Научно-методические основы расчёта параметров электродного термосифонного нагревателя молока при пастеризации

ЭЛЕКТРОТЕХНОЛОГИИ И ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЕ / ELECTRICAL TECHNOLOGY AND ELECTRICAL EQUIPMENT

EDN: updates 0Ж[ УДК / UDK 637.233:637.133.3

Алтайский государственный аграрный университет, г. Барнаул, Российская Федерация, н

Altai State Agricultural University,Barnaul, Russian Federation,

Повышение энергоэффективности технологических процессов переработки сельскохозяйственной продукции, включая пастеризацию молока и молочных продуктов, производимых в фермерских и личных подсобных хозяйствах, является актуальной научно-технической проблемой.

Тематика исследования соответствует важнейшим направлениям развития сельского хозяйства Российской Федерации: приоритету Стратегии научно-технологического развития Российской Федерации1 – переход к высокопродуктивному и экологически чистому агро- и аквахозяйству, разработка и внедрение систем рационального применения средств химической и биологической защиты сельскохозяйственных растений и животных, хранение и эффективная переработка сельскохозяйственной продукции, создание безопасных и качественных, в том числе функциональных, продуктов питания; одной из ключевых задач Федеральной научно-технической программы «Развитие сельского хозяйства на 2017–2030 гг.»2 – создание и внедрение современных технологий производства, переработки и хранения сельскохозяйственной продукции, сырья и продовольствия.

Известные инновационные методы обеззараживания молока (ультразвуковые, облучательные, гидродинамические и др.), конечной целью которых является уничтожение патогенной микрофлоры и ее ферментных систем (фосфатаза), характеризуются или недостаточной изученностью, или малой производительностью, или периодичностью и в настоящее время не получили широкого распространения.

Термическая обработка по-прежнему является технологией, обеспечивающей гарантированное качество молока и молочных продуктов по низкому содержанию патогенных микроорганизмов и ферментных систем при условии определенных сочетаний температурных режимов и времени нагрева. Однако традиционные методы нагрева молока, такие как «пар-молоко» и «горячая вода – молоко», функционирующие с разомкнутым циклом нагрева первичного теплоносителя из внешнего источника с низкой энтальпией, характеризуются высокой энергоемкостью.

Противоречие между необходимостью снижения энергозатрат на нагрев молока в процессе пастеризации и отсутствием методов, а также технических средств для его реализации составляет содержание научно-технической проблемы.

Решением может служить исключение этапа нагрева первичного теплоносителя с повышением его энтальпии или организация процесса без его использования. Повышение энтальпии первичного теплоносителя возможно с использованием термосифонного цикла с замкнутым циклом парообразования и конденсации без использования внешнего источника посредством косвенного элементного, прямого электродного или индукционного нагрева. Особенностью термосифонного термодинамического процесса является равенство температур, обладающих различными значениями энтальпии конденсата и конденсирующегося пара. Полный отказ от нагрева первичного теплоносителя предполагает применение индукционного нагрева теплообменника.

Кроме того, известные методики расчета параметров и режимов работы проточных электродных нагревателей не учитывают процессы гидро- и термодинамики и теплообмена.

Целью исследования является оценка затрат энергии на нагрев молока путем обоснования и использования методики расчета параметров электродного термосифонного нагревателя молока при пастеризации. Для этого необходимо проанализировать существующие технологии нагрева молока в процессе пастеризации; разработать методику расчета электродного термосифонного нагревателя и изготовить экспериментальную установку на основании расчетных параметров; провести экспериментальные исследования нагрева молока с использованием этой установки, дать оценку затрат энергии на нагрев и представить статистическую оценку результатов.

ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ

В настоящее время известны такие методы нагрева пищевых материалов в процессе обеззараживания, как обработка ультразвуком, инфракрасным и ультрафиолетовым облучением, энергией солнца, токами сверхвысокой частоты и др.

Исследователи из Австралии и Саудовской Аравии систематизировали результаты исследований в области ультразвуковой обработки молока и молочных

Vol. 36, no. 2. 2026 ENGINEERING TECHNOLOGIES AND SYSTEMS .^Ts продуктов, оценили ее эффективность и перспективы применения в промышленности [1]. Дальнейшие исследования должны быть направлены на преодоление существующих ограничений (неравномерность обработки в больших объемах, высокая стоимость оборудования, необходимость точного контроля параметров для предотвращения нежелательных изменений продукта, потребность в комбинировании с другими методами для уничтожения спор) и оптимизацию технологии для широкого промышленного применения.

Анализ других исследований демонстрирует развитие нетепловых и комбинированных методов пастеризации в молочной промышленности, включая технологии с применением инфракрасного и ультрафиолетового излучения [2–4]. Оба метода характеризуются недостаточной экспериментальной проверкой и отсутствием комплексной оценки качества продукта и экономической эффективности. Для практического внедрения данных технологий требуются дополнительные экспериментальные исследования и оптимизация конструкции под реальные производственные условия.

Зарубежные исследователи подтверждают принципиальную возможность использования солнечной энергии для пастеризации молока, но выявляют общие недостатки и направления для совершенствования технологии [5; 6]. К ним относятся: сильная зависимость производительности от погодных условий; длительное время нагрева; зависимость от интенсивности солнечной радиации; необходимость резервных источников тепла в пасмурную погоду. Наибольший потенциал солнечная пастеризация имеет в солнечных регионах с высокой инсоляцией и ограниченным доступом к традиционным источникам энергии.

Проведены исследования технологии пастеризации посредством воздействия токов сверхвысокой частоты [7; 8]. Указанные удельные энергетические затраты в диапазоне 4,35–5,55 Вт·ч/л на порядок ниже значений, типичных для процессов нагрева пищевых продуктов. Проведение дополнительных опытных проверок позволит либо выявить погрешности в ранее полученных данных, либо объяснить механизм, обеспечивающий снижение энергозатрат.

Разработан и протестирован прототип нетеплового пастеризатора для молока на основе электрического поля [9]. Ученые из Пакистана рассмотрели различные нетепловые методы обработки молока (электрическое поле, высокое гидростатическое давление, ультразвук, облучение, холодная плазма и др.), их влияние на патогенные и вызывающие порчу микроорганизмы, а также на качество продукта [10]. Широкое применение нетепловых методов обработки продукта ограничено техническими проблемами масштабирования, коррозией, перегревом и гидравлическим сопротивлением, недостатком долгосрочных данных о стабильности продукта и неполнотой информации о влиянии на все компоненты молока.

В настоящее время распространение получили технологии нагрева молока и молочных продуктов, в которых промежуточным теплоносителем выступает вода или водяной пар той или иной степени насыщения [11; 12]. В этом случае система характеризуется разомкнутым циклом подачи питательной воды в зону нагрева или парообразования из внешнего источника. Процесс нагрева воды и получения водяного пара носит неспецифический характер и может быть обеспечен в том

^® ИНЖЕНЕРНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И СИСТЕМЫ Том 36, № 2. 2026 числе такими известными электротехнологическими средствами, как косвенный (элементный) или прямой (электродный, индукционный) нагрев.

Оценка потенциальной возможности применения индукционного нагрева пищевых продуктов с анализом перспектив развития и недостатков предпринята в исследованиях зарубежных и российских ученых [13–15]. Применение данного метода обработки сопряжено с определенными недостатками: неравномерное распределение теплового потока по сечению трубы может приводить к перегреву и пригоранию молока возле стенок, в то время как в глубине потока продукт не успевает прогреться до необходимой температуры; требуется адаптация конструкций для равномерного нагрева молока в потоке [16–18]. Установлено, что индукционные коаксиальные нагреватели промышленной частоты отличаются большими габаритами и низким КПД по причине превышения токов в индукторе над токами в нагреваемой трубе [19].

Произведен анализ трех процессов нагрева молока: традиционного с разомкнутым циклом подачи питательной воды в зону нагрева и парообразования из внешнего источника; термосифонного электродного с замкнутым циклом парообразования и конденсации без использования внешнего источника питающей воды; индукционного на основании энергетического и эксергетического анализа [20]. При этом в качестве оценки энергетической эффективности процесса принят коэффициент полезного действия, основанный на первом законе термодинамики. В свою очередь, оценка эксергетической эффективности основана на втором законе термодинамики и представляет собой отношение эксергии на выходе (общей выработке энергии) к эксергии на входе (общей потребляемой энергии).

На основании результатов проведенного сопоставительного анализа установлено, что наибольшей энергоэффективностью с точки зрения энергетического и эксергетического анализа обладает система «нагреватель термосифонного типа с использованием прямого или косвенного электронагрева», преимущество которой обусловлено замкнутым циклом парообразования, при котором в пар превращается конденсат, имеющий температуру пара, и позволяет снизить энергозатраты на 15–16 %.

МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ

Объект исследования

В основу принципа работы и устройства, принятого в качестве объекта исследования положены разработанные патенты [21; 22]. Рассматривается термосифонный электродный пастеризатор со змеевиковым теплообменником и плоскопараллельной системой электродов, общий вид которого представлен на рисунке 1.

Устройство содержит корпус 1 с неизменным внутренним объемом, внутри которого располагается змеевиковый теплообменник 2 из аустенитной нержавеющей стали AISI-304 и система плоскопараллельных электродов 3, межэлектродное расстояние которой заполняется водой 4. Электроды подключаются к трехфазной системе напряжения, а через теплообменник пропускается нагреваемое молоко. В результате протекания электрического тока вода, заполняющая межэлектродное пространство, нагревается до температуры кипения и, преобразуясь в пар, по- ступает к теплообменнику. Пар конденсируется на внешней поверхности трубки теплообменника и отдает свою внутреннюю энергию нагреваемому молоку. Образовавшийся конденсат частично возвращается в межэлектродное пространство как напрямую, так и через компенсационную емкость 5, что обеспечивает замкнутость цикла и стабильность работы устройства.

Р и с. 1. Устройство и принцип действия термосифонного электродного проточного пастеризатора:

1 – корпус; 2 – змеевиковый теплообменник из нержавеющей стали AISI-304;

• 3    – плоскопараллельная система электродов; 4 – первичный теплоноситель (вода);

• 5 – компенсационный резервуар

F i g. 1. Device and principle of operation of a thermosiphon electrode tankless pasteurizer: 1 – body; 2 – coil heat exchanger made of AISI-304 stainless steel; 3 – flat-parallel electrode system;

• 4    – primary heat carrier (water); 5 – compensation tank

Примечание: T_in – температура молока на входе в теплообменник, °С ; T_out – температура молока на выходе, °С.

Note: T in - milk temperature at the inlet to the heat exchanger, °C; T out - milk temperature at the outlet, °C.

Источник: рисунки 1, 3, 4, 8, 9 составлены авторами статьи в программе Компас 16.

Source: figures 1, 3, 4, 8, 9 are compiled by the authors using the program Compass 16.

Структура предлагаемой методики показана на рисунке 2.

Исходные данные и требования / Initial data and requirements

Определение составляющих тепловых потоков и теплового потока от суммарного теплового напора / Determination of the components of heat flows and heat flow from the total thermal head

Определение расхода конденсата / Determination of condensate flow rate

Определение площади нагрева теплообменника / Determination of the heat exchanger heating area

Определение расхода пара / Detennination of steam flow rate

Определение мощности электродного парогенератора / Determination of the power of an electrode steam generator

Определение геометрических размеров электродной системы, выбор напряжения / Detennination of the geometric dimensions of the electrode system, selection of voltage

Проверка по допустимым значениям напряженности электрического поля и плотности тока / Checking the permissible values of electric field strength and current density

Внесение изменений и уточнений (например, по удельному электрическому сопротивлению межэлектродной воды) / Making changes and clarifications (for example, regarding the specific electrical resistance of interelectrode water)

Р и с. 2. Структура предлагаемой методики

F i g. 2. Structure of the proposed methodology

Источник: рисунок 2 составлен авторами статьи.

Source: figure 2 was compiled by the authors of the article.

С целью обобщения результатов исследования рассмотрены два варианта исполнения змеевикового теплообменника. В соответствии с первым, теплообменник выполнен в виде гофрированной трубки из нержавеющей стали AISI-304 cо средним внутренним диаметром d _{1 avr} = 14,5 мм, средним внешним диаметром d _{2 avr} = 16,5 мм (рис. 3).

Р и с. 3. Общий вид и размеры гофрированной трубки змеевикового теплообменника из нержавеющей стали AISI-304

F i g. 3. General view and dimensions of a corrugated tube of a coil heat exchanger made of AISI 304 stainless steel

Примечание: 8 - толщина стенки теплообменника, м; d 1 - внутренний диаметр трубки теплообменника, м; d ₂ – внешний диаметр трубки теплообменника, м.

Note: δ – the heat exchanger wall thickness, m; d ₁ – the inner diameter of the heat exchanger tube, m; d ₂ – outer diameter of the heat exchanger tube, m.

Второй вариант предусматривает использование негофрированной стандартной трубки с внутренним диаметром d 1 = d 1 avr и внешним диаметром d 2 = d 2 avr , что не оказывает влияния на ход дальнейших рассуждений. Второй вариант при нагреве молока является более предпочтительным в силу отсутствия белково-жировых отложений на внутренней поверхности теплообменника и упрощения санитарных мероприятий в процессе промывки оборудования.

Методы, оборудование и процедура исследования

В качестве материалов исследования были использованы молоко c расходом G ₁ = 8,3 · 10^–3 м³/ч, водные растворы электролита с удельным сопротивлением ρ = 264 ∙ 10^–2 Ом∙м при содержании соли 2 мг/кг, нержавеющая сталь AISI 304.

Использованы основные положения теории и методы технической гидро-и термодинамики, теплоотдачи при конденсации пара и вынужденном движении жидкости в трубе теплопередачи через стенку теплообменника, методы теории подобия, электротермии и электродного прямого нагрева сопротивлением, методы измерения электротехнических величин.

Процедура исследования включала: определение параметров проточного электродного термосифонного нагревателя молока согласно условиям технического задания в соответствии с разработанной концепцией методики расчета; изготовление прототипа нагревательной установки и экспериментальную проверку ее работоспособности; статистическую обработку воспроизводимости результатов. В процессе испытаний использованы технические средства измерения температуры, давления пара и регистрации электротехнических параметров. Расход и температура продукта контролировались расходомером YF-B7 и цифровым измерителем температуры TM902C, давление пара – манометром ТМ-510Р. Ток, напряжение и мощность P_{exc.los .}, кВт, фиксировались измерительным комплексом К-505.

На внешней поверхности змеевикового теплообменника конденсируется водяной пар с давлением р = 2,0245 • 105 Па при температуре 120 °С, источником которого является электродный парогенератор. Конденсат имеет температуру конденсирующегося пара, но обладает в результате теплообмена в 5 с лишним раз меньшим значением энтальпии. В этом заключается особенность рассматриваемого замкнутого термодинамического цикла. Расход нагреваемого молока G 1 = 8,340-3 м3/мин = 498 кг/ч ~ 500 кг/ч. Начальная температура охлажденного молока на входе в теплообменник Tin = 4 °С, конечная на выходе – Tout = 76 °С. Теплопроводность нержавеющей стали AISI-304 λAISI = 16,2…16,3 Вт/(м∙°С), ее удельное электрическое сопротивление pAISI304 = 7,2 • 10-7 Ом^м при температуре 20 °С. Анализ произведен в предположении, что термодинамический процесс считается изохорным, т. е. предполагает постоянство объема испарительно-конденсационной системы при отсутствии совершаемой паром внешней работы.

На рисунке 4 представлена схема тепловых потоков, отнесенных к 1-му м трубки теплообменника, имеющих место в процессе функционирования устройства.

Р и с. 4. Схема тепловых потоков, отнесенных к 1-му м трубки теплообменника F i g. 4. Diagram of heat flows per 1 m of heat exchanger tube

Примечание: q l 1 - тепловой поток, передаваемый от внутренней поверхности трубки теплообменника к молоку, Вт/м²; q l ₂ - тепловой поток, передаваемый от конденсирующегося пара к внешней поверхности трубки теплообменника, Вт/м^2; q_lC – тепловой поток, передаваемый через стенку трубки теплообменника, Вт/м²; T C 1 - температура внутренней поверхности трубки теплообменника, °С; T C 2 - температура внешней поверхности трубки теплообменника, °С; T_s - температура конденсирующегося пара, °С; T_m – средняя температура молока, °С; α₁ – коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности трубки теплообменника к нагреваемой среде, Вт/(м²∙с); α₂ – коэффициент теплоотдачи от пара к внешней поверхности трубки теплообменника, Вт/(м²∙с).

Note: q_{l 1} – heat flow transferred from the inner surface of the heat exchanger tube to the milk, W/m²; q_{l 2} – heat flow transferred from the condensing vapor to the outer surface of the heat exchanger tube, W/m²; q lC - heat flow tranferered through the wall of the heat exchanger tube, W/m²; T C. 1 - temperature of the inner surface of the heat exchanger tube, °C; T_{C 2} – temperature of the outer surface of the heat exchanger tube, °C; T S - temperature of condensing steam, °C; T m - average milk temperature, °C; α₁ – heat transfer coefficient from the inner surface of the heat exchanger tube to the heated medium, W/(m²∙s); α₂ – the coefficient of heat transfer from steam to the outer surface of the heat exchanger tube, W/(m²∙s).

Перечисленные тепловые потоки должны быть определены в функции соответствующих температур. Поставленную задачу решили графоаналитическим методом.

Определение теплового потока, передаваемого от внутренней поверхности трубки теплообменника к молоку

В рассматриваемом диапазоне температур молока от 4 до 76 °С зависимости тепловых потоков q l = f (A T 1 ), показанные на рисунке 4, являются линейными. Предварительными исследованиями³ установлено, что для определения результирующего теплового потока q l = q l 1 + q l 2 + q l C , равного сумме теплового потока передаваемого молоку q_{l 1} от пара q_{l 2} через стенку теплообменника q_{l C}, разность температур между внутренней поверхностью трубки теплообменника и средней температурой молока Δ T ₁ для реализации длительного режима пастеризации при 63–65 °С в течение 30–40 мин должна быть равной 65 °С, для кратковременной пастеризации в течение 15-20 с - A T 1 ~ 70 ° C , для высокотемпературной при 85-90 °С без выдержки - A T 1 ж 75 ° C. В связи с указанным для определения q l 1 = f (A T 1 ) приняли разность температур между внутренней поверхностью трубки теплообменника и средней температурой молока Δ T ₁ = 65,70 и 75 °С.

Тогда T_{C 1} = Δ T ₁ – T_m = 105,110 и 115 °С.

При средней температуре нагреваемого молока T m = ( T in + T_out ) /2 = 40 ° C молоко имеет следующие параметры: плотность р = 1 020 кг/м³, удельная теплоемкость c = 3,96 кДж/(кг∙°С) = 1,16 (Вт∙ч)/(кг∙°С) , теплопроводность λ _{m 1} = 0,564 Вт/ (кг∙°С) , кинематическая вязкость ν = 1,02 ∙ 10^–6 м²/с, динамическая вязкость μ = ν ρ = 0,00104 Па∙с, число Прандтля Pr = 7,29.

В этом случае число Рейнольдса определяли в соответствии с известным в теории теплоотдачи при вынужденном движении жидкости в трубе выражением:

4G.

Re

m 1

--------^-------= 1,173 -104 лdla„-10-3 - 3 600ц где G1 – расход нагреваемой среды, м3/ч.

Режим течения молока турбулентный. Тогда при T_{C 1} = 105 °С и Δ T ₁ = 65 °С число Нуссельта определяли по формуле

0,25

Nu m i = 0,021 - Re m ⁸ ■ Pr -I - m ¹ I = 106,47, I ^Pr c )

где индексы « m 1» и « С » означают, что физические свойства жидкости выбираются соответственно по среднеарифметической температуре молока T_m и температуре стенки теплообменника T C 1 . Для молока в общем случае число Прандтля определяли расчетным путем по известным значениям плотности, теплоемкости, кинематической вязкости, теплопроводности и характеру течения молока [2]. В первом приближении предельное значение числа Прандтля для молока известно только для граничной температуры 90 °С и равно Pr _C = 3,53 (рис. 5), которое в дальнейшем использовали при определении чисел Нуссельта и α₁ для T_{C 1} = 105,110 · 115 °С.

Р и с. 5. Зависимость числа Pr молока от температуры T , °С

F i g. 5. Dependence of the Pr number of milk on the temperature T , °C

Источник: рисунок 5 составлен авторами статьи по данным источника⁴.

Source: figure 5 is compiled by the authors of the article based on the source data⁴.

Коэффициент теплоотдачи α1, Вт/(м2∙с)

«1 = Num 1     = 4140, d1avr и тепловой поток, передаваемый от внутренней поверхности трубки теплообменника к молоку ql 1, Вт/м, при TC 1 = 105 °С qi 1 = ai A T1П d 1 avr = 12 252,12.

При T_C 1 = 110 °С, A T 1 = 70 °С, a 1 = 4 140 Вт/(м²^с), Nu m 1 = 106,47:

q i 1 = a 1 ^{A T} 1 П d 1 ^ = ^{13 194,594.}

При T C 1 = 115 °C, A T 1 = 75 °C, a 1 = 4 140 Вт(м^Лс), Nu m 1 = 106,47:

q i 1 = a 1 ^{A T} 1 П d 1 avr = ^{14 137,065}.

Соответствующая зависимость q l 1 = f (A T 1 ) показана на рисунке 6.

Р и с. 6. Зависимости составляющих тепловых потоков от разностей температур

F i g. 6. Dependences of heat flow components on temperature differences

Примечание: q_l – результирующий тепловой поток, Вт/м²; Δ T – разность температур, °С.

Note: q_l – the resulting heat flow, W/m²; Δ T – temperature difference, °С.

Источник: рисунок 6 составлен авторами статьи в программе Microsoft Excel.

Source: figure 6 is compiled by the authors of the article using the program Microsoft Excel.

Определение теплового потока qlC , передаваемого через стенку трубки теплообменника

Теплопроводность нержавеющей стали AISI-304 λ_AISI = 16,2…16,3 Вт/(м∙ град) принимается независящей от температуры Z AISI ^ / (Л T C ). В связи с этим функция q lC = f (Л T C ) является линейной, и тепловой поток q lC , Вт/м, при Л T C = = ( T_{C 2} – T_{C 1} ) = 2 °С принял значение

Ч с = ( T c 2 - T c i ) ²"^ХASI = 1 575,75.

2,3lgd2avr d1avr

Зависимость q lC = f (Л T C ) приведена на рисунке 6.

Определение теплового потока q_{l 2} , передаваемого от конденсирующегося пара к внешней поверхности трубки теплообменника

Витки змеевикового теплообменника рассматривали как горизонтальные трубы, а режим конденсации пара считался пленочным. В этом случае зависимость ql2 = f (Л TC2 ) находилась с использованием известной формулы Д. А. Ла-бунцова для коэффициента теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке трубки теплообменника a 2 = 3,25

A 0,75 B

0,25 , л d iavr- _л t   |

2 ^{C 2} J

где A и B – комплексы, зависящие от температуры паровой фазы. Тогда тепловой поток 1 м d2avr

A 0,75     ^2Я ~   ^{A T} C 2

q i 2 =a 2 я d 2 avr A T c 2 = 3,25-- •       2----^

B

I я v A T_{c 2} I

I 2 C ² J

= 6,5

0,75

■'■v A T_{r 2} I

2 C ² J

B

При p = 2,024 0 5 Па и T_s = 120 °С значения комплексов A и B для воды⁵ принимали A = 70,31 (м∙град), B = 7,65 ∙ 10^–3 м/Вт.

Следовательно, в соответствии с выражением (2), ql2 = 1 330,38 ∙ ΔTC20,75.                            (3)

Задавшись A T C 2 = 10,15 и 20 °С, получили соответственно q 2 ¹⁰ ° ^С = = 7 476,73 Вт/м; q_{l 2}^15°С = 10 137,49 Вт/м; q_{l 2}^20°С = 12 581,4 Вт/м.

Зависимость q_t 2 = f (A T C 2 ) приведена на рисунке 6.

Зависимость результирующего теплового потока от суммарного теплового напора

Δ T = T_S – T_m нашли путем суммирования найденных выше трех зависимостей q 1 1 , q_{t с} и q 2 2 . Результирующий тепловой поток q_t = f ( T S -T m ) показан на рисунке 6.

Отложив по оси абсцисс заданное значение общего температурного напора Δ T = T_S – T_m = 120 – 40 = 80 °С и проведя вертикаль до пересечения с кривой q l = f ( T S -T m ), на оси ординат нашли искомое значение теплового потока (рис. 6): q_l = 9 300 Вт/м.

Определение расхода конденсата

При T_S = 120 °С теплота парообразования r = 2 202,8 кДж/кг, тогда расход конденсата на 1 м длины трубки змеевикового теплообменника G ₁, кг/(м∙ч):

G ₁ = ^{q l} 3 600 = 15,19.                               (4)

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2∙°С)

к = -;----г-----г- = 2 873,56,

±+Л^+± а1   ^ AISI a 2

где а1 - коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности трубки теплообменника к молоку, а1 = 4 140 Вт/(м2^с); а2 - коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара ко внешней поверхности трубки теплообменника; δW – толщина стенки трубки змеевикового теплообменника, δW = 1 ∙ 10–3 м.

В формуле (5) коэффициент теплоотдачи а 2 = 207,09^10 3 Вт/(м² • с) определяли по формуле (1), в которой при p = 2,02 ∙ 10⁵ Па и T_S = 120 °С значения комплексов для воды принимают A = 70,3 1/(м • град), B = 7,65 • 10^-3 м/Вт. При заданном значении общего температурного напора Δ T = T_S – T_m = 120 – 40 = 80 °С температурный напор Δ T_{C 2} = 14 °С определяли с использованием зависимости q i 2 = f ^(А T C 2 ), (рис. ⁶⁾.

Тепловой поток Q для нагрева молока, Вт, удельная теплоемкость которого c = 3,96 кДж/(кг • град) = 1,16 Вт/(кг • град) с начальной температурой на входе в теплообменник T i = 4 °С, конечной на выходе T = 76 °С и расходом G ₁ = 8,3∙10^–3 м³/мин = 498 кг/ч ≈ 500 кг/ч определяли по формуле Ньютона:

Q = G 1 c ( T out — T n ) = ^{41 760.}                        (6)

Средняя логарифмическая разность температур теплоносителей при конден- сации пара:

AT, - AT

A T sr =    b _A min = 74,71,

2,3lg---- ^b

A T™ где ATb = T1- T2 = 120 - 4 = 116 °C и ATmn = T1" - T2= 120 - 76 = 44 °C определяли по T–S диаграмме на рисунке 7.

Энтропия 5, ^/ Entropy 5,

Р и с. 7. T-S диаграмма изменения температуры теплоносителей при конденсации пара

F i g. 7. T-S diagram of heat carrier temperature change during steam condensation

Источник: рисунок 7 составлен авторами статьи по данным источника⁶.

Source: figure 7 is compiled by the authors of the article based on the source data⁶.

Необходимая площадь нагрева F , м² с использованием результатов расчетов по формулам (5)–(7)

F =

Q k Д T avr

= 0,19.

Длина трубки змеевикового теплообменника l , м

F l =-------= 3,75.

К ^d 2 avr

Если внутренний диаметр воображаемого цилиндра, образованного внутренними поверхностями витков змеевикового теплообменника, равен d_cld = 0,056 м, то длина окружности внешней поверхности этого цилиндра равна L = п d_ld = 0,176 м, а число витков теплообменника, выполненного из трубки нержавеющей стали AISI-304, равно n = l / L = 21,3.

На рисунке 8 представлены геометрические размеры трех витков, высота которых с учетом воздушного зазора составила σ = 0,05 м.

Р и с. 8. Геометрические размеры элемента змеевикового теплообменника из 3 витков

F i g. 8. Geometric dimensions of a coil heat exchanger element with 3 coils

Примечание: g - высота теплообменника из трех витков, м; d ld - внутренний диаметр цилиндра теплообменника, м; l_cld – высота теплообменника, м.

Note: g - the height of the three-coil heat exchanger, m; d c _ld - the inner diameter of the heat exchanger cylinder, m; l_cld – height of the heat exchanger, m.

Тогда высота змеевикового теплообменника с числом витков n = l / L = 21,3, выполненного из трубки AISI-304 средним внешним диаметром d _{2 avr} = 0,0165 м и длиной l = 3,75 м, составила l_ld = 0,35 м, что значительно повысило компактность устройства.

382                                          Электротехнологии и электрооборудование

Суммарный расход конденсата G _∑, кг/м с учетом выражения (4)

G _E = G 1 1 = 56,96.

Расход пара, кг/ч

D _{i t}     71,78,

( istt “ icnd )H где Q – тепловой поток для нагрева молока, определяемый по формуле (6), Q = 41 760 Вт; iist – энтальпия пара при температуре 120 °С, iist = 646,4 ккал/кг = = 2 708,416 кДж/кг = 752,34 Вт^ч/кг; icnd - энтальпия конденсата при температуре 120 °С, ist = 120,3 ккал/кг = 504,057 кДж/кг = 140 Вт-ч/кг; п — КПД, П = 0,95.

Мощность электродного парогенератора P , Вт:

– в разомкнутом цикле с использованием внешней питательной воды р = D (ist iw) = 55 083,2, П

где i fw - энтальпия питательной воды в разомкнутом цикле, например, при температуре 20 °С, i_fw = 20,04 ккал/кг = 83,96 кДж/кг = 23,32 Вт∙ч/кг.

– в замкнутом цикле без использования внешней питательной воды

P = D (is - ifw ) = D (kt ~ lend ) П          П

= 46 267,12,

где i w = i cnd .

Коэффициент полезного действия в разомкнутом цикле q = Q/P = 0,758, в замкнутом цикле ƞ = 0,9.

Сравнение результатов расчета по формулам (8) и (9) свидетельствует о том, что использование замкнутого термосифонного цикла обеспечивает снижение мощности и коэффициента полезного действия на 16 %.

Определение геометрических размеров плоскопараллельной электродной системы

Схема рассчитываемой электродной системы представлена на рисунке 9.

Сопротивление воды в межэлектродном пространстве R , Ом:

_ ( n - 1 ) U ²

R =           = 9,36,

P где U - напряжение, U = 380 В; P - мощность, P = 46 267,12 Вт; n - число электродов, n = 4.

Расстояние между электродами l_el , м:

L = U - 2,53-10Л el E apb где Eapb – допустимая напряженность электрического поля в межэлектродном пространстве, Eapb = 150 ∙ 102 В/м.

Electrical technology and electrical equipment                                                 383

Р и с. 9. Схема плоскопараллельной электродной системы парогенератора

F i g. 9. Scheme of a flat-parallel electrode system of a steam generator

Примечание: b – ширина электродов, м; l_el – межэлектродное расстояние, м.

Note: b – width of the electrodes, m; l_el – interelectrode distance, m.

Проводимость воды в межэлектродном пространстве σ, Oм-1∙м-1

о = 1,9 •IO-4 • x, где x – солесодержание, например x = 2 мг/кг.

Тогда удельное электрическое сопротивление воды межэлектродном пространстве ρ = 1/σ = 264∙10-2 Ом∙м.

Удельное сопротивление пароводяной смеси ρ _mxt , Ом∙м:

ρ mxt = 1,5ρ = 396 ∙ 10^–2.

Высота электродов h , м.

h ₌ l- el P mxt- ₌ 10,7 . 10 - ₂

bR где b - ширина электрода, выбираемая из конструктивных соображений, например, b = 10 ∙ 10-2 м.

Плотность тока на электродах и проверка по допустимой плотности тока

Максимальная плотность тока j , A/м²:

max

1 j max - -1, ----- - 0,45 - 10 4 .

el Р mxt

Полученное значение j _max меньше допустимого для плоскопараллельных электродов j_apb = 0,5 · 10⁴ А/м². Таким образом, результат проверки по допустимой плотности тока на электродах соответствует требованиям.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

Методика использована при проведении серии экспериментальных исследований. Общий вид экспериментальной установки, электродной системы и змеевикового теплообменника представлены на рисунке 10. Электрическая схема показана на рисунке 9.

a)                                       b)                                c)

Р и с. 10. Общий вид:

a) экспериментальная установка; b) электродная система; c) змеевиковый теплообменник

F i g. 10. General view:

a) experimental setup; b) electrode system; c) coil heat exchanger

Источник: фотографии сделаны С. О. Бобровским при проведении измерений в лаборатории Алтайского государственного аграрного университета.

Source: the photos were taken by S. O. Bobrovsky during measurements in the laboratory of the Altai State Agrarian University.

Результаты измерения разности между конечной T out и начальной T n температурами нагрева Δ T , °С, мощности без уч е та потерь P_exc.los. , кВт, измеренной мощности P_EXP , кВт, средние значения КПД η _i и величины строчных дисперсий S ² представлены в таблице. Мощность без учета потерь P , определяли по ( п ) i                                                                                                                          exc.ios.

формуле (6). Коэффициент полезного действия определяли следующим образом

P

.

„    exc . los .

|_ p

EXP

Для расчета

. 2    ^x n -1 K ; ^-M²

S ( n ) 1 ^-

n - 1

строчных дисперсий использовалось выражение где Sn=1 (^ij -^i)2 представляет собой сумму квадратов

ошибок наблюдений.

2иПi

Среднее значение КПД П i = —-—, где S^^ i - сумма КПД параллельных опытов n , число которых принято равным 3.

Т а б л и ц а T a b l e

Данные для осреднения и оценки воспроизводимости параллельных опытов

Data for averaging and evaluating the reproducibility of parallel experiments

Разность между конечной T out и начальной T in температурами нагрева, °С / The difference between the final T out and initial heating T in temperatures,°С	Мощность без учета потерь, кВт / Excluding losses, kW	Параллельные значения откликов / Parallel response values						Среднее значение КПД / The average value of the efficiency coefficient	Дисперсия по строкам / Row-by-row variance
Δ T	P exc.los.	Мощность измеренная, кВт / Measured power, kW			КПД / Efficiency factor			η i	S 2 (Ш i
		EXP			η = Pexc.los. / PEXP
		EXP 1	EXP 2	EXP 3	η1	η2	η3
76	72	47,80	48,360 46,210		0,87	0,86	0,90	0,8760	0,0010
76	66	46,49	45,388 43,325		0,82	0,84	0,88	0,8466	0,0001
75	60	40,78	41,260 39,386		0,80	0,85	0,88	0,8430	0,0005

Источник: таблица 1 составлена авторами статьи.

Source: the table 1 was compiled by the authors of the article.

Сумма построчных дисперсий по результатам трех параллельных опытов составляет Е ³ S 2 _А. = 0,015.

i ^{= 1} ( n ) i          ,

Максимальное значение построчной дисперсии S ^ . max = 0,001.

S2

Тогда фактическое значение критерия Кохрена G = —^-^^ ₌ о, 66. ^Е i = 1 S (n) i

При числе степеней свободы m 1 = n - 1 = 2, где n - число параллельных опытов; m ₂ - число строк эксперимента, m ₂ = 3, табличное значение критерия Кохре-на G_tab = 0,8709 при уровне значимости α = 0,05.

Полученное значение G-критерия 0,66 не превышает табличного значения, следовательно, гипотеза об однородности построчных дисперсий принимается не противоречащей опытным данным.

S³ = — Е NS³ .= 0,0005,

( n ) n i ^{= 1} ( n ) i        ,         ,

где

Общая дисперсия воспроизводимости: N = m 2 = 3.

ОБСУЖДЕНИЕ

Методика расчета электродного термосифонного проточного пастеризатора молока со змеевиковым теплообменником позволила согласовать геометрические и энергетические характеристики электродной системы с энергетическими, гидро-и термодинамическими параметрами замкнутого термодинамического изохорного цикла, разработать, изготовить и провести ряд экспериментальных исследований при заданных параметрах (расход нагреваемого продукта, его начальная и конечная температура). Адекватность методики подтверждается результатами обработки экспериментальных данных: коэффициент полезного действия при реализации составил от 84 до 88 %, что на 15–16 % превышает аналогичный показатель при реализации традиционных способов нагрева молока в процессе пастеризации. Данный результат с высокой степенью достоверности соответствует ранее опубликованным выводам [20], полученным на основании проведенного энергетического и эксергетического анализа.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Исследование показало, что существующие процессы нагрева молока обладают рядом недостатков, связанных с необходимостью нагрева промежуточных теплоносителей в виде воды или пара в разомкнутом термодинамическом цикле, что сопровождается снижением коэффициента полезного действия процесса. Одним из направлений повышения КПД может рассматриваться организация процесса в замкнутом цикле с помощью электродного термосифонного нагревателя, промежуточным теплоносителем в котором является пар, обладающий внутренним энергосодержанием, в 6–7 раз превышающий энтальпию воды при той же температуре. Однако единая методика расчета указанных устройств отсутствовала.

Разработанная методика подразумевает соблюдение энергетического баланса в электродном термосифонном нагревателе молока при реализации замкнутого изохорного термодинамического цикла типа «генерация пара-конденсирующийся пар-нагреваемая среда-конденсат-генерация пара» в установившемся равновесном режиме. Он обеспечивает достижение требуемой конечной температуры нагреваемого продукта на выходе при заданной производительности с наибольшим коэффициентом полезного действия.

Представленная оригинальная методика объединяет ряд ранее разрозненных расчетных процедур термодинамического и электротехнологического характера и позволяет повысить коэффициент полезного действия нагревательного устройства в технологическом процессе пастеризации. Методика подтверждена и обоснована теоретическими, инженерными и экспериментальными средствами.

Практическая значимость исследования заключается в снижении удельных затрат энергии на нагрев молока в процессе термической обработки, в котором электродный термосифонный нагреватель может занять место пастеризатора. Перспективным направлением является исследование процесса саморегулирования мощности электродного генератора пара в установившемся равновесном режиме теплообмена в зависимости от температуры молока. Этого можно достичь посредством использования компенсационной емкости при корректировке температуры, давления и объема паровой фазы с соответствующей регулировкой уровня первичного электролита в межэлектродном пространстве при изменении расхода и температуры молока, поступающего в пастеризатор из секций рекуперации и сепарирования пастеризационной установки.