Pivovarennaya_inzheneria_ / Глава 6c

где i — число пакетов в секции; ξ — коэффициент сопротивления пакета; ρ — плотность среды, кг/м3; ν — скорость движения жидкости в каналах, м/с.

Сопротивление трения в трубах, подводящих жидкость к теплообменнику и отво дящих от него, рассчитывают по обычным формулам гидравлики.

Мощность, затрачиваемая на преодоление гидравлических сопротивлений при дви жении жидкости через теплообменник (кВт),

где V — объемный расход жидкости, проходящей через теплообменник, м3/с; ∆р— пол ное гидравлическое сопротивление в системе теплообменника, Па; η — КПД насоса (η = 0,4–0,75).

Пример 6. Рассчитать двухсекционный пластинчатый теплообменник для охлаж дения пивного сусла.

Данные для расчета. Производительность теплообменника Vс = 3 м3/ч. Сусло охлаждается перед брожением с t1 = 95 до t2 = 25 °С холодной водой с температурой tвн = 15 °С, а затем до t3 = 6 °С хладагентом с температурой tх = –5 °С. Расходы воды принять однократным, а хладагента — двукратным по отношению к объемному расходу охлаждаемого сусла. При расчетной температуре tс = 25 °С плотность сусла рс = 1042 кг/м3, а теплоемкость сусла сс = 3,89 кДж/(кг К). Числовые значения теплофизических ха рактеристик воды, хладагента и сусла выбрать из приложений 1, 10 и 11.

Расчет

1.Расчеты тепловых потоков через пластины каждой секции теплообменника за 1 ч: 1.1. Тепловой поток (кДж/ч) через пластины водяной секции

Qв = Vсρсcс(t1 – t2) = 3 1042 3,89(95 – 25) = 851 210 кДж/ч.

1.2. Тепловой поток (кДж/ч) через пластины пропиленгликолевой секции Qх = Vсρсcс(t2 – t3) = 3 1042 3,89(25 – 6) = 231 043 кДж/ч.

2.Расчеты конечных температур холодной воды и хладагента: 2.2. Конечная температура холодной воды

При расчетной усредненной температуре tв = 50 °С плотность воды ρв = 988,0 кг/м3,

атеплоемкость воды св = 4,199 кДж/(кг К). Конечная температура хладагента:

где Vх — объемный расход хладагента, м3/ч; Vх = 2Vс = 2 3 м3/ч (по условию зада ния).

Для хладагента (30% ного раствора пропиленгликоля) плотность ρх = 1036,0 кг/м3, а теплоемкость сх = 3,92 кДж/(кг К).

3.Расчеты средних разностей температур у теплообменивающихся жидкостей:

3.1.Для водяной секции

где ∆t1 — разность температур охлаждаемого сусла и отводимой (подогретой) воды (∆t1 = t1 – tвк = 95 – 83,4 = 11,6 °С); ∆t2 — разность температур охлажденного сусла и подводимой (холодной) воды (∆t2 = t2 – tвн = 25 – 15 = 10 °С).

3.2. Для пропиленгликолевой секции

где ∆t1 — разность температур охлаждаемого сусла и отводимого хладагента (∆t1 = t2 – tхк = 25 – 4,6 = 21,4 °С); ∆t2 — разность температур охлажденного сусла

и подводимого хладагента (∆t2 = t3 – tхн = 6 – (–5) = 11 °С).

4.Расчеты скоростей потоков жидкостей в каналах между пластинами:

4.1. На основе практического опыта примем скорость движения сусла между пла

стинами νс = 0,6 м/с. Эту скорость уточняем, сообразуясь с размерами каналов между пластинами теплообменника.

Выбираем пластины типа П 1, имеющие следующие параметры:

По заданной производительности теплообменника и принятой скорости движе ния сусла определим количество каналов в одном пакете при движении сусла не разрывным (сплошным) потоком:

Поскольку число каналов должно быть целым, то округлим полученное значение до двух и уточним скорость движения сусла в каналах теплообменника:

4.2.Скорость движения охлаждающей воды между пластинами для удобства

компоновки аппарата примем равной скорости движения сусла, т. е. νв = 0,551 м/с. Тогда при однократном объемном расходе воды число пакетов для воды будет та ким же, как и для сусла.

4.3.Скорость движения хладагента между пластинами примем в 1,5 раза меньше, чем скорость сусла, принимая во внимание, что он имеет более низкую температу ру и значительную вязкость.

Таким образом, при двукратном объемном расходе хладагента число параллель ных каналов в его пакете будет в 3 раза больше, чем для сусла.

5.Расчеты критериев подобия.

5.1.Критерий Прандтля (Pr), характеризующий физические свойства среды (со отношение вязкостных и температуропроводных свойств в потоке), определяем по формуле

νρс

Pr = λ ,

где ν — кинематическая вязкость, м2/с; λ — коэффициент теплопроводности, Вт/(м К); с — удельная теплоемкость, Дж/(кг К); ρ — плотность, кг/м3.

Определяем критерии Прандтля для водяной секции теплообменника. В секции водяного охлаждения средняя температура сусла

По данной температуре из приложения 11 находим вышеперечисленные пара метры сусла:

νсI = 8,7 10–7 м2/с;

λIс = 0,603 Вт/(м К);

ссI = 3920 Дж/(кг К); ρс = 1029 кг/м3.

Тогда значение критерия Прандтля для сусла

PrсI = (8,7 10–7 1029 3920) / 0,603 = 5,8.

По той же формуле определяем значение критерия Прандтля для воды Prв при

По этой средней температуре найдем из приложения 1 параметры воды:

νв = 5,56 10–7 м2/с; λв = 0,648 Вт/(м К); св = 4199 Дж/(кг К); ρв = 988 кг/м3.

Тогда значение критерия Прандтля для воды

Рrв = (5,56 10–7 988 4199) / 0,648 = 3,56.

Определяем критерии Прандтля для пропиленгликолевой секции теплообмен ника, в которой средняя температура сусла

518 ПИВОВАРЕННАЯ ИНЖЕНЕРИЯ

По данной температуре, трансполируя данные из приложения 11, находим выше перечисленные параметры сусла:

νсII = 20,85 10–7 м2/с;

λIIс = 0,522 Вт/(м К);

ссII = 3800 Дж/(кг К); ρсII = 1045 кг/м3.

Тогда значение критерия Прандтля для сусла

PrсII = (20,85 10–7 1045 3800) / 0,522 = 15,86.

Аналогично определяем значение критерия Прандтля для хладагента Prх при сред

По этой средней температуре найдем из приложения 10 параметры хладагента

νх = 75,6 10–7, м2/с; λх = 0,427 Вт/(м К); сх = 3922 Дж/(кг К); ρх = 1034 кг/м3.

Тогда значение критерия Прандтля для хладагента:

Рrх = (75,6 10–7 1034 3922) / 0,427 = 71,8.

5.2. Критерий Re, характеризующий режим движения среды [соотношение сил инерции и молекулярного трения (вязкости) в потоке], определяем по формуле

υd

Re = ν ,

где υ — скорость движения, м/с; d — определяющий размер (для потока круглого сечения — диаметр), м; ν — кинематическая вязкость, м2/с.

Поскольку в пластинчатом теплообменнике среды движутся в каналах некругло го сечения, то при определении критерия Re вместо диаметра d подставляют вели чину эквивалентного диаметра dэкв:

Re = υdэкв .

ν

Эквивалентный диаметр (м) определяют по формуле (6.71):

Определяем критерии Re для водяной секции теплообменника.

6. Расчеты коэффициентов теплоотдачи. Коэффициенты теплоотдачи рассчитываем по формуле

где Nu — критерий Нуссельта, определяемый по обобщенному критериальному урав нению (6.70):

Nu = 0,135Rе0,7Рrж0,43(Рrж/Rrст)0,25,

где (Рrж/Рrст)0,25 — отношение, учитывающее направление потоков тепла и влияние температурного напора (в приближенных расчетах принимают значения этого соотно шения при нагревании 1,05, а при охлаждении — 0,95).

6.1.Коэффициенты теплоотдачи в секции водяного охлаждения: а) от сусла к поверхности теплообмена:

б) от поверхности теплообмена к охлаждающей воде:

6.2.Коэффициенты теплоотдачи в секции пропиленгликолевого охлаждения: а) от сусла к поверхности теплообмена:

NuсII = 0,135 14630,7 15,860,43 0,95 = 69,16;

520 ПИВОВАРЕННАЯ ИНЖЕНЕРИЯ

7.Расчеты коэффициентов теплопередачи.

7.1.Для секции водяного охлаждения

где δ — толщина пластины, м, δ = 0,0012 м; λст — коэффициент теплопроводности мате риала пластины, Вт/(м К), для нержавеющей стали λст = 15,1 Вт/(м К).

8.Расчеты площади поверхности теплообмена.

8.1. Площадь поверхности секции водяного охлаждения

где 3,6 — пересчетный коэффициент, учитывающий, что 1 Вт ч = 3,6 кДж. 8.2. Площадь поверхности секции пропиленгликолевого охлаждения

9. Расчет числа пластин и пакетов в теплообменнике 9.1. Для водяной секции:

а) расчетное количество рабочих пластин в секции водяного охлаждения

где mc — количество каналов в пакете для сусла (см. пункт 4.1); 2 — коэффи циент, учитывающий, что каждый канал образован двумя пластинами.

Поскольку количество пакетов должно быть целым числом, то увеличим его расчетное значение до 11 шт. Тогда уточненное общее количество плас тин в водяной секции будет

zв = 2mcicI = 2 2 11 = 44 шт.,

а уточненная площадь поверхности теплообмена в водяной секции теплооб менника

Fв = fzв = 0,145 44 = 6,38 м2, при этом число пакетов для воды составит

9.2.Для пропиленгликолевой секции а) расчетное количество пластин в секции пропиленгликолевого охлаждения

Поскольку количество пакетов должно быть целым числом, то увеличим его расчетное значение до 4 шт. Тогда уточненное общее количество пластин в пропиленгликолевой секции будет

zх = 2mcicII = 2 2 4 = 16 шт.,

а уточненная площадь поверхности теплообмена в пропиленгликолевой сек ции теплообменника

Fх = fzх = 0,145 16 = 2,32 м2,

Ранее (см. пункт 4.3) условились, что число пакетов для хладагента iх будет в 3 раза меньше, чем для сусла, поэтому для пропиленгликоля примем iх = 1 пакет. При этом число каналов в пакете для хладагента составит

Таким образом, формула компоновки пластинчатого теплообменника бу

10. Проверка вычислений.

Необходимость проверки обусловлена тем, что в предыдущих расчетах имели ме сто округления.

Определим из теплового баланса необходимую длину потока жидкости, обеспечи вающую эффективное охлаждение сусла, и сопоставим эту расчетную величину с дли ной, соответствующей определенной выше формуле компоновки.

Для секции водяного охлаждения уравнение теплового баланса:

Vоρссс(t1 – t2) = FоK∆tв,

где Vо — часовой объемный расход сусла, прокачиваемого по одному каналу, м3/ч; вы разим Vо через сечение канала, равное bh, и скорость сусла vc:

Vо = 3600bhυс.

Поверхность теплопередачи Fо представим как произведение удвоенной ширины пластины b (поскольку сусло охлаждается через пластины с двух сторон) на необходи мую длину пути потока сусла Lнв:

Fо= 2bLнв.

Необходимая длина пути потока охлаждаемого сусла в секции водяного охлаждения

где ρс — плотность сусла, кг/м3; ρс = 1042 кг/м3; сс — теплоемкость сусла, Дж/(кг К), сс = 3,89 103 (при 25 °С);

0,0028 0,551 1042 3,89 103(95 – 25)

2 3663 10,8 В соответствии с приведенной выше компоновочной формулой сусло в секции

водяного охлаждения должно пройти последовательно 6 пакетов, при этом длина пути движения сусла Lв должна быть равна произведению приведенной длины пластины Lп = 0,54 м на число пакетов, т. е.

Lв = 0,54 11 = 5,94 м.

Из расчета видно, что путь сусла в секции водяного охлаждения рассчитан со зна чительным запасом, поскольку Lв > Lнв (5,94 > 5,53).

Аналогично произведем проверочный расчет потока сусла секции пропиленглико

Произведение приведенной длины пластин на число каналов пропиленгликолевой секции

Lх = 0,54 4 = 2,16 м.

Полученный результат свидетельствует, что запас пути сусла имеется и в пропилен гликолевой секции, поскольку Lх > Lнх (2,16 > 1,32). Он возник в связи с увеличением числа пластин при компоновке секций водяного и пропиленгликолевого охлаждения сусла против расчетного соответственно на 2 и 1 пластины.

11. Расчет гидравлического сопротивления пластинчатого теплообменника. Гидравлическое сопротивление двухсекционного теплообменника складывается

из гидравлических сопротивлений каждой из секций, которые рассчитывают по фор муле (6.73):

Для пакетов каждой секции, собранных из пластин П 1 и П 2, коэффициент сопро тивления можно приближенно определить по следующим формулам:

а) для секции водяного охлаждения

сопротивление потоку сусла в пропиленгликолевой секции

Общее гидравлическое сопротивление потоку сусла в двухсекционном теплооб меннике

∆робщ = ∆рв + ∆рх, Па; ∆робщ = 167 356 + 93 910 = 261 266 Па.

При движении охлаждающих сред (воды и пропиленгликоля) сопротивление бу дет меньшим, поскольку путь потоков этих жидкостей короче, чем у сусла.

6.4.5.5.Основные технические проблемы обработки горячего охмеленного сусла

итенденции развития оборудования для ее осуществления

Анализ современного состояния обработки горячего сусла позволяет выделить сле дующие основные технические проблемы систем для осветления, охлаждения и аэра ции сусла:

•образование ДМС и недостаточное удаление его из сусла;

•снижение потерь экстракта;

•повышение эффективности мойки и дезинфекции оборудования и коммуни

каций.

В этой связи совершенствование оборудования для осветления, охлаждения и аэра ции сусла, очевидно, будет направлено прежде всего на:

•возможность регулирования содержания ДМС для обеспечения его ниже допу стимого уровня;

•уменьшение потерь экстракта;

•герметизацию оборудования и коммуникаций;

•снижение затрат на осветление, охлаждение и аэрацию;

•обеспечение требований производственной санитарии.

6.5.БРОЖЕНИЕ И ДОБРАЖИВАНИЕ ПИВА

6.5.1.Технологические аспекты брожения

Брожение — процесс ферментативного расщепления органических веществ, пре имущественно углеводов, протекающий без использования кислорода.

Производство пива основано на процессе спиртового брожения, при котором пив ное сусло под действием ферментов дрожжей превращается в пиво.

Человек использовал брожение при изготовлении пива, вина и других алкоголь ных напитков с глубокой древности, не понимая сущности происходящих при этом явлений. Научное толкование этого процесса стало возможным лишь с развитием ес тествознания, когда оно, обогатившись многими фактами и методами исследований, позволило проникнуть в глубину явлений, происходящих при брожении.

6.5.1.1. Развитие теоретических основ брожения

Развитие научных представлений о спиртовом брожении осуществлялось этапами, каждому из которых соответствовал относительно протяженный период времени.

Химическая теория характеризует начальный этап научного развития брожения. В основе химической теории брожения лежат работы французского химика Антуана Лавуазье (1743–1794). В XVIII в. он методом тщательного взвешивания продуктов брожения убедительно показал, что сахар в процессе брожения распадается на спирт

идиоксид углерода, всегда образуя при этом из определенного количества сахара одно

итоже количество спирта. В течение этого периода научного осмысления брожения внимание ученых уделялось исключительно химической стороне процесса, а его внут ренняя сущность не затрагивалась.

Биологическая теория характеризует следующий этап научного развития броже ния, охватывающий середину и конец XIX в. В основу биологической теории броже ния положены работы французского микробиолога Луи Пастера (1822–1895), устано вившего биологическую природу этого процесса как результат жизнедеятельности его возбудителей — дрожжевых клеток.