1 На правах рукописи ТАРОВАТЫЙ ДЕНИС ВИКТОРОВИЧ

На правах рукописи
ТАРОВАТЫЙ ДЕНИС ВИКТОРОВИЧ
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ПЛЕНОЧНЫХ ИСПАРИТЕЛЕЙ ДЛЯ
ОБРАБОТКИ ПРОДУКТОВ НА ОСНОВЕ ГИДРОЛИЗАТА
РАСТИТЕЛЬНОГО СЫРЬЯ
05.21.03 – Технология и оборудование химической переработки
биомассы дерева; химия древесины
Автореферат диссертации на соискание учёной степени
кандидата технических наук
Красноярск – 2011
2
Работа выполнена в ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный технологический университет» на кафедре «Машины и аппараты промышленных технологий»
Научный руководитель:
доктор технических наук, профессор
Войнов Николай Александрович
Официальные оппоненты:
доктор технических наук, профессор
кандидат технических наук, доцент
Левин Борис Давидович
Фереферов Михаил Юрьевич
Ведущая организация: ФГБОУ ВПО «Казанский национальный исследовательский технологический университет»
Защита диссертации состоится 22 декабря 2011 года в 13 часов на заседании диссертационного совета Д 212.253.01 при Сибирском государственном технологическом университете по адресу: 660049, г. Красноярск,
пр. Мира, 82.
Отзывы на автореферат с заверенной подписью просим направлять в
двух экземплярах ученому секретарю диссертационного совета по адресу:
660049, г. Красноярск, пр. Мира, 82, СибГТУ.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Сибирского государственного технологического университета
Автореферат разослан
ноября 2011 года
Ученый секретарь диссертационного совета,
д.т.н., профессор
Исаева Е.В.
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы. Доля теплообменного оборудования в технологических линиях при химической переработке древесины весьма существенна. Вакуум-охладительные испарительные установки используются при охлаждении рабочих сред, обработке гидролизатов, подготовке воды, получении вторичного пара. Выпарные аппараты широко применяются
для сгущения биомассы, выпаривания щелоков, бражки, получения дистиллятов, очистки стоков, концентрирования экстрактов растительного
сырья. Теплообменники, входящие в состав испарительных установок, используются для охлаждения, нагревания, конденсации различных сред
(решоферы, дефлегматоры, конденсаторы, нагреватели и т. д.). Основными
недостатками используемого теплообменного оборудования являются его
большие габариты, высокие капитальные затраты, потребность в энергоемких теплоносителях, ввиду низкой интенсификации процессов теплообмена и больших термических сопротивлений, особенно при работе оборудования под вакуумом. Например, при конденсации паровоздушной смеси
в конденсаторах вакуум-охладительной установки гидролизата древесины
величина коэффициента теплопередачи не превышает 300 Вт/(м2∙К). При
производительности установки 100 м3/ч, поверхность конденсации составляет 800 м2, а его масса - более 46 т, что обусловлено низкой интенсификацией процессов как при испарении, так и при конденсации паровоздушной
смеси.
Устранение указанных недостатков возможно путем использования
пленочных трубчатых аппаратов и разработки эффективных методов интенсификации процессов теплообмена. Хотя принципиальные конструкции
пленочных аппаратов разработаны сравнительно давно, их широкое внедрение в промышленность сдерживается недостаточной конструктивной
проработкой и изученностью теплообмена на промышленных средах, а
также отсутствием надежных, обоснованных рекомендаций по расчету.
Несмотря на многочисленные исследования в этой области, вследствие
сложной структуры исследуемых теплообменных процессов, для каждого
типа аппаратов приходится устанавливать свои зависимости для расчета
теплообменных параметров.
Основной концепцией при разработке теплообменных трубчатых испарителей в представленной работе является создание пленочного устойчивого течения по обе стороны теплопередающей поверхности и интенсификация процессов путем создания циркуляционных вихрей в потоке теплоносителя.
Цель работы. Совершенствование пленочных трубчатых испарителей путем интенсификации процессов теплообмена.
4
Задачи исследования:
1. Изучить и интенсифицировать процесс конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси при слабых и сильных взаимодействиях в
пленочном трубчатом испарителе при вакууме и избыточном давлении.
2. Интенсифицировать процесс кипения в турбулентной стекающей
пленке гидролизата и технической воды и обеспечить ее устойчивое течение.
3. Интенсифицировать процесс мгновенного испарения гидролизата
древесины под вакуумом и апробировать результаты исследования в пленочной вакуум-установке для его охлаждения.
4. Разработать конструкции: вакуум-охладительного аппарата для
обработки гидролизата, пленочного испарителя для концентрирования
дрожжевой суспензии, пленочного теплообменника.
Научная новизна работы. Впервые исследованы процессы мгновенного испарения гидролизата древесины, технической воды и конденсации паровоздушных смесей в пленочном трубчатом аппарате и установлены его гидродинамические и теплообменные параметры.
Разработан способ интенсификации процесса пленочной конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси, позволивший повысить
величину коэффициента теплоотдачи в 3 раза. Установлено значение критерия Рейнольдса, вызывающее интенсифицирующее воздействие циркуляционных вихрей на процесс.
Получены критериальные зависимости для расчета значения коэффициента теплоотдачи при конденсации паров гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном испарителе, установлены режимы взаимодействия
фаз и закономерности теплоотдачи в зависимости от расхода пара, доли в
нем воздуха и величины давления.
Представлены зависимости для расчета коэффициента теплоотдачи
при кипении в стекающей пленке воды и дрожжевой суспензии. Установлено, что наличие искусственной винтовой шероховатости на стенке способствует интенсификации теплообмена. Максимальное увеличение теплоотдачи при кипении (в 1,7 раза) достигнуто при высоте выступов шероховатости 1,5 мм.
Практическая значимость. На основании результатов исследования
мгновенного испарения гидролизата древесины в пленочном вакуум охладителе получены исходные данные для проектирования пилотной испарительной установки.
Усовершенствованы и запатентованы конструкции пленочных испарителей для обработки гидролизата и концентрирования дрожжевой суспензии полученной на его основе. Сравнение технико-экономических показателей испарителей с действующими промышленными образцами показало их преимущество в плане снижения габаритов и металлоемкости.
5
Впервые разработана и запатентована конструкция пленочного теплообменника для испарительных установок, обеспечивающая устойчивое
течение жидкости по обе стороны теплопередающей поверхности цилиндрических каналов, выполненных из профилированных пластин, и позволившая снизить металлоемкость, по сравнению с существующими промышленными аналогами, в 3,5 раза.
Апробация работы. Результаты работы были представлены: на Всероссийской научной конференции «Новые достижения в химии и химической технологии растительного сырья» (г. Барнаул, 2009 г.); Международной выставке «Технодрев. Сибирь» (г. Красноярск, 2010); Всероссийских
научно-практических конференциях «Лесной и химический комплекс –
проблемы и решения» (г. Красноярск, 2006 – 2010 гг.).
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 15 работ,
из них: 3 статьи в журналах перечня ВАК и 5 патентов Российской Федерации.
Структура работы. Диссертация состоит из введения, четырех
глав, выводов и списка использованных литературных источников. Работа
изложена на 131 странице машинописного текста, содержит 87 рисунков и
8 таблиц. Список цитируемой литературы насчитывает 118 источников.
Работа выполнена в рамках плановой тематики научноисследовательской работы СибГТУ.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность работы, ее цель и задачи,
показана научная новизна и практическая значимость проводимых исследований.
В первой главе дан анализ вакуум-охладительных установок и
пленочных испарителей, используемых в технологических линиях по переработке растительного сырья, проведено их сравнение и отмечены перспективные варианты. Выполнен анализ известных исследований теплообмена в пленке жидкости при конденсации, кипении, нагревании. Сделан
вывод о перспективности использования пленочных теплообменных аппаратов, поставлены задачи исследования.
Во второй главе описаны методы измерений и обработки экспериментальных данных, схемы установок. В исследованиях использовались
среды: воздух, водяной пар, паровоздушная смесь гидролизата, техническая вода, дрожжевая суспензия, гидролизат древесины (с содержанием:
гексоз - 2,4 - 2,6; пентоз - 0,4 - 0,6; органических кислот - 0,2; фурфурола 0,048 %).
Как установлено экспериментально, плотность гидролизата при температуре 20 ºС составила ρ = 1000 кг/м3, коэффициент кинематической
вязкости νв = 1,1·10-6 м2/с; коэффициент поверхностного натяжения
6
σ = 500·10-4 Н/м. Теплофизические параметры дрожжевой суспензии
(Candida scottii) принимались согласно данным (Войнов Н.А. и др. Пленочные биореакторы. - Красноярск, «Боргес», 2001).
В третьей главе приведены результаты исследования процессов
конденсации, нагревания, кипения, испарения в пленочных трубчатых испарителях и представлена апробация способов их интенсификации.
Конденсация чистого водяного пара в пленочном испарителе.
При изменении расхода пара в полости трубы впервые отмечено три характерных режима взаимодействия пара с конденсатом: слабый, переходный и дисперсно-кольцевой, рисунок 1б. Область слабого взаимодействия
для исследуемого диаметра канала находится при Reпар ≤ 10000. В этом
диапазоне значений критерия Рейнольдса пара величина коэффициента
теплоотдачи при конденсации слабо изменяется от скорости пара, а его зависимость от характерных критериев подобия представлена в виде:
Nu*  2,2  10 7 Re1êîí,16 Pr 0, 78 K  .
1, 8
(1)
На величину коэффициента теплоотдачи при конденсации наибольшее влияние оказывает гидродинамика пленки конденсата и критерий фазового перехода. Понижение величины абсолютного давления при конденсации (рисунок 1 а, точки 5 ÷ 7) приводит к уменьшению коэффициента
теплоотдачи.
В переходном режиме зависимость, позволяющая рассчитать величину коэффициента теплоотдачи, имеет вид:
Nu*  4  10 11 Reêîí
1,16
Re0ïàð,94 Pr 0, 78 K  .
1, 8
(2)
Влияние касательных напряжений на интенсивность переноса тепла
в пленке конденсата в уравнении (2) учитывается величиной критерия
Рейнольдса пара. При дисперсно-кольцевом режиме как для системы
«пар-пленка конденсата», так и для системы «воздух-вода» (Войнов Н.А.
Теплоотдача в пленке воды, стекающей по теплопередающей поверхности,
при контакте с воздухом. Теплоэнергетика, 2007, № 4, с. 84 - 89) с увеличением расхода пара наблюдается снижение теплообмена (рисунок 1 б) изза наличия срыва и уноса капель жидкости с поверхности пленки конденсата, что приводит к гашению турбулентных пульсаций парового потока и
уменьшению плотности орошения по длине трубы.
Конденсация паров гидролизата и паровоздушной смеси в пленочном испарителе. Исследование процесса конденсации паров гидролизата показало, что величина коэффициента теплоотдачи, с относительной
погрешностью 15% , поддается расчету по зависимости (1) или (2).
Наличие воздуха в парах гидролизата и паровоздушной смеси
7
αкон×10-3, Вт/(м2 ·К)
αкон×10-3, Вт/(м2 ·К)
αкон×10-3,
Вт/(м2 ·К)
-1;
-2;
-3;
-4
-5;
-6;
-7.
15
10
8
20
10
6
4
9
5
Слабые
взаимодействия
2
Переходный
режим
Дисперснокольцевой
1
1000
2000
3000
Reкон
- 1; - 2;
1
5
7
10
20
30
- 3.
Reпар×10-3
а)
б)
а) при d = 20 мм, q = 80 - 200 кВт/м2, l = 2 м. Экспериментальные точки (1 - 6)
водяной пар: 1 – К = 8; 2 – К = 12; 3 – К = 20; 4 – K = 8, E = 0,1; 5 - К = 9, вакуум 20 %;
6 – К = 12, вакуум 60 %; 7 – К = 20, вакуум 80 %, пары гидролизата. Линии (8 - 9):
8 – расчет по Нуссельту; 2 - (Гимбутис, Г. Теплообмен пpи гравитационном течении
пленки жидкости. Вильнюс: Мокслас, 1988); б) при d = 17 мм, l = 2 м. Экспериментальные точки (1 - 3): 1 - Reкон = 3000, 2 - Reкон = 2000 при ∆t = 50 oC; 3 - Reкон = 3000
при ∆t = 35 oC. Сплошные линии - расчет по уравнениям (1) и (2). Пунктирная линия данные для системы воздух-пленка воды при нагревании.
Рисунок 1 – Зависимость коэффициента теплоотдачи при конденсации водяного пара и паров гидролизата от числа Рейнольдса конденсата (а)
и числа Рейнольдса пара (б)
(воздух непосредственно вводился в линию для подачи пара) при турбулентном режиме течения пленки конденсата приводит к снижению коэффициента теплоотдачи до двух раз. Согласно известным данным (Исаченко
В.П. Теплообмен при конденсации. М., Энергия, 1977), полученным при
ламинарном режиме течения, влияние воздуха в паре на теплообмен еще
более существенно.
Сопоставление значений коэффициентов теплоотдачи при конденсации чистого пара, рассчитанных по уравнению (1) αрас , и опытных величин
αкон , полученных при разной величине Е воздуха в парах гидролизата, позволило установить следующую закономерность:
αкон/αрас = 0,97exp(-3,8 E).
(3)
Зависимость (3) позволяет рассчитать величинy коэффициента теплоотдачи при конденсации паровоздушной смеси в цилиндрических каналах без турбулизаторов, в режиме слабого взаимодействия фаз.
Установка проволочной спирали (турбулизатора), размещенной в
полости трубы с зазором к ее стенке, позволила увеличить коэффициент
8
20
-1;
- 2;
αкон со cпир / αкон без спир
α кон×10-3, Вт/(м2∙K)
теплоотдачи в 3 раза. Максимальная интенсификация теплоотдачи достигается при выполнении спирали с параметром шероховатости s/h = 3 ÷ 7
(рисунок 2б), вследствие создания циркуляционных вихрей по всей теплопередающей поверхности, которые обеспечивают отвод не сконденсировавшегося воздуха (газа) с межфазной поверхности. При параметре шероховатости s/h ≤ 3 циркуляционные вихри не развиваются между витками
спирали. При s/h  7 вихри не заполняют все пространство, что приводит к
снижению теплоотдачи. Анализ механизма воздействия циркуляционных
вихрей за выступом в представленной работе согласуется с общими представлениями, развитыми авторами (Николаев, Н.А., Харин В.Ф. Гидродинамические закономерности пленочного течения жидкости по шероховатой поверхности. Теоретические основы химической технологии, 1974,
т. 8, № 5, с. 712 - 719). Воздействие турбулизатора на интенсификацию
теплообмена наблюдается как при конденсации паровоздушных смесей,
так и при конденсации чистого водяного пара. В этой связи можно предположить, что перемешивание пара на межфазной поверхности не только
обеспечивает отток несконденсировавшихся газов, но и приводит к выравниванию градиента температуры по сечению канала.
- 3.
15
10
5
0
0
0,05
0,1
E
dc
2,5
2
1,5
1
0
0
5
10
15
s/h
а)
б)
при Reкон = 2500, Reпар < 10000 , ∆t = 40 – 60 oC; dc = 11 мм. Экспериментальные точки
(1 - 3): 1 - s/h = 16,7; 2 - 3,3; 3 - 6,6; E = 0,05. Линия из точек – для чистого пара. Пунктирная линия данные при dc = 16 мм и s/h = 3,3.
Рисунок 2 – Зависимость (а) коэффициента теплоотдачи при конденсации от доли воздуха в парах гидролизата Е и отношения (б) коэффициентов теплоотдачи от параметра шероховатости s/h
Интенсифицирующее воздействие циркуляционных вихрей на теплоотдачу начинает проявляться при достижении значений критерия Рейнольдса парогазовой смеси, набегающей на обтекаемое тело (витки спирали) Re > 103. При этом зависимость критерия Нуссельта от Reкон составила
Nu* ≈ Reкон1,58, а при отсутствии турбулизатора Nu* ≈ Reкон1,16. Как установлено, наличие турбулизатора не изменяет границы режимов теплооб-
9
мена при сильных взаимодействиях пара с конденсатом в канале. В этой
связи можно предположить, что касательные напряжения на межфазной
поверхности в большей степени воздействуют на гидродинамику пленки
конденсата, чем на перемешивание паровоздушной смеси. Размещение
турбулизаторов в вакуум-охладительной установке при мгновенном испарении гидролизата позволило получить величину коэффициента теплоотдачи при конденсации (рисунок 3), до 8000 Вт/(м2·K), что на порядок выше
αкон, достигаемых в промышленных вакуум-охладительных аппаратах.
α кон,
Вт/(м2 ·K)
6000
- 1;
- 2;
- 3.
4000
2000
0
0
500
1000
1500 Reкон
при d = 25 мм, dc = 16 мм;
h
= 2,5 мм; s/h = 6;
Pабс = 0,015 МПа; ∆t = 23 oC;
E = 0,15. Экспериментальные точки (1-3): 1 - без турбулизатора с пленочным
конденсатором;
2 - с турбулизатором и пленочным
конденсатором,
3 - со змеевиковым конденсатором.
Рисунок 3 - Зависимость коэффициента теплоотдачи при конденсации паров гидролизата от числа Рейнольдса конденсата в вакуум охладительной установке
Испарение с поверхности гидролизата в пленочном испарителе.
При кипении стекающей пленки и контакте ее с атмосферным воздухом
паровые пузырьки, образующиеся на стенке, частично конденсируются в
жидкости из-за переохлаждения верхних ее слоев, вызванного испарением
влаги. Это приводит к снижению температуры пленки и оказывает интенсифицирующее воздействие на теплоотдачу в аппарате. В этом случае для
расчета коэффициента теплопередачи требуется знание расхода пара, испарившегося с поверхности пленки, который можно определить, используя
значения коэффициента массоотдачи по соотношению Льюиса. Значения
коэффициента массоотдачи и, полученные при испарении пара с поверхности пленки в неподвижный объем воздуха, в зависимости от разности
X влагосодержания на межфазной поверхности и в газовом потоке, представлены на рисунке 4.
Более высокие значения и, полученные при стекании пленки жидкости по шероховатой поверхности, по сравнению с гладкой, вызваны интенсивным перемешиванием газа во впадинах между выступами шероховатости. Зависимость коэффициента массоотдачи при стекании пленки по винтовой шероховатой поверхности при (h = 1,5 мм, s/h = 10) имеет вид:
и= 0,02 Re0,5Sc0,33X-0,85 (Dg/d).
(4)
10
Нагревание жидкости в пленочном испарителе. Максимальная
величина коэффициента теплоотдачи при нагревании αнагр достигается (рисунок 5) в пленке жидкости, стекающей по поверхности с винтовой шероховатостью, при высоте выступа h = 0,25 мм.
 и,
м/c
 и,
м/с
4
3
4
3
2
1
0,01
0,01
0,005
1
10
2
1
0,005
Reпл·10-3
1
10
Reпл·10-3
а)
б)
0
а) 1 - t = 60 C; 2 - 50; 3 - 40; 4 - 33; б) 1 - tж - 67 C; 2 - 60; 3 - 42; 4 - 33 при
d = 27 мм, l = 1,9 м, tг = 24 – 28 0С, h = 1,5 мм, s/h = 10.
0
9
6
- 1;
- 2;
- 3;
- 4.
3
1
2
4
8 Reпл ×10-3
6
а)
α наг×10-3 Вт/(м2 ·K)
α наг×10-3 Вт/(м2 ·K)
Рисунок 4 - Зависимость коэффициента массоотдачи в газовой фазе
от числа Рейнольдса пленки гидролизата при испарении влаги с ее поверхности при: стекании по гладкой поверхности трубы (а), стекании по поверхности с винтовой шероховатостью (б)
10
5
- 1;
- 2;
- 3;
- 4.
0
0,5
1
1,5
h, мм
б)
при Pr = 3 - 4; q = 150 – 200 кВт/м2. (а) экспериментальные точки (1 - 4):
1 – h = 1,5 мм; 2 – h = 0,25 мм; 3 – метрическая резьба М20×0,5; 4 – h = 0.5 мм. (б) экспериментальные точки (1 - 4): 1 – αнагр = (Войнов, Н. А. Пленочные трубчатые газожидкостные реакторы. Казань: Отечество, 2008); 2 – αнаг = (Шейнкман, А.Г. Исследование теплообмена пленки жидкости при турбулентном течении по вертикальной шероховатой поверхности. Нелинейные волновые процессы в двухфазных средах. Новосибирск: ИТ СО АН СССР,1977.) 3 - αнагр = (Чернобыльский, И.И. Теплообмен при пленочном течении на трубах с навивкой. Тепло - и массоперенос в технологических процессах и аппаратах хим.производств. Минск, 1972); 4 – αнагр = данные авторов при
нагревании пленки гидролизата. Пунктирная линия – гладкая поверхность при d = 30
мм; s/h = 10; Pr = 4  5; l = 2 м; Reпл = 12000.
Рисунок 5 – Зависимость коэффициента теплоотдачи при нагревании
от числа Reпл пленки (а) и высоты выступа винтовой шероховатости (б)
11
При дальнейшем увеличении высоты выступа шероховатости величина αнаг снижается и, при h = 1,5 мм, имеет меньшее значение, чем в случае стекания пленки гидролизата по гладкой теплопередающей поверхности, что подтверждает известные данные (Войнов Н.А. Теплоотдача в
пленке воды, стекающей по теплопередающей поверхности, при контакте с
воздухом. Теплоэнергетика, 2007, № 4, с. 84 - 89) об образовании во впадинах шероховатости пузырьков воздуха, которые снижают теплопроводность газожидкостной смеси. Средняя логарифмическая разность температур в пленочном испарителе не оказывает существенного влияния на величину коэффициента теплоотдачи при нагревании пленки жидкости. Однако
зависимость коэффициента теплоотдачи от удельной тепловой нагрузки
составила – αнаг ≈ q0,25. Влияние q на теплоотдачу принято связывать с изменением физических свойств жидкости на стенке, что учитывается безразмерным комплексом (Pr/Prc)0,25. В свете сказанного, для расчета коэффициента теплоотдачи в пленке гидролизата и технической воды при
нагревании или охлаждении можно рекомендовать следующую уточненную зависимость:
(5)
Nu*  0,004 Re0ïë,39 Pr 0,78 (Pr/ Prñò )0, 25 .
Кипение жидкости, стекающей по гидравлически гладкой поверхности пленочного испарителя. Как установлено, на величину коэффициента теплоотдачи в пленке при контакте ее с воздухом большее влияние оказывает разность температур теплоносителей (рисунок 6).
При ∆t < 25 0С происходит интенсивное испарение влаги с поверхности пленки и, следовательно, охлаждение жидкости, что обусловливает
высокие значения коэффициента теплоотдачи. Теплоотдача при кипении
оценивается как αкип ≈ q0,7, а от критерия Рейнольдса пленки - αкип ≈ Reпл0,1.
Зависимость для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении в пленке
(∆t ≥ 25 оС и q = 50 – 300 кВт/м2представлена в виде:
Nu 
 кип 
q 0 ,75
 1,85 Re 0 ,1(
) .

t н
(6)
Кипение жидкости, стекающей по шероховатой поверхности
пленочного испарителя. Характерные данные, полученные в результате
исследования теплоотдачи при кипении жидкости, стекающей по поверхности с искусственной шероховатостью, представлены на рисунке 7.
Как установлено, с увеличением высоты выступа винтовой шероховатости величина коэффициента теплоотдачи повышается, тогда как при
нагревании, при высоте выступа h > 0,25 мм (рисунок 5), интенсивность
теплоотдачи снижается из-за наличия в жидкости пузырьков воздуха, генерируемых выступами искусственной винтовой шероховатости.
αкип ×10-3, Вт/(м2·К)
αкип ×10-3, Вт/(м2·К)
12
-1;
-2;
-3;
- 4.
16
12
8
4
0
10
15
20
25
-1;
40
-2.
30
20
3
10
0
∆t,оС
0
50000
100000
q, Вт/м2
а)
б)
а) экспериментальные точки (1 - 3) техническая вода: 1 - q = 75 кВт/м2; 2 - 150;
3 - 250 при d = 20 мм, Reпл = 11000 – 18000. Точки 4 - дрожжевая суспензия при концентрации x = 100 кг/м3 , Reпл= 6000. б) экспериментальные точки (1 - 2): 1 - ∆t = (5 - 9) оС;
2 – 25 - 30. Пунктирная линия данные (Гандзюк, Ю.М. Процессы гидродинамики и теплообмена при обработке гравитационной пленки спиртовых растворов. Дис. Канд.
тех.наук. Киев, 1986). Линия - 3 (Слесаренко, В.Н. Дистилляционные опреснительные
установки. М. Энергия, 1980).
αкип×10-3, Вт/(м2·К)
Рисунок 6 – Изменение коэффициента теплоотдачи при кипении
пленки воды и дрожжевой суспензии от средней разности температур (а) и
удельной тепловой нагрузки (б)
12
- 1;
8
- 2;
- 3;
- 4;
- 5.
4
0
10
15
20
Δt,ºС
а)
б)
в)
г)
д)
а) метрическая резьба М20×0,5, s/h = 1; б) винтовая шероховатость h = 0,5 мм
по поверхности трубы с резьбой М20×0,5, s/h = 6 - 7; в), г) винтовая шероховатость
h = 0,25 и 1,5 мм, s/h = 6 - 7; д) - экспериментальные точки (1 - 5): 1 - резьба М20;
2 - h = 0,25 мм; 3 - h = 0,5 мм по поверхности с резьбой М20×0,5; 4 - h = 0,5 мм;
5 – h = 1,5 мм при d = 20 мм, Reпл= 11000 - 18000, q = 250000 Вт/м2, s/h = 6 - 7. Пунктирная линия - гладкая поверхность трубы
Рисунок 7 – Поверхность трубы с винтовой шероховатостью (а - г) и
зависимость коэффициента теплоотдачи при кипении от средней разности
температуры при стекании пленки технической воды по поверхности с
винтовой шероховатостью (д)
Таким образом, при кипении наличие пузырьков воздуха, в стекающей пленке, по крайней мере, не снижает теплоотдачу из-за уменьшения
13
- 1;
20
- 2;
- 3;
-4;
- 5;
- 6.
αкип ×10-3,
Вт/(м2·К)
αкип ×10-3, Вт/(м2·К)
теплопроводности газожидкостной смеси. Максимальное увеличение теплоотдачи в 1,7 раза достигнуто при h = 1,5 мм. Экспериментальные значения коэффициента теплопередачи в испарителе при кипении пленки воды
и дрожжевой суспензии составили до 15000 Вт/(м2 ·K). Влияние тепловой
нагрузки на интенсивность теплоотдачи при кипении в пленке, стекающей
по поверхности с винтовой шероховатостью, составляло кип ≈ q0,7 , а критерия Рейнольдса пленки - αкип ≈ Reпл0,1. Кроме того, стекание дрожжевой
суспензии с концентрацией x ≤ 500 кг/м3 по поверхности с винтовой шероховатостью устранило образование крупных волн на поверхности пленки и
позволило получить устойчивое течения без срыва жидкости и образования не смоченных участков. Поверхность трубы с метрической резьбой
(рисунок 8 а, точки 1), не создает условий для интенсификации теплоотдачи при кипении в пленке из-за слабого перемешивания жидкости во впадинах шероховатости, обусловленного низким значением параметра шероховатости s/h = 1. Также можно отметить, что выступы шероховатости, образованные витками метрической резьбы, при исследованных условиях не
являются центрами парообразования.
Мгновенное испарение гидролизата под вакуумом. Установлено
два режима течения газожидкостной смеси по поверхности труб при мгновенном испарении под вакуумом: пленочный и дисперсно-кольцевой. При
дисперсно-кольцевом режиме происходит разрушение газожидкостного
слоя и отрыв его от пленкообразующей поверхности (рисунок 9 б).
15
10
5
0
5000
10000
15000
Reпл
20
15
10
-1;
-2;
-3.
5
0
100
200
-3
2
300 q×10 , кВт/м
а)
б)
При q = 250 кВт/м2, ∆t = 20 – 25 о С. Пунктирные линии - гладкая поверхность
трубы; а) экспериментальные точки (1 - 5) техническая вода: 1 - резьба М20; 2 - винтовая шероховатость h = 0,25 мм; 3 - h = 0,5 мм по резьбе; 4 - h = 0,5 мм; 5 - h = 1,25 мм;
точки 6 - h = 0 дрожжевая суспензия при x= 150 кг/м3; б) экспериментальные точки (1 3): 1 - ∆t = 12 ÷ 17 о С; 2 - 23 ÷ 25; 3 – 27 ÷ 29; Reпл = 13000 ÷ 19000.
Рисунок 8 - Зависимость коэффициента теплоотдачи при кипении от
числа Рейнольдса пленки (а) и удельной тепловой нагрузки (б) при
h = 1,5 мм
14
а)
б)
При D = 150 мм; расход жидкости G = 4 м3/ч; а) дегазация воздуха из пленки при
абсолютном давлении 0,01 МПа и t = 10 0C; б) кипение при абсолютном давлении
0,01 МПа и tн = 70 0C
Рисунок 9 - Фотографии стекающей пленки гидролизата при кипении
под вакуумом (вид сверху)
Столь слабая зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности
орошения при дисперсно-кольцевом режиме обусловлена незначительным
перемешиванием жидкости. Как установлено, переход в дисперснокольцевой режим осуществляется при удельной нагрузке паров гидролизата с поверхности пленки qw > (25 ÷ 30) кг/(м2ч).
С увеличением движущей силы процесса (разности температур tc - tк)
количество выделившегося пара возрастает, однако, α* при этом слабо изменяется.
При пленочном режиме течения эффективный коэффициент теплоотдачи (отнесенный к поверхности канала) αкип*≈ Г0,4, а при дисперснокольцевом αкип*≈ Г0,1, рисунок 10.
-1;
-2;
-3;
-4.
α*кип×10-3 ,
Вт/(м2 K)
W, кг/ч
25
8
20
6
15
4
10
2
5
0
0
0,8
1,6
103 м2/с
0
-1;
-2.
0
2
4
6 (tc-tk),оС
а)
б)
а) при d = 0,070 м, l = 1,75 м. Экспериментальные точки (1 - 4): 1 - (tc - tк) = 4,5 оС;
2 - 3,5; 3 - 2,7; 4 - 2; б) при D = 0,15 м, l =1,5 м. Экспериментальные точки (1 - 2):
1 - G = 4 м3/ч; 2 - 1,7 м3/ч.
Рисунок 10 – Изменение эффективного коэффициента теплоотдачи в
пленке гидролизата при мгновенном испарении и расхода паров гидролизата от плотности орошения (а) и разности температуры (б), где tc – средняя температура жидкости, tк – температура кипения при рабочем давлении
15
В четвертой главе представлены результаты исследования процесса
охлаждения гидролизата древесины в пленочной вакуум-испарительной
установке, а также технико-экономические показатели испарителей. Общий вид установки, на которой исследовался процесс охлаждения гидролизата и технической воды, представлен на рисунке 11.
а)
б)
в)
г)
б) 1 - емкость для приема раствора; 2 – вакуум охладительный аппарат;
3 - каплеуловитель; 4 – емкость для подогрева гидролизата; 5 – сосуд для сбора конденсата; 6 - вакуумный насос ВВН; 7 - электронагреватели; в) 1 – корпус аппарата;
2 – перфорированная труба; 3 – тангенциальный завихритель; 4 – пленочный трубчатый конденсатор; 5 – распределитель жидкости: г): 1 - медная труба;
2 – распределитель жидкости; 3 – охлаждающая жидкость; 4 – пленка конденсата
Рисунок 11 – Общий вид экспериментальной вакуум-охладительной
установки (а), схема установки (б), корпус со встроенным пленочным конденсатором (в), распределитель жидкости (г)
Внутренний диаметр корпуса установки выполнялся равным 70,150 и
250 мм, длина - 1,7 м. Конденсация пара осуществлялась на поверхности
медных труб, выполненных в виде змеевика, либо в пленочном трубчатом
конденсаторе (рисунок 11 в), установленном непосредственно в корпусе.
Формирование газожидкостного слоя осуществлялось кольцевым распределителем жидкости, с шириной зазора 20 мм. Расход гидролизата изменялся от 0,2 до 6 м3/ч, а его температура – от 45 до 90 oС. Расход охлаждающей воды составил от 0,24 до 4 м3/ч, при ее начальной температуре
6 ÷ 10 oС. Абсолютное давление паров в аппарате поддерживалось в пределах 0,05 ÷ 0,005 МПа (величина вакуума 50 ÷ 95 %). В ходе исследований выявлено три характерные зоны мгновенного испарения паров гидролизата в установке.
Зависимость для определения теплоты, затраченной на образование
пара в трубопроводе QT (первая зона теплообмена) получена в виде
mr
,
(7)
QT 

где τ – время пребывания рабочей жидкости в зоне, с.
16
Рассматриваемая система является замкнутой и для нее справедливо уравнение Клайперона-Менделеева, что позволяет определить
массу вторичного пара из соотношения
m
PMVï
,
R ( t k  273)
(8)
где m – масса вторичного пара, кг;
P – давление насыщенного пара при рабочей температуре, Па;
M – молярная масса воды, кг/моль;
Vп – объем пара, м3;
R = 8,3 Дж/(моль·К) – универсальная газовая постоянная;
tк – температура кипения, oC.
Объем пара
Væ
,
(9)
Vï 
1 
где Vж – объем жидкости, м3;
φ - газосодержание.
Экспериментальные и расчетные значения QТ, в зависимости от расхода гидролизата, показаны на рисунке 12а. С уменьшением расхода жидкости увеличивается ее время пребывания τ в трубопроводе, что и обеспечивает большее снижение температуры гидролизата, рисунок 12б.
QT×10-3,
Вт
( t1
o
 t2 )
C
40
20
30
15
20
10
10
5
τ = 14 с
τ=4с
τ = 1,7 с
0
0
0
1
2
3
3 Gв, м /ч
0
1
2
3
Gв, м3/ч
а)
б)
при D = 150 мм; lтр = 2 м; t1 = 75 0С; абсолютное давление P = 10000 - 25000 Па.
Точки – расчет по уравнению (8) согласно опытным данным; линия – расчет по (9) при
газосодержании φ = (0,15 - 0,6)
Рисунок 12 - Зависимость количества тепла, выделившегося в подающем трубопроводе (а), и разности начальной и конечной температуры в
трубопроводе (б) от расхода гидролизата
17
Тепловой баланс в газожидкостном слое (вторая зона теплообмена),
стекающем по внутренней поверхности корпуса установки, представляли в
виде:
G в с в t 2  D T  i  W  i  Wг ж  r  G в с в t 3 ,
(10)
где Gв – расход гидролизата, кг/с;
св – удельная теплоемкость, Дж/кг·К;
i – удельная энтальпия пара, Дж/кг;
W – расход конденсата сконденсировавшегося на поверхности
конденсационной трубы, кг/с;
Wг-ж – расход пара в газожидкостном слое, кг/с;
t2 – температура гидролизата на входе в корпус испарителя, oС;
t3 – температура гидролизата на выходе из корпуса аппарата, oС.
Количество тепла, затраченного на вторичный пар, Q2:
Q 2  G в с в ( t 2  t 3 ) = W∙i + Wг-ж r + Wк r,
(11)
где Wк - расход конденсата в парожидкостном слое, кг/с.
Характерные зависимости Q2 от средней температуры парожидкостного слоя представлены на рисунке 13.
Q2×10-3
Вт
Q2×10-3
Вт
25
25
15
15
5
0
5
0
2
3
4
5
o
6 (tc-tk), C
-
0
1
1;
2;
3.
2
3
o
4 (tc-tk), C
а)
б)
при D = 150 мм; вакуум 90 %. Экспериментальные точки (1 - 3):
1 - Gв = 0,5 - 0,65 м3/ч; 2 - 1,2 - 2; 3 - 3,5 - 4,1.
Рисунок 13 - Тепло, выделившееся в газожидкостном слое гидролизата в зависимости от разности температуры: при пленочном (а) и при
дисперсно-кольцевом режиме (б)
Для поддержания пленочного режима течения газожидкостного слоя,
как наиболее интенсивного, рисунок 12 а, коаксиально к корпусу аппарата
с зазором 50 мм устанавливалась перфорированная труба, выполненная из
сетки с размером отверстий 2 ÷ 4 мм, размещенных с шагом 1,5d.
18
Наличие перфорированной вставки препятствует разрушению слоя и
интенсифицирует теплообмен.
Для устранения уноса капель гидролизата с паром разработан и испытан тангенциальный сепаратор, который позволил снизить величину
брызгоуноса до величины менее 0,2 % (рисунок 14 а).
При скорости пара в каналах сепаратора 20 ÷ 35 м/c, гидравлическое
сопротивление составило P = 30 ÷ 150 Па, коэффициент гидравлического
сопротивления – ξ = 1,85 ÷ 2,5.
Величина коэффициента теплоотдачи (6000 ÷ 8000) Вт/(м2·К).
Q4×10-3
E,
Вт
%
-1;
-2;
- 3.
.
5
4
3
25
20
15
2
10
1
5
0
10
15
20
25
30
qп м3/(м2· ч)
5
10
15
-1;
-2;
-3.
(tc-tk),oC
а)
б)
а) экспериментальные точки (1 - 3): 1 - без перфорированной трубы, 2 - с перфорированной трубой, 3 - с перфорированной трубой и тангенциальным завихрителем.
При D = 0,15 м и величине вакуума 80 - 90 %; б) экспериментальные точки (1 - 3):
1 - объем рабочей жидкости - 200 кг; 2 - 125 кг; 3 - 64 кг.
Рисунок 14 - Изменение брызгоуноса Е от удельной нагрузки паров
гидролизата (а), и зависимость (б) количества тепла в паре, прошедшем через зеркало жидкости в приемной емкости, от разности температуры
Количество выделившегося тепла Q4 (третья зона теплообмена) через
зеркало жидкости, размещенной в приемной емкости, в большей степени
зависит от ее объема (рисунок 14 б). С увеличением температуры жидкости происходит незначительное ее снижение, что обусловлено слабым перемешиванием гидролизата. Удельная паровая нагрузка составила не более
200 кг/(м3·ч), что согласуется с известными данными для промышленных
установок.
При охлаждении гидролизата в исследованной установке достигается
снижение концентрации фурфурола до 0,03 %, органических кислот – до
0,12 %. Получены исходные данные для конструирования пилотной установки, разработаны чертежи одноступенчатого, рисунок 15 а, и многоступенчатого пленочного вакуум испарителя для охлаждения гидролизата
древесины производительностью 100 м3/ч.
19
а)
б)
в)
г)
а) – схема вакуум-охладительного аппарата; б) – насадки аппарата; в) – пакет
труб; г) – элемент пластины с винтовой шероховатостью
1 – штуцер для подачи гидролизата; 2 – сепаратор; 3 – пленочный конденсатор;
4 – корпус аппарата; 5 – цилиндрические трубы; 6 – дополнительный штуцер;
7 – штуцер для вывода гидролизата; 8 – тангенциальный завихритель
Рисунок 15 – Схема одноступенчатого вакуум-охладительного аппарата
В одноступенчатом аппарате конденсация пара осуществляется в
пленочном конденсаторе, установленном непосредственно в корпусе, а в
многоступенчатом – пар конденсируется в выносных пленочных конденсаторах с турбулизирующими спиралями. Согласно полученным данным,
пленочный вакуум-охладительный аппарат имеет в 5 раз меньшую металлоемкость, в три раза снижены габариты, по сравнению с камерным
промышленным аппаратом.
Разработана конструкция малотоннажного пленочного вакуум выпарного испарителя. По сравнению с вакуумной установкой конструкции
«Биохиммаш» предложенный аппарат работоспособен при низком температурном напоре теплоносителей (2 – 3 ºС), имеет на порядок меньшее
время пребывания жидкости на греющей поверхности (2 - 3 с) и сравнительно низкую температуру кипения. Концентрирование дрожжевой суспензии C. scottii в гравитациионно стекающей пленке позволило довести
концентрацию биомассы до 550 кг/м3 прессованных дрожжей при устойчивом течении суспензии, без образования не смоченных участков трубы.
На рисунке 15в представлена насадка запатентованного пленочного
теплообменника для испарительных установок, выполненного из профилированных пластин, которые обеспечивают пленочное течение по обе
стороны теплопередающей поверхности и таким образом позволяют увеличить величину коэффициента теплопередачи в 8 раз, по сравнению с кожухотрубчатыми теплообменниками.
20
Основные условные обозначения:
ρ - плотность гидролизата, кг/м3; σ - коэффициент поверхностного натяжения
гидролизата, Н/м; с - теплоемкость жидкости, кДж/(кг·К); Е – доля воздуха в паре,
кг/кг; F - поверхность трубы, м2; r - удельная теплота парообразования, кДж/кг; Г- объемная плотность орошения, м2/c; ∆t - средне логарифмическая разность температур, K;
u - средняя скорость пара, рассчитанная по расходу пара, вышедшего из трубы, м/с;
νв - коэффициент кинематической вязкости жидкости, м2/c; νп - коэффициент кинематической вязкости пара, м2/c; W - расход конденсата, кг/с; δo - толщина стенки трубы,
м; λ - коэффициент теплопроводности жидкости, Вт/(м·K); λo - коэффициент теплопроводности стенки трубы, Вт/(м·K);  - приведенная толщина пленки жидкости, м;
d - диаметр трубы, м; q - удельная тепловая нагрузка, кВт/м2; l - длина теплообменного
участка, м; t1 - температура жидкости в баке, oС; t2 - температура жидкости на входе в
корпус аппарата, oС; DТ - расход пара в рабочей жидкости, кг/с; m – масса вторичного
пара, кг; αпл - коэффициент теплоотдачи в стекающей пленке воды, Вт/(м2·K); αкон - коэффициент теплоотдачи в пленке конденсата, Вт/(м2·K); αрас – расчетный коэффициент
теплоотдачи в стекающей пленке воды, Вт/(м2·K); αнагр - коэффициент теплоотдачи при
нагревании в стекающей пленке воды, Вт/(м2·K); αкип - коэффициент теплоотдачи при
кипении в стекающей пленке воды, Вт/(м2·K); αкип* - коэффициент теплоотдачи в стекающей пленке воды при мгновенном испарении, Вт/(м2·K); s/h – параметр шероховатости; h - высота выступа витков завихрителя, м; s - шаг витков завихрителя; dc наружный диаметр витков завихрителя; Рабс – абсолютное давление, МПа; и – коэффициент массоотдачи, м/с; X - разность влагосодержания над межфазной поверхностью
и в газовом потоке; Dg – коэффициент диффузии пара в воздухе, м2/с; Sc - критерий
Шервуда; Nu* = пл / - число Нуссельта; Reкон = 4·W/(πdνк) - число Рейнольдса пленки конденсата; Re = 4·Gв /(πdνв) - число Рейнольдса пленки; Reпар = ud/νп - число Рейнольдса пара; К = r/c·Δt - критерий фазового перехода; Pr - число Прандтля; Prст - число
Прандтля теплообменной стенки трубы.
Основные результаты и выводы по работе
1. Получены уравнения для расчета коэффициента теплоотдачи при
пленочной конденсации чистого пара, паров гидролизата и паровоздушной
смеси в пленочном трубчатом испарителе, установлены режимы взаимодействия фаз в зависимости от расхода пара. Наибольшее влияние скорости пара на интенсивность теплоотдачи наблюдается при его конденсации
в переходном режиме. Снижение коэффициента теплоотдачи при конденсации в кольцевом режиме обусловлено брызгоуносом капель жидкости с
поверхности пленки.
2. Разработан способ интенсификации процесса конденсации паров
гидролизата и паровоздушной смеси, позволивший увеличить коэффициент теплоотдачи в 3 раза за счет обеспечения циркуляционных вихрей на
межфазной поверхности, причем интенсификация процесса теплообмена
начинает проявляться при значении критерия Рейнольдса парогазовой смеси, набегающей на обтекаемое тело, более Re > 103. Величина коэффициента теплопередачи в пленочном испарителе составила до 8000 Вт/(м2 ·К).
3. Исследована теплоотдача при испарении влаги с поверхности
пленки гидролизата при ее нагревании, получены зависимости для расчета
коэффициента тепло- и массоотдачи. Максимальное увеличение коэффи-
21
циента теплоотдачи при нагревании пленки жидкости достигнуто при высоте выступа винтовой шероховатости h = 0,25 мм и оптимальном параметре шероховатости s/h = 6. Подтверждены ранее полученные данные о
снижении теплоотдачи с увеличением газосодержания в пленке жидкости.
4. Изучен процесс кипения в пленке гидролизата, технической воды
и дрожжевой суспензии, стекающей по гидравлически гладкой и шероховатой поверхности труб, получены зависимости для определения коэффициента теплоотдачи. Установлено, что шероховатость, выполненная в виде
метрической резьбы, не интенсифицирует процесс кипения. С увеличением высоты выступов винтовой шероховатости интенсивность теплоотдачи
возрастает и при высоте выступа h = 1,5 мм составила максимальную величину.
5. Исследован теплообмен в пленке гидролизата при мгновенном
испарении под вакуумом. Установлены режимы течения, определены
начальный участок формирования газожидкостного слоя, величина газосодержания, эффективный коэффициент теплоотдачи.
6. Разработана и исследована вакуум-испарительная установка для
охлаждения гидролизата древесины в трех зонах теплообмена. Получены
зависимости для оценки количества выделяющегося тепла, наибольшая
интенсивность тепловыделения достигается в газожидкостном слое при
пленочном режиме.
7. Разработана конструкция малотоннажного пленочного вакуумного
испарителя для концентрирования дрожжевой суспензии и термолабильных продуктов, защищены патентом устройства, устраняющие разрушение
газо-жидкостного слоя на поверхности цилиндрических труб и обеспечивающие пленочный режим течения с интенсивным тепловыделением, достигнуто снижение уноса жидкости со вторичным паром до 0,2 %.
8. Разработан и защищен патентом пленочный теплообменник для
испарительных установок, обеспечивающий устойчивое пленочное течение по обе стороны теплопередающей поверхности, в котором достигается
величина коэффициента теплопередачи до 5000 Вт/(м2 ·К) и снижение металлоемкости в 3,5 раза.
10. На основании полученных экспериментальных данных запатентованы выпарные аппараты с нисходящей и восходящей пленкой суспензии, разработаны конструкции промышленных испарителей для охлаждения и облагораживания гидролизата древесины, представлены их техникоэкономические показатели.
22
Основное содержание диссертации опубликовано в работах:
1. Войнов, Н.А. Теплообмен в пленочном трубчатом испарителе при
кипении под вакуумом/ Н.А. Войнов, Д.В. Тароватый, А.В. Кустов // Химическая промышленность сегодня. - 2008. - №12. - С. 49 - 52.
2. Войнов, Н.А. Гидродинамика ступени с тангенциальными завихрителями / Н.А. Войнов, Д.В. Тароватый, А.В. Кустов // Химическая промышленность сегодня. – 2009. - № 6. - С. 37 - 43.
3. Войнов, Н.А. Исследование вакуум-охладительной установки пленочного типа / Н.А. Войнов, Д.В. Тароватый, О.П. Жукова, Л.Н. Грошак //
Химия растительного сырья. - 2010. - № 3. - С. 173 - 179.
4. Войнов, Н.А. Брызгоунос в пленке воды при нисходящем и восходящем прямотоке / Н.А. Войнов, А.Н. Николаев, Д.В. Тароватый, А.В. Кустов // Химическая промышленность. - 2008. - Т.85, № 3. - С. 142 - 146.
5. Voinov, N.A. Splash type mass transfer on the water film at downflow
and upflow / N.A. Voinov, A.N. Nikolaev, D.V. Tarovatyi, A.V. Kustov // Russian Journal of Applied Chemistry. - 2008. - Vol. 81, N. 9. - P. 1686-1690.
6. Тароватый, Д.В. Пленочный трубчатый испаритель / Д.В. Тароватый,
Н.А. Войнов // Новые достижения в химии и химической технологии растительного сырья: материалы IV Всерос. конф. – Барнаул, 2009. – Кн. 1. –
С. 225 - 227.
7. Войнов, Н.А. Сопротивление вихревой контактной ступени. / Н.А.
Войнов, А.В. Кустов, Д.В. Тароватый // Лесной и химический комплексы
– проблемы и решения: сб. ст. Всерос. науч.-практ. конф. студентов и молодых ученых. - Красноярск, 2007. - Т.2. - С.61-65.
8. Войнов, Н.А. Теплообмен в пленке при адиабатном испарении. /
Н.А. Войнов, Д.В. Тароватый, Л.Н. Грошак, А.А. Носорев // Лесной и химический комплексы – проблемы и решения: сб. ст. Всерос. науч.-практ.
конф. студентов и молодых ученых. - Красноярск, 2008. - Т.2. - С. 71 - 75.
9. Войнов, Н.А. Пленочный трубчатый испаритель / Н.А. Войнов,
Д.В. Тароватый // Молодые ученые в решении актуальных проблем науки:
сб. ст. Всерос. науч.-практ. конф. студентов и молодых ученых. – Красноярск, 2009. – Т.1. – С. 201 - 203.
10. Войнов, Н.А. Исследование теплообмена в пленке при кипении /
Н.А. Войнов, Д.В. Тароватый, О.П. Жукова, Е.Н. Казанцев // Молодые
ученые в решении актуальных проблем науки: сб. ст. Всерос. науч.-практ.
конф. студентов, аспирантов и молодых ученых. - Красноярск, 2010. - Т.2. С. 110 - 113.
11. Пат. № 2324516 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22. Пленочный выпарной аппарат со стекающей пленкой / Войнов Н.А., Тароватый
Д.В. - Заявка 2007108868/15, приоритет 09.03.07. Опубл. 20.05.08 Бюл. №
14.
12. Пат. № 2324517 Российская Федерация МКИ B01/D 3/28. МКИ
B01/D 53/18. Пленочный аппарат / Войнов Н.А., Еременко Н.А., Войнов
23
А.Н., Тароватый Д.В. – Заявка 2007101783/15, приоритет 17.01.07. Опубл.
20.05.08. Бюл. № 14.
13. Пат. № 2354429 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22. Пленочный выпарной аппарат с восходящей пленкой / Войнов Н.А, Тароватый
Д.В., Войнов А.Н. - Заявка 2008106130/15, приоритет 18.02.08. Опубл.
10.05.09. Бюл. № 13.
14. Пат. №2332246 Российская Федерация МКИ B01/D 1/22, МКИ B01/D
3/28. Пленочный тепломассообменный
аппарат / Войнов Н.А.,
Тароватый Д.В., Войнов А.Н.- Заявка 2007118870/15, приоритет 21.05.07.
Опубл. 27.08.08. Бюл. № 24.
15. Пат. №2424031 Российская Федерация МПК В01D1/22 С1. Пленочный выпарной аппарат со стекающей пленкой / Войнов, Н.А. Тароватый,
Д.В. Жукова, О.П. - Бюл. 20.
Подписано в печать
. Сдано в производство
Формат 60х84 1/16. Бумага типографская.
Печать офсетная. Усл. печ. л. 1.0. Уч.-изд. л. 1.0
Тираж 100 экз. Изд. №
Заказ №
Лицензия ЛР № 020346 20.01.97
Редакционно-издательский отдел СибГТУ
660049, г. Красноярск, пр. Мира, 82, тип. СибГТУ