книги из ГПНТБ / Жуков Д.В. Основы теории и техника сушки теплоизоляционных изделий

0,4 м/сек характеризуется следующими данными: При у —

— 72 кг/м3 Ар=22 мм вод. ст„ при у=120 кг/мъ Ар —

= 62 мм вод. ст. Следовательно, при увеличении объем­ ного веса минераловатных изделий в 1,67 раза гидрав­ лическое сопротивление их возрастает в 2,8 раза, т. е. имеет квадратичную зависимость от объемного веса. По­ этому для определения гидравлического сопротивления минераловатного слоя в зависимости от его объемного веса можно пользоваться соотношением

Зависимость сопротивления минераловатного слоя от его толщины, согласно соотношению (75), носит линей­ ный характер.

Таким образом, учитывая зависимость гидравлическо­ го сопротивления слоя от cl, х, v, у, Н, можно написать

гд е /1 — п е р е в о д н о й ко э ф ф и ц и е н т .

Для определения гидравлического сопротивления слоя при тепловой обработке минераловатных плит фор­ мула (98) принимает вид:

При перерасчете приведенных выше значений'гидрав­ лического сопротивления в графиках и формулах на гид­ равлическое сопротивление с учётом температурь!"про­ дуваемого теплоносителя Apt следует пользоваться фор­ мулой

н и я э т и х к о э ф ф и ц и е н т о в у к а з а н ы в п р и л о ж е н и и 1.

Приведенная в формуле (99) зависимость гидрав­ лического сопротивления минераловатного слоя от его структурных характеристик и скорости потока газа в слое хотя и допустима для инженерных расчетов, но яв­ ляется приближенной. Имеется возможность установить более строгое аналитическое определение гидравличес­ кого сопротивления слоя с использованием структурных

141

характеристик слоя и установленного выше универсаль­ ного закона сопротивления, выраженного формулой

(76).

Н. М. Жаворонков и М. Э. Аэров при продувке слоя из шариков установили следующий вид этой зависи­ мости:

Рис. 75. Зависимость коэффициента сопротивления от числа

Рейнольдса

72 / — кривая по уравнению Ф = — ---- 1-0,8; 2 — жесткие плиты из центробежио-

валковой ваты, 7=208 кг/м1; 3 — плиты ПП из центробежно-дутьевой ваты, 7 = =95—105 кг/м2-, • — шарики d=3,5 мм

На рис. 75 с использованием формул (75) и (77) в логарифмическом масштабе нанесены кривые, отражаю­ щие результаты обработки опытов на слое шариков и ми­ нераловатных плит, изготовленных из центробежно-вал­ ковой и центробежно-дутьевой ваты. Здесь же приведе­ на кривая, построенная по уравнению (100). Из рисунка следует, что результаты опытов по продувке слоя шари­ ков -укладываются на теоретическую кривую, следова­

142

тельно, выбранная нами методика является правильной. Все экспериментальные точки, полученные при исследо­ вании минераловатных плит, укладываются на кривые, которые эквидистантны теоретической кривой, но лежат выше этой кривой, поэтому при расчетах коэффициента гидравлического сопротивления минераловатных плит мо­ жно пользоваться формулой (100) с учетом коэффициента формы. Анализом данных с применением этой формулы установлено, что коэффициент формы для изделий из центробежно-дутьевой ваты равен 1,3, для изделий из центробежно-валковой и фильерно-дутьевой ваты—1,1.

Таким образом, для точного расчета гидравлического минераловатпого слоя необходимо подсчитать значение критерия Не для принятой скорости потока в слое, уста­ новить величину коэффициента сопротивления по фор­ муле (100) и затем подсчитать значение Ар по формуле

этой методики. Требуется подсчитать гидравлическое со­ противление минераловатного слоя из фильерно-дутье­

Это соответствует экспериментальным данным.

При тепловой обработке плитных минераловатных изделий горячий теплоноситель продувают через минераловатный слой (ковер), зажатый между перфориро­ ванными лентами конвейера. Тепловую обработку мине­ раловатных цилиндров производят продувкой теплоноси­ теля через стенки цилиндров, надетых на перфорирован­ ные скалки. Интересно установить влияние степени пер­ форации этих устройств на гидравлическое сопротивле­ ние обрабатываемых таким образом изделий.

Данные, приведенные на рис. 76, показывают, что при объемном весе плит ПО кг/м3, скорости продувки 0,2—

143

0,3 м/сек и степени перфорации лент.конвейера 30% гид­ равлическое сопротивление изменяется незначительно. При снижении степени перфорации до 10% и особенно при одновременном увеличении объемного веса изделий и скорости продувки, что характерно для тепловой об­ работки минераловатных цилиндров, гидравлическое со­ противление резко возрастает. Согласно кривым 4 и 5,

10% гидравлическое сопротивление возрастает с 220 до

.330 мм вод. ст. Из приведенных данных следует, что при проектировании транспортных лент конвейера камеры необходимо стремиться к повышению степени перфора­ ции ленты и вводить поправочный коэффициент к к гид­ равлическому сопротивлению слоя при расчете камер и выборе дутьевых устройств.

Влажность мипераловатпого ковра, поступающего в камеру тепловой обработки, обусловлена методом вве­ дения связующего. По опытным данным при введении связующего распылением она составляет 1—6%, при ме­ тоде пролива с вакуумированием— 100—120%. Важно было установить зависимость гидравлического сопротив­ ления минераловатного ковра при продувке через него теплоносителя от степени его увлажненности. Опыты проводили на образцах минераловатных изделий объ­ емным весом 100 кг/м3 из волокна, полученного фильер- но-дутьевым способом. Влажность ковра меняли от 0 до 150%. На рис. 77 показан характер изменения сопротив­ ления ковра в зависимости от влажности при скорости движения воздушного потока через ковер, равной

144

по мере удаления участков слоя от места входа теплоно­ сителя их прогрев замедляется. Выходная кривая в пер­ вый период имеет незначительный подъем, затем проис­ ходит быстрый прогрев слоя, у кривой наблюдается практически постоянный угол наклона, в третий период температура слоя приближается к температуре теплоно-

сителя. Влияние скорости продувки теплоносителя на кинетику процесса представлено на рис. 79. Из сравне­

Из данных рис. 80 видно, что продолжительность тепло­

146

конвейера (рис. 81). Как следует из рисунка, кривая 2 за счет расхода тепла на нагрев пластин имеет искажен­ ный характер, а продолжительность нагрева ковра в три-четыре раза больше, чем при нагреве образца между сетками. Отсюда следует важный практический вывод: при выносе обратных ветвей тяжелых конвейеров на-

ружу и неизбежном их охлаждении срок тепловой обра­ ботки ковра значительно удлиняется, разумеется, и рас­ ход топлива при этом возрастает.

При введении связующего методом пролива влаж­ ность изделий достигает 120%- В этом случае процесс сушки и нагрева ковра имеет существенные особенно­ сти. Анализ температурных кривых (рис. 82) позволяет сделать вывод о том, что при тепловой обработке высо­ ковлажного ковра на кривых нагрева наблюдается пло­ щадка, точно соответствующая температуре мокрого термометра. Эта площадка обусловлена фазовым пре­ вращением влаги — ее испарением — и фиксирует дви­ жение фронта испарения в направлении движения теп­ лоносителя. За фронтом испарения теплоноситель пол­ ностью насыщен влагой. До начала подъема выходной температурной кривой 4 процесс идет в периоде посто­ янной скорости сушки (кривая 1), затем наступает крат­ ковременный период падающей скорости сушки, в ко­

тором темп подъема температурной кривой аналогичен нагреву ковра при введении связующего методом распы­ ления. Слой ковра со стороны входа теплоносителя уже через короткий промежуток времени (кривая 2) прогре­ вается до высокой температуры, и, следовательно, про­ цесс отверждения связующего происходит одновременно

спроцессом испарения влаги.

Вопытах установлено влияние скорости продувки теплоносителя на кинетику процесса. Как и следовало ожидать, эта зависимость имеет характер линейной про­ порциональности: при увеличении скорости, скажем, в два раза, скорость нагрева увеличивается также в два раза. При подогреве высоковлажного ковра в первом пе­ риоде температура теплоносителя может быть повы­ шена.

Коэффициенты теплообмена. Во время опыта на ди­ аграммной лепте потенциометра ЭПП-09-М1 записывали температуру выходящего из слоя теплоносителя, а сле­ довательно, и температуру мииераловатиого слоя. По­ тенциометр рассчитан па запись температур в двенадца­ ти точках. Одна точка с подключенной к пей термопарой была использована для записи температуры потока, вхо­ дящего в слой и автоматического регулирования задан­ ной температуры теплоносителя. Термопара была поме­ щена в центре потока, перед его входом в слой. Другая термопара показывала температуру в измерительной ди­ афрагме. Остальные десять точек были сблокированы на одну термопару, которая и измеряла температуру теп­

лоносителя на выходе из слоя. Этот прием сократил ин­ тервал времени между замерами и дал возможность провести через полученные точки плавную температур­ ную кривую, что в свою очередь позволило без построе­ ния дополнительных графиков произвести все необходи­ мые построения и вычисления для определения коэф­ фициента теплообмена непосредственно на диаграммной ленте.

Принимали, что процесс прогрева заканчивался, когда кривая записи температуры теплоносителя, выходящего из слоя, а следовательно, и самого слоя сливалась или шла параллельно кривой записи температуры входящего в слой теплоносителя (т. е. когда верхние частицы слоя прогревались до максимальной температуры, которую они приобретают при установившемся режиме).

Методику определения коэффициентов теплообмена,

148

разработанную М. Э. Аэровым, В. П. Майковым и Б. Н. Ветровым для изделий со связующим, введенным методом распыления, проиллюстрируем на следующем примере. Изделие, изготовленное из центробежно-вал­ ковой ваты, имело следующие показатели: у=200 кг/м3,

введенном методом пролива при t с =160° С, п=0,4 м / с е к

I — кривая сушки; 2, 3, 4 — тем ­ пература слоев по ходу тепло­ носителя

дувки 0,148 м/сек. Определяющая температура f0np=

176+23

= —-— = 9 9 С. При этой температуре теплофизичес­

кие константы составляют: Аг=2,64-10-2; v=23,78-10_6;

объемная теплоемкость потока Сп=Сруг=0,244-0,916= = 0,224 ккал/м3-град, объемная теплоемкость слоя Сс —

= сву = 0,22 ■200=44 ккал/м3 ■град.

На диаграммной ленте с выходной температурной кривой производим построение (рис. 83). Затем опреде­ ляем по формуле (86).

Величина отрезка, отсекаемого касательной, соглас­ но рис. 83, равна 47 сек. Затем находим, используя зави­ симости (88) — (91):

149

1 ~

Коэффициент теплообмена, приведенный к 1 ч,

= 60000 ккал/м3-ч-град.

Критерии Nu и Re подсчитываем по приведенным вы­ ше формулам:

Затем результаты ряда опытов с различными видами минеральной ваты и при различных режимах переносим

на график в логарифмическом масштабе (рис. 84) и ус­ танавливаем зависимость

150