротивлении движущегося
плотного слоя , продуваемого газовым потоком снизу .- ИФЖ, 1969, т.16, №3.
44. Пиоро Л.С., Русин В.И., К расчёту и проектированию теплообменников с подвижной
насадкой «Химическая промышленность», 1968 , №5.
45. Сукин В.В., Кузнецов Р.Ф., Гидравлическое сопротивление плотного слоя кусковых
материалов. - «Химия и технология топлив и масел»1967, №8.
46.
Лева М. Псевдоожижение . Пер. с англ. М., Гостоптехиздат, 1961.
47. Handley D., Heggs P. The effect of the thermal conductivity of the packing material on
transient heat transfer in a fixed bed.- “Int. J. Heat Mass Transfer”, 1969, vol.16, № 4.
48.
Гельперин И.И., Аэров М.Э., Коган А.М. Гидравлическое сопротивление
неподвижного зернистого слоя при больших отношениях диаметра зерна к диаметру
трубы.- «Химия и технология топлив и масел», 1969, № 3.
49.
Братчиков С.Г. и др. Теплотехника окускования железорудного сырья., М.,
«Металлургия»,1970.
50.
Тимофеев В.Н., Теплообмен в слое. - Известия ВТИ», 1949, №2.
51 Гольдфарб Э.М. Теплотехника металлургических процессов. М., «Металлургия»,1970.
52. Швыдкий В.С. и др. Теплообмен между шихтой и газом в противотоке при наличии
источников тепла.- «Известия вузов. Чёрная металлургия», 1970, №4.
53. Чуханов З.Ф., Некоторые проблемы топлива и энергетики. М., Изд-во АН СССР,
1961.
54. Китаев Б.И. и др. Теплообмен в плотном слое. М., «Металлургия», 1972
55. Гусев И.В., Никитина Н.И., Аэров М.Э., Тепломассопередача в зернистом слое ЖТФ,
1956,т.24, вып.9.
56. Круглов С.А., Скобло А.И. Исследование конвективного теплообмена между
гранулированным материалом и потоком газа «Химия и технология топлив и
масел»,1958,№3.
57. Горбис З.Р., Мальцева Г.В., Исследование теплообмена в поперечно продуваемом
движущемся слое «Теплоэнергетика», 1968, №11.
58. Norton C.L. – Chem. And Meh. Engn”, 1946, 53, №7.
59. Norton C.L. –“J.Amer.Cer.Soc.” 1946, 29, №7.
60. Ключников А.Д., Иванцов Г.П. Теплопередача излучением в огнетехнических
установках. М., «Энергия», 1970.
http://cyberleninka.ru/article/n/modelirovanie-protsessa-piroliza-netraditsionnogo-tvyordogotopli
Таблица 1.
Эффективная и истинная теплоемкость кукерсита в КДж/(кг К) [1]
Температура, С
20
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
650
700
750
800
850
900
950
1000
Эффективная теплоемкость
технологического сланца
0,9
1,00
1,06
1,13
1,21
1,32
1,52
1,85
2,43
1,64
1,35
1,29
1,30
1,38
1,78
2,7
5,69
2,97
0,61
0,49
Эффективная теплоемкость
концентрата органического вещества
1,4
1,55
1,66
1,79
1,93
2,08
2,30
2,74
3,85
2,04
1,47
1,23
1,03
0,88
0,77
0,77
1,11
0,76
0,7
0,74
Агроскин А.А., Глейбман В.Б. Теплофизика твердого топлива. М.:Недра, 1980.256 с.
Таблица 2.
Эффективная и истинная тепло- температуропроводность технологического сланца-
кукерсита [1].
Температура, С
100
200
300
400
500
600
700
Теплопроводность, Вт/(м К)
эффективная
0,210
0,224
0,239
0,257
0,288
0,363
0,380
va-v-stadii-podgotovki-k-szhiganiyu-v-kotelnoy-ustanovke
Температуропроводность
а 10-8 , м2/ с
19,9
19,0
17,8
15,1
14,6
25,6
27,2