UNIVERZITET U BEOGRADU TEHNOLOŠKO-METALURŠKI FAKULTET Katedra za hemijsko inženjerstvo doktorska disertacija SUŠENJE RASTVORA I SUSPENZIJA U POKRETNOM SLOJU INERTNIH þESTICA Mr Zorana Lj. Arsenijeviý, dipl.inž.tehnol. Beograd, 2006 Mentor rada: Dr Željko Grbavÿiý, redovni profesor Tehnološko-metalurškog fakulteta Komisija: Dr SrĀan Pejanoviý, vanredni profesor Tehnološko-metalurškog fakulteta Dr Vladimir Valent, redovni profesor Tehnološko-metalurškog fakulteta Dr Simeon Oka, nauÿni savetnik u penziji, Institut “Vinÿa” Kandidat: Mr Zorana Lj. Arsenijeviý, dipl.inž.tehnol. Datum odbrane: Izvod IZVOD Sušenje je operacija koja je veoma zastupljena u hemijskoj, prehrambenoj i farmaceutskoj industriji i kao takva predstavlja znaÿajnog korisnika energije. Izbor adekvatnog sistema za sušenje je složen proces i zahteva potpuno poznavanje karakteristika polaznog materijala kao i oÿekivanih karakteristika finalnog praškastog proizvoda. Postupci sušenja se intenzivno istražuju u svetu sa ciljem poveýanja energijske efikasnosti, razvoja što kompaktnije opreme, poboljšanja kontrole radnog režima procesa, održanja kvaliteta produkta i optimalnog kapaciteta, smanjenja emisije zagaĀivaÿa. Sušenje vlažnih materijala u pokretnim slojevima inertnih ÿestica je relativno nova tehnologija i predstavlja ekonomiÿniju i efikasniju alternativu ostalim, trenutno najÿešýe korišýenim, metodama u cilju dobijanja visoko kvalitetnog osušenog praškastog produkta. Istraživanja izvršena u okviru ovog rada su u potpunoj saglasnosti sa najnovijim svetskim trendovima, s obzirom da je poslednjih godina uoÿen znatan porast nauÿnih istraživanja posveýen sušenju materijala u pokretnim slojevima inertnih ÿestica. Prikazani su rezultati istraživanja procesa sušenja rastvora i suspenzija u sistemima sa pokretnim slojevima inertnih ÿestica, u fluidizovanom sloju i fontanskom sloju sa cevnim umetkom. Eksperimentalna ispitivanja su raĀena na laboratorijskim aparaturama i na uveýanim laboratorijskim (poluindustrijskim) ureĀajima. U radu su prikazani rezultati dobijeni pri tretmanu suspenzija razliÿitih materijala Ispitivan je uticaj operativnih uslova na performanse sistema za sušenje i na kvalitet praškastog produkta. Praýenjem akumulacije osušenog materijala u sloju inertnih ÿestica sa vremenom i promene fluido-dinamiÿkih parametara ispitivan je uticaj poÿetnog sastava i vrste suspenzije kao i termiÿkih parametara sušenja na kontinualnost procesa. Izvršena je analiza efikasnosti sušenja i energijske efikasnosti u funkciji razlike temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha u cilju boljeg sagledavanja performansi sistema za sušenje sa energijskog aspekta. Izvršena su preliminarna ispitivanja naknadnog dosušivanja i hlaĀenja praškastog produkta iz primarne sušnice u cilju obezbeĀivanja zahtevane rezidualne vlažnosti produkta i eliminisanja njenog naknadnog poveýanja. Ustanovljeno je da ukupni bilansi prenosa mase i toplote adekvatno predviĀaju radni režim sistema za sušenje u fluidizovanom sloju inertnog materijala. Razvijen je model za predviĀanje performansi sušnice sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i centralnom cevi. Model bazira na jednaÿinama kontinuiteta, bilansima koliÿine kretanja za fluid i ÿestice i bilansima za prenos toplote i mase postavljenim za cevni umetak. Praktiÿno korišýenje modela zahteva i korelacije za predviĀanje koeficijenata trenja fluid-ÿestice, fluid-zid transportne cevi i ÿestice-zid transportne cevi. Predloženi model za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem i cevnim umetkom, pored izvesnih ograniÿenja, se može iskoristiti za odreĀivanje optimalnih karakteristika ovakve sušnice i za Izvod redukovanje broja eksperimentalnih proba. Razvijen je model za predviĀanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica, što je od izuzetnog znaÿaja za projektovanje i kontrolu procesa sušenja u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Razvijena je i eksperimentalno verifikovana metoda za predviĀanje brzine zagušenja i poroznosti u vertikalnom pneumatskom transportu inertnih ÿestica. Ustanovljeno je da je sušenje suspenzija na inertnim ÿesticama jednostavna i vrlo efikasna tehnika za sve materijale koji se neýe slepiti za inertne ÿestice i na taj naÿin izazvati sinterovanje sloja. Na osnovu poreĀenja performansi dva ispitivana sistema proizilazi da je sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica efikasniji proces. Prednosti ovog sistema su i manja koliÿina inertnih ÿestica, manji pad pritiska, jednostavnija regulacija procesa i znatno jednostavnije uveýanje razmera procesa. Sa druge strane, prednost sušenja na inertnim ÿesticama u fontanskom sloju sa cevnim umetkom je vrlo kratko vreme boravka materijala u zoni sušenja. U ovom sistemu moguýe je sušiti i neke materijale koji sadrže organske i biološke komponente, što predstavlja osnovnu prednost u odnosu na sušnicu sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica usled manjeg rizika od slepljivanja sloja. Kljuÿne reÿi: sušenje, suspenzija, fluidizovani sloj, fontanski sloj, cevni umetak, inertne ÿestice, modelovanje Abstract ABSTRACT Drying is one of the most involved process in the chemical, pharmaceutical and food processing industries and accordingly this unit operation is the most energy consuming industrial operation. The adequate dryer selection is a complex process and in that purpose it is necessary to completely know the feed characteristics as well as expected characteristics of final powdery product. The rapid investigations in drying technology are associated with the higher energy efficiency, enhanced drying rates, development of more compact dryers, better proces control, enhanced product quality and optimal capacity, emission reduction. Drying of wet materials in moving beds of inert particles is a relatively novel technology and it represents more economical and more efficient alternative to other most commonly used drying technologies to produce the high quality powdery materials. The investigations performed in the scope of this work are in the full agreement with the latest world trends regarding to the significant progress in the researches of drying processes in the moving beds of inert particles, especially in the last few years. The results of solution and suspension drying in moving beds of inert particles, i.e. fluidized and draft tube spouted beds, are represented. The experimental investigations were conducted on laboratory and pilot scale. The results obtained from drying experiments conducted with various suspensions are presented. The influence of operational conditions on drying system performance and powdery product quality are investigated. The effect of the initial moisture content, physical and rheological properties of the suspensions as well as the effect of thermal parameters on continuity and stability of drying proces were investigated concerning the dried product accumulation in the bed with time and fluid-dynamic parameters change. The analysis of drying and energy efficiencies as functions of temperature diference between inlet and outlet air were performed for deeper insight in dryer behavior and operation from an energy point of view. The preliminary investigations of subsequent drying and cooling of powdery product from the primary drier were carried out in order to preserve the requested product residual moisture and to eliminate the posibility of residual moisture additional rise. It was maintained that overall heat and mass balances predict the fluidized bed dryer performance quite well. The model for predicting the draft tube spouted bed dryer performance were developed. The drying model are based on continuity equations, momentum equations for fluid and particles, heat and mass balances applied for draft tube. Practical applications of the model require relations for the fluid-particle interphase drag coefficient, the fluid-wall friction coefficient and the particle-wall friction coefficient. Some fluid mechanical and mass and heat transfer uncertainties limit model applicability, but predictions from proposed model seem to be useful for preliminary design and simulation and for reduction Abstract of experimental trials. The model for predicting the inert particle circulation rate were developed, that is of great importance for design and control of drying process in draft tube spouted bed dryer. The metod for predicting the choking velocity and porosity in vertical pneumatic transport were developed and experimentaly verified. It was maintained that drying of suspensions in moving beds of inert particles is a simple and very effective technique for non-sticky materials that do not adhere permanently to the inert particles. On the basis of comparison of two investigated drying systems follows that drying in fluidized bed of inert particles is more efficient process. The advantages of this system are also the lower pressure drop, the simpler process regulation and the significantly easier scale-up. On the other side, the advantage of drying on inert particles in draft tube spouted bed is the very short dried material residence time within drying zone. In comparison with fluidized bed dryer the main advantage of spouted bed dryer is that drying of some organic and biological materials can be conducted since the risk of bed sintering is much smaller. Keywords: drying, suspension, powder, fluidized bed, spouted bed, draft tube, inert particles, modeling Sadržaj SADRŽAJ UVOD........................................................................................................................................................1 1. PREGLED SISTEMA ZA SUŠENJE RASTVORA I SUSPENZIJA I PREGLED LITERATURE ............................................................................................................ 5 1.1. OPŠTE KARAKTERISTIKE SISTEMA ZA SUŠENJE RASTVORA I SUSPENZIJA ......................................................................................................... 5 1.2. SUŠENJE NA INERTNIM þESTICAMA I PREGLED LITERATURE .......................... 11 1.2.1. Fluidizovani sloj i njegove modifikacije ............................................................. 12 1.2.2. Ispitivanje interakcija izmeĀu vlažnih inertnih ÿestica u sloju...................... 15 1.2.3. Fontanski sloj i njegove modifikacije.................................................................. 16 1.2.4. Pregled modela sušenja........................................................................................... 23 2. TIPIþNI SISTEMI ZA KONTAKT FLUID-þESTICE U POKRETNOM SLOJU................................................................................................................. 29 2.1. OPŠTE KARAKTERISTIKE FLUIDIZOVANIH SLOJEVA ............................................. 36 2.1.1. Tipovi fluidizacije ..................................................................................................... 36 2.1.2. Pad pritiska u sloju i minimalna brzina fluidizacije ......................................... 38 2.1.3. Ekspanzija partikulativno fluidizovanog sloja .................................................. 40 2.1.4. Koeficijent trenja fluid-ÿestice u homogenoj disperziji i njegova veza sa koeficijentom otpora............................................................... 41 2.1.5. Brzina odnošenja ÿestica ........................................................................................ 44 2.1.6. Kretanje ÿestica ......................................................................................................... 44 2.1.7. Fluidizovani sistemi gas-ÿestice ............................................................................ 44 2.1.7.1. Modeli fluidizovanog sloja gas-ÿestice ............................................. 45 2.1.7.2. Mešanje gasa i ÿestica u fluidizovanom sloju gas-ÿestice ............... 49 2.1.7.3. Prenos toplote u fluidizovanom sloju gas-ÿestice ........................... 49 2.1.7.4. Empirijske korelacije za odreĀivanje koeficijenta prelaza toplote izmeĀu gasa i ÿestica u fluidizovanom sloju....................... 50 2.2. OPŠTE KARAKTERISTIKE DVOFAZNOG VERTIKALNOG TOKA FLUID-þESTICE ............................................................................................................. 51 2.2.1. Režimi vertikalnog toka gas-ÿestice ..................................................................... 51 2.2.2. Model za izraÿunavanje osnovnih fluido-dinamiÿkih parametara “retkog” dvofaznog toka gas-ÿestice u zoni ubrzavanja .......... 57 2.2.3. Model za izraÿunavanje osnovnih fluido-dinamiÿkih parametara retkog dvofaznog toka gas-ÿestice van zone ubrzavanja (stacionarno strujanje) ............................................................. 60 2.2.4. PredviĀanje brzine zagušenja i poroznosti u stanju zagušivanja dvofaznog toka gas-ÿestice.............................................................. 63 2.2.5. Veza izmeĀu protoka ÿestica, protoka fluida i poroznosti ............................ 65 2.3. OPŠTE KARAKTERISTIKE FONTANSKIH I FONTANSKO- FLUIDIZOVANIH SLOJEVA SA CEVNIM UMETKOM .................................................... 67 2.3.1. Stabilnost sloja........................................................................................................... 69 2.3.2. Kretanje ÿestica i ukupna cirkulacija ÿestica...................................................... 70 2.3.3. Raspodela fluida........................................................................................................ 71 2.3.4. Pad pritiska................................................................................................................. 73 2.3.4.1. Pad pritiska u anularnom delu sloja ............................................ 73 2.3.4.2. Pad pritiska u cevnom umetku..................................................... 74 2.3.5. Hidrodinamiÿki modeli ........................................................................................... 75 Sadržaj 3. SUŠENJE U FLUIDIZOVANOM SLOJU INERTNIH þESTICA ............................... 79 3.1. MEHANIZAM SUŠENJA U FLUIDIZOVANOM SLOJU INERTNIH þESTICA ................................................................................................................. 79 3.2. OPIS EKSPERIMENTALNIH SISTEMA ............................................................................... 81 3.2.1. Laboratorijski sistem sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, kapaciteta isparavanja 1.5 dm3H2O/h.................................................................... 82 3.2.2. Uveýani laboratorijski sistem (poluindustrijski ureĀaj) sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, kapaciteta isparavanja 15-20 dm3H2O/h............................................................... 84 3.3. MODELOVANJE PROCESA U SUŠNICI SA FLUIDIZOVANIM SLOJEM INERTNIH þESTICA ................................................................................................................. 88 3.3.1. Bilansi prenosa toplote i mase .............................................................................. 88 3.4. PRELIMINARNA ISPITIVANJA SUŠENJA SUSPENZIJA NA LABORATORIJSKOM UREđAJU KAPACITETA 1.5 dm3H2O/h ..................................... 92 3.4.1. Izbor adekvatnog sistema za doziranje suspenzija .......................................... 92 3.4.2. Rezultati preliminarnih ispitivanja sušenja suspenzija na laboratorijskom ureĀaju .................................................................................... 94 3.5. ISPITIVANJA SUŠENJA SUSPENZIJA NA UVEüANOM LABORATORIJSKOM (POLUINDUSTRIJSKOM) UREđAJU KAPACITETA 15-20 dm3H2O/h................................................................................................. 100 3.5.1. Maksimalni protok suspenzije .............................................................................. 101 3.5.2. Temperatura u sloju................................................................................................ 102 3.5.3. Opšte karakteristike sušenja suspenzija i analiza rezultata .......................... 104 3.5.4. Efikasnost procesa ................................................................................................. 108 3.5.5. Efekat mlevenja i habanje inertnih ÿestica....................................................... 111 3.5.6. Zadržavanje produkta u sloju (“hold-up”) ...................................................... 114 3.5.7. Srednje vreme zadržavanja produkta u sloju ..................................................... 116 3.5.8. PoreĀenje eksperimentalnog i izraÿunatog kapaciteta isparavanja............ 118 3.5.9. Sušenje lepljivih materijala ................................................................................... 119 3.5.10. Uticaj prisustva teÿne faze na pad pritiska u sloju inertnih ÿestica ........... 121 3.6. DOSUŠIVANJE PRAHA............................................................................................................ 123 3.6.1. Dosušivanje u fluidizovanom sloju inertnog materijala............................... 123 3.6.2. Dosušivanje u fluidizovanom sloju materijala ................................................ 125 3.6.3. Dosušivanje u koloni sa ciklonskim strujanjem praha (ciklonski dosušivaÿ).............................................................................................. 130 3.7. HLAđENJE PRAHA .................................................................................................................. 133 3.7.1. HlaĀenje u režimu pneumatskog transporta ................................................... 133 3.7.2. HlaĀenje u fluidizovanom sloju.......................................................................... 135 3.7.3. HlaĀenje u ciklonskom hladnjaku...................................................................... 135 3.7.4. HlaĀenje u pužnom transporteru sa duplikatorom....................................... 136 3.8. IZDVAJANJE OSUŠENIH þESTICA PRODUKTA............................................................ 138 4. SUŠENJE U FONTANSKOM SLOJU INERTNIH þESTICA SA CEVNIM UMETKOM ............................................................................................................. 141 4.1. MEHANIZAM SUŠENJA U FONTANSKOM SLOJU INERTNIH þESTICA SA CEVNIM UMETKOM .............................................................. 141 4.2. UVEüANI LABORATORIJSKI SISTEM SA FONTANSKIM SLOJEM INERTNIH þESTICA I CEVNIM UMETKOM ................................................................. 142 Sadržaj 4.3. MODELOVANJE PROCESA U SUŠNICI SA FONTANSKIM SLOJEM INERTNIH þESTICA I CEVNIM UMETKOM.................................................................. 145 4.3.1. Hidrodinamiÿko modelovanje vertikalnog dvofaznog toka u cevnom umetku................................................................................................... 145 4.3.1.1. Koeficijenti trenja fluid-ÿestice, fluid-zid i ÿestice-zid.................. 148 4.3.1.2. Poÿetni uslovi na ulazu u transportnu cev ....................................... 149 4.3.1.3. Eksperimentalna verifikacija modela dvofaznog vertikalnog toka................................................................................. 153 4.3.2. PredviĀanje poroznosti i brzine zagušivanja u cevnom umetku................ 155 4.3.2.1. Eksperimentalni sistem za odreĀivanje koncentracije ÿestica i brzine zagušenja u vertikalnom transportu gas-ÿestice ....................................................................... 155 4.3.2.2. Eksperimentalno odreĀivanje brzine zagušenja ............................ 157 4.3.2.3. Model za predviĀanje poroznosti i brzine zagušivanja ................ 161 4.3.2.4. Protok ÿestica pri zagušivanju (graniÿni kapacitet) ....................... 165 4.3.3. Bilansi prenosa toplote i mase u cevnom umetku......................................... 166 4.3.4. Algoritam modela sušenja suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom ................................................................. 170 4.4. ISPITIVANJA SUŠENJA SUSPENZIJA U FONTANSKOM SLOJU INERTNIH þESTICA SA CEVNIM UMETKOM .............................................................. 172 4.4.1. Opšte karakteristike sušenja suspenzija i analiza rezultata .......................... 172 4.4.2. Uslovi za stabilan rad i uticaj prisustva suspenzije na cirkulaciju inertnih ÿestica .............................................................................. 177 4.4.3. Efikasnost procesa i kapacitet isparavanja....................................................... 180 4.4.4. Indirektna verifikacija predloženog modela .................................................... 183 4.4.5. Simulacije uticaja radnih uslova na performanse sušnice ............................ 184 4.4.6. PredviĀanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica................................................ 186 4.4.7. Ograniÿenja modela sušenja suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom........................... 189 5. POREđENJE SUŠNICA SA FLUIDIZOVANIM SLOJEM INERTNIH þESTICA I FONTANSKIM SLOJEM INERTNIH þESTICA I CEVNIM UMETKOM ......................................................... 191 6. ZAKLJUþCI .............................................................................................................................. 201 LITERATURA ................................................................................................................................. 209 PRILOZI ............................................................................................................................................ 219 Prilog 1. Pregled sušenih materijala....................................................................................... 219 Prilog 2. Sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica................................. 225 Prilog 3. Sušenje suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom.................................................................................................. 245 Prilog 4. Numeriÿki program za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom.......................................... 291 SPISAK SLIKA ............................................................................................................................................. 301 SPISAK TABELA ....................................................................................................................................... 309 SPISAK UPOTREBLJENIH SIMBOLA.......................................................................................... 311 UVOD Osnovni cilj termiÿkog sušenja rastvora i suspenzija je dobijanje suvog praškastog produkta sa zadržanim funkcionalnim karakteristikama pogodnog za korišýenje. Generalno, da bi postupak sušenja bio efikasan, a postrojenje racionalno i kompaktno, mora biti ispunjeno nekoliko uslova: potrebno je ostvariti visoke koeficijente prelaza mase i toplote, potrebno je ostvariti veliku površinu kontakta, potrebno je obezbediti visok specifiÿan unos agensa za sušenje, potrebno je obezbediti ravnomernu raspodelu temperature unutar ureĀaja i izbeýi rizik lokalnog pregrevanja i eventualne termiÿke degradacije produkta, poželjno je raditi sa što koncentrovanijim suspenzijama, poželjno je raditi sa što veýom razlikom temperatura agensa za sušenje na ulazu i izlazu iz sušnice. Poslednja dva uslova odluÿujuýe utiÿu na efikasnost procesa. U praktiÿnoj realizaciji postrojenja, osnovni problem je što se veýina navedenih uslova meĀusobno iskljuÿuje. Veýinu navedenih uslova ispunjavaju postupci sušenja rastvora i suspenzija na inertnim ÿesticama u pokretnom sloju. Postoji niz naÿina da se kontakt izmeĀu ÿvrstih ÿestica i fluida ostvari u pokretnom sloju, uz relativno kretanje i ÿvrste i fluidne faze. Tipiÿni sistemi su fluidizovani sloj, fontanski sloj, fontansko-fluidizovani sloj, fontanski i fontansko-fluidizovani sloj sa cevnim umetkom. Svaki od njih našao je primenu u razliÿitim tehnološkim operacijama i procesima. Svaki sistem karakterišu odreĀene specifiÿnosti, kao i prednosti i nedostaci. Imajuýi u vidu navedeno, predmet ovog rada je ispitivanje termiÿkog sušenja rastvora i suspenzija razliÿitih materijala u pokretnim slojevima inertnih ÿestica, odnosno u fluidizovanom sloju i fontanskom sloju sa cevnim umetkom, sa atmosferskim vazduhom kao agensom za sušenje. Eksperimentalno su ispitivani uticaji fluido-dinamiÿkih i termiÿkih parametara na termiÿko sušenje rastvora i suspenzija u navedenim sistemima sa inertnim punjenjem u cilju utvrĀivanja prednosti i nedostataka jednog u odnosu na drugi ispitivani sistem, sa aspekta proizvodnog kapaciteta, efikasnosti iskorišýenja energije i kvaliteta suvog praškastog produkta, kao i njihove primenljivosti za sušenje razliÿitih vrsta vlažnih materijala. Osnovni cilj rada je odreĀivanje efekata pomenutih parametara na radni režim oba tipa sušnica, uspostavljanje osnova za optimizaciju i uveýanje razmera procesa i razvoj modela za adekvatno predviĀanje radnih režima sušnica. Na osnovu dobijenih rezultata ustanovljene su efikasnosti ureĀaja u odnosu na zahtevani sadržaj vlage i aktivne materije produkta, optimalni parametri procesa (protok vazduha, ulazna temperatura vazduha i temperatura sloja) koji obezbeĀuju reproduktivnost zahtevanog kvaliteta produkta kao i stabilan rad sušnice. Dobijeni rezultati su tretirani sa aspekta primenljivosti ispitivanih ureĀaja u realnim uslovima eksploatacije i predstavljaju podlogu za razvoj poluindustrijskih i industrijskih sistema. Razvijeni su matematiÿki modeli za predviĀanje karakteristika termiÿkog sušenja rastvora i suspenzija na inertnim ÿesticama u fluidizovanom sloju i fontanskom sloju sa cevnim umetkom, koji omoguýuju prenos dobijenih rezultata u praksu i uveýanje razmera procesa. Primenom postignutih rezultata u 2 Uvod praksi omoguýio bi se razvoj efikasnijih, ekonomiÿnijih, sigurnijih i ekološki prihvatljivijih tehnologija i postrojenja znatno manjih dimenzija u odnosu na one sisteme koji su trenutno u primeni u domaýoj industriji. Rad je koncipiran u šest poglavlja. Prva dva poglavlja se odnose na teorijske osnove i pregled dosadašnjih ispitivanja iz oblasti kojima se bavi ova teza. U sledeýa tri poglavlja predstavljeni su eksperimentalni sistemi za sušenje suspenzija u pokretnim slojevima inertnih ÿestica, prikazani su i analizirani dobijeni rezultati i zakljuÿci na osnovu izvršenih eksperimentalnih ispitivanja, kao i postavljeni matematiÿki modeli za oba postupka termiÿkog sušenja. U poslednjem poglavlju su sumirani najvažniji zakljuÿci proistekli iz ovih ispitivanja. U prvom poglavlju su navedene opšte karakteristike konvektivnih metoda termiÿkog sušenja rastvora i suspenzija, pri ÿemu je veýi deo posveýen sistemima za sušenje u pokretnim slojevima inertnih ÿestica i pregledu rezultata dosadašnjih ispitivanja ovih sistema u svetu. S obzirom da je osnovna karakteristika sistema koji su ispitivani u ovom radu intenzivni kontakt ÿvrstih ÿestica sa gasovitim agensom za sušenje (vazduhom) u pokretnim slojevima, u drugom poglavlju su predstavljene opšte hidrodinamiÿke karakteristike i pregled dosadašnjih istraživanja tipiÿnih sistema za kontakt fluid-ÿestice, odnosno fluidizovanog sloja, dvofaznog vertikalnog toka gas-ÿestice, fontanskog sloja i fontansko-fluidizovanog sloja sa cevnim umetkom. U treýem poglavlju su prikazani rezultati istraživanja postupka termiÿkog sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica od laboratorijskog do poluindustrijskog nivoa izvoĀenja procesa. Analiziran je uticaj razliÿitih parametara (maksimalni protok suspenzije, temperatura sušenja, osobine sušenog materijala, zadržavanje sušenog materijala u sloju inertnih ÿestica i raspodela vremena zadržavanja, prisustvo teÿne faze vlage u sloju inertnih ÿestica, itd.) na efikasnost, stabilnost i kontinualnost procesa. Predstavljen je jednostavan model sušenja, baziran na ukupnim bilansima toplote i mase, koji veoma dobro predviĀa performanse sušnice. Prikazani su rezultati preliminarnih ispitivanja naknadnog dosušivanja i hlaĀenja praškastog produkta iz primarne sušnice u nekoliko sistema u cilju obezbeĀivanja zahtevanog kvaliteta. U ÿetvrtom poglavlju su prikazani rezultati eksperimentalnih ispitivanja procesa sušenja u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom na poluindustrijskom nivou i analiza uticaja operativnih uslova na performanse sušnice i na kvalitet dobijenog osušenog produkta. Predstavljen je model za predviĀanje radnog režima sušnice, baziran na jednodimenzionom hidrodinamiÿkom modelu vertikalnog dvofaznog toka gas-ÿvrste ÿestice, u koji je ukljuÿen model za odreĀivanje brzine i poroznosti u stanju zagušivanja dvofaznog toka, dopunjenog bilansima prenosa mase i toplote u cevnom umetku u cilju predviĀanja promene sadržaja vlage u gasovitoj fazi tokom sušenja, kao i promene temperatura gasne faze i ÿvrste faze. Prikazani su rezultati ispitivanja režima strujanja u vertikalnom toku gas-ÿestice, sa aspekta uslova koji mogu dovesti do zagušivanja dvofaznog toka u cevnom umetku i predložena je metoda za predviĀanje brzine zagušenja i poroznosti dvofaznog sistema gas-ÿvrste ÿestice pri vertikalnom transportu. Predstavljen je i Uvod 3 model za predviĀanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica u fontanskom sloju sa cevnim umetkom. Rezultati proraÿuna prema navedenim modelima su uporeĀeni sa eksperimentalno dobijenim rezultatima. U petom poglavlju je izvršena uporedna analiza sistema za sušenje rastvora i suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica i fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom sa aspekta utvrĀivanja prednosti i nedostataka jednog u odnosu na drugi ispitivani sistem, u pogledu proizvodnog kapaciteta, efikasnosti iskorišýenja energije i kvaliteta suvog praškastog produkta, kao i njihova primenljivost za sušenje razliÿitih vrsta vlažnih materijala. U šestom poglavlju rada su predstavljeni zakljuÿci i rezultati izvedeni na osnovu rezultata eksperimentalnih ispitivanja sušenja rastvora i suspenzija, zakljuÿci o praktiÿnoj primeni predloženih modela, kao i preporuke za dalja istraživanja. U Prilogu 1 su dati trivijalni nazivi, hemijske formule, CAS oznake i neke osnovne karakteristike veýine sušenih materijala. U Prilogu 2 su dati eksperimentalni uslovi i rezultati sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica na laboratorijskom i poluindustrijskom nivou. U Prilogu 3 su navedeni eksperimentalni uslovi i rezultati numeriÿkog proraÿuna prema predloženom modelu za sušenje u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Numeriÿki program je dat u Prilogu 4. Na kraju rada dat je spisak slika i tabela i spisak upotrebljenih simbola. Ova teza predstavlja pregled obavljenih prouÿavanja i postignutih rezultata u navedenim sistemima za termiÿko sušenje rastvora i suspenzija u pokretnom sloju inertnih ÿestica u periodu od 1995. do 2005. godine. Istraživanja obuhvaýena ovom tezom obavljena su kroz nekoliko diplomskih radova. Veýi deo postignutih rezultata objavljen je u vidu radova u inostranim i domaýim ÿasopisima, zbornicima, ili je saopšten na meĀunarodnim i domaýim skupovima. Najveýi deo eksperimentalnih istraživanja obuhvaýenih ovim radom je obavljen u Institutu za hemiju, tehnologiju i metalurgiju (IHTM) - Centru za katalizu i hemijsko inženjerstvo u Beogradu i na Katedri za hemijsko inženjerstvo Tehnološko metalurškog fakulteta (TMF) u Beogradu. Deo eksperimenata izvedenih na poluindrustrijskoj sušnici sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, kao i karakterizacija osušenih produkata je obavljen u HI ŽUPA, Kruševac u periodu mart-septembar 2000. godine. Demonstrirano je sušenje suspenzija niza preparata iz proizvodnog programa HI ŽUPA, Kruševac, a ostvaren je kontakt i uraĀeni demonstracioni ogledi za niz preparata od interesa za druge radne organizacije (HI ZORKA-Zaštita bilja, Šabac; HIP AZOTARA, Panÿevo; RTB BOR- Topionica i rafinacija, Bor i Institut za tehnologiju nuklearnih i drugih mineralnih sirovina (ITNMS), Beograd). U finansiranju istraživanja obuhvaýenih ovim radom uÿestvovalo je delimiÿno Ministarstvo za nauku, tehnologiju i razvoj Vlade Republike Srbije kroz projekte osnovnih istraživanja: “02E08: Fenomeni prenosa u višefaznim sistemima, podprojekat Pp2: Fenomeni prenosa u višefaznim sistemima fluid-ÿestice” (TMF-IHTM, 1996-2000) i “1700: 4 Uvod Istraživanje fenomena prenosa relevantnih za razvoj procesa i opreme u oblasti kontaktora fluid-ÿestice i separacionih procesa” (TMF-IHTM, 2001-2005) i kroz inovacioni projekat: “I5.1827: Razvoj postupka i poluindustrijskog postrojenja za sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju inertnog materijala” (TMF-IHTM-HI ŽUPA, 1998-1999). TakoĀe je u finansiranju istraživanja obuhvaýenih ovim radom uÿestvovala delimiÿno HI ŽUPA iz Kruševca kroz struÿne projekte: “Ispitivanje moguýnosti sušenja suspenzija u fluidizovanom sloju” (TMF-IHTM, 1996), “Idejni tehnološki projekat poluindustrijskog postrojenja za sušenje suspenzija i pasta u fluidizovanom sloju inertnog materijala” (TMF- IHTM, 1999) i “Glavni tehnološki projekat industrijskog postrojenja za sušenje suspenzija i pasta u fluidizovanom sloju inertnog materijala kapaciteta 600 kg/h” (TMF-IHTM- NESTING d.o.o. Beograd, 2001). 1. PREGLED SISTEMA ZA SUŠENJE RASTVORA I SUSPENZIJA I PREGLED LITERATURE 1.1. OPŠTE KARAKTERISTIKE SISTEMA ZA SUŠENJE RASTVORA I SUSPENZIJA Sušenje ÿvrstih i zrnastih materijala, rastvora ili suspenzija u cilju dobijanja suvog produkta sa zadržanim funkcionalnim karakteristikama pogodnog za korišýenje, odlaganje i dugotrajno skladištenje ili u cilju smanjenja troškova transporta, je jedna od najstarijih i najÿešýe korišýenih tehnoloških operacija. Danas se tehnološko razliÿiti postupci sušenja koriste u skoro svim granama industrije. Pored unapred postavljenog zahteva u smislu svojstava i kvaliteta proizvoda, pri izboru odgovarajuýeg naÿina sušenja mora se uzeti u obzir i njegova ekonomska i energijska efikasnost, kao i zahtevi tržišta. Tako je došlo do ekspanzije istraživanja novih postupaka sušenja i njihovog modelovanja, što potvrĀuju nauÿni radovi u specijalizovanim ÿasopisima i meĀunarodni skupovi posveýeni iskljuÿivo problematici sušenja. Pod termiÿkim sušenjem se podrazumeva proces uklanjanja vlage iz nekog materijala putem isparavanja te vlage. Ovaj proces može se shvatiti i kao separacioni proces u kome se jedna od faza izdvaja faznom transformacijom vlage. Svaki proces sušenja praýen je sa dva istovremena fenomena: prostiranjem toplote i prenošenjem mase isparljive komponente u okolnu atmosferu. Pod vlažnim materijalom se podrazumeva dvofazni ili višefazni sistem sa vlagom, koji može biti ÿvrstog, teÿnog ili gasovitog agregatnog stanja. Kada je materijal koji se suši ÿvrstog agregatnog stanja, u obliku nerastvorljivih ÿestica raspodeljen u teÿnoj fazi vlage (najÿešýe je to voda), takav sistem se oznaÿava kao suspenzija. Suspenzije mogu egzistirati od vrlo razblaženih do relativno gustih vodenih disperzija ÿvrstih ÿestica, takozvanih pasta (suspenzije sa malim sadržajem teÿnosti). Izdvajanje vlage iz ÿvrstog materijala u principu ne bi trebalo da predstavlja veliki problem. MeĀutim, sve se drastiÿno komplikuje ako vlagu treba ukloniti sa ciljem da se dobije produkt sa taÿno odreĀenim karakteristikama pri zadatom kapacitetu prerade materijala koji se suši. Problem postaje još složeniji ako se uzmu u obzir razliÿita ograniÿenja pod kojima treba izvesti ovaj proces: zdravstveni i bezbedonosni propisi, racionalno iskorišýenje energije, redukcija emisije zagaĀivaÿa, itd. Iako je sušenje jedna od najstarijih tehnoloških operacija, još uvek je neophodan eksperimentalan pristup za projektovanje i optimizaciju industrijskih sistema za sušenje. Ovi procesi su generalno kompleksni; to je posledica velikog broja razliÿitih konfiguracija sušnica i uslova izvoĀenja procesa. Mogao bi se steýi utisak da je skoro nemoguýe u potpunosti shvatiti proces sušenja, pogotovo sa aspekta kvantitativnog definisanja procesa. Vlaga može biti sastavni deo interne gasne faze, i/ili teÿne faze i/ili može biti vezana za ÿvrstu fazu. Ove interakcije u kompleksnim sistemima treba definisati preko termodinamiÿkog ravnotežnog ponašanja, kinetike sušenja i mnogobrojnih kvantitativnih parametara. TakoĀe je potrebna i sofisticiranija eksperimentalna oprema radi dobijanja što 6 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature preciznijih podataka, kao i aproksimativni modeli opisa termiÿkog sušenja koji se mogu lakše eksploatisati u svakodnevnoj industrijskoj praksi. Uzimajuýi u obzir iskustva iz industrijske prakse, potrebno je razvijati tehnološke inovacije i elegantnije pristupe radi praýenja novih trendova u intenzifikaciji procesa. Mnogobrojni procesi u hemijskoj, farmaceutskoj i prehrambenoj industriji ukljuÿuju postupak sušenja rastvora, suspenzija i pasta u cilju dobijanja praškastog produkta. U ovu svrhu se mogu primeniti razliÿite tehnike sušenja, u zavisnosti od poÿetnog sadržaja vlage materijala koji se suši, kao i njegovih fiziÿkih i reoloških osobina. S obzirom da je sušenje veoma zastupljena operacija u hemijskoj, prehrambenoj i farmaceutskoj industriji, ovaj proces predstavlja znaÿajnog korisnika energije. Generalno, trendovi u istraživanjima tehnologija termiÿkog sušenja su tesno povezani sa poveýanjem energetske efikasnosti, poveýanjem brzine sušenja, razvojem što kompaktnije opreme, boljom kontrolom procesa u cilju održavanja optimalnog kvaliteta produkta i optimalnog proizvodnog kapaciteta, smanjenjem emisije zagaĀivaÿa, razvojem integrisanih procesnih sistema (na pr.: filter- sušnica), itd. Mujumdar /1990/ je naveo da postoji veliki broj novih ili poboljšanih tehnologija sušenja koje su u razliÿitim fazama razvoja. TakoĀe je naveo da je u tehniÿkoj literaturi citirano preko 400 razliÿitih tipova sušnica, dok se u praktiÿnoj primeni može naýi samo oko 50 tipova. Izbor tipa sušnice je kompleksan proces s obzirom da se ne zasniva iskljuÿivo na nauÿnim principima, veý ukljuÿuje subjektivnu procenu kao i veliki udeo empirizma. Iz uporednog pregleda podataka o odabranim tipovima sušnica sa konvektivnim naÿinom sušenja /Valent, 2001/ proizilazi potreba o neophodnosti korišýenja iskustava proizvoĀaÿa opreme, uz dodatna eksperimentalna odreĀivanja kinetike sušenja i dinamike ostalih uÿesnika procesa. Prethodna praktiÿna primena nekog tipa sušnice definitivno može biti od pomoýi, meĀutim to ne sme biti jedini kriterijum pri izboru sistema za sušenje. Mujumdar /2000/ je izvršio klasifikaciju konvencionalnih i najÿešýe korišýenih tipova sušnica, kao i pregled osnovnih principa i zahteva pri izboru sušnice. TakoĀe je naveo primer da je preko 80% važnijih hemijskih kompanija u Evropi, od kojih svaka veý koristi preko 1000 razliÿitih sušnica u svojim proizvodnim pogonima, samo u toku jedne godine (1999. god.) napravilo grešku pri izboru novih sušnica. S obzirom da sušnica ÿini samo deo postrojenja za sušenje, treba naglasiti da postupci koji prethode i koji se nastavljaju na sam proces sušenja takoĀe imaju znaÿajan uticaj na izbor odgovarajuýeg tipa sušnice za konkretnu primenu. Benali i Kudra /2002/ su predstavili koncept “onion-skin” modela u kome sušenje razmatraju kao integrisani proces, tj. sušnica ÿini jezgro sistema, a ostala oprema i procesi su raspodeljeni po nivoima. Ovaj koncept su predložili u cilju optimizacije sušenja i prateýih procesa. Svaki tip sušnice karakterišu odreĀene specifiÿnosti izvoĀenja procesa, što je ÿini pogodnom ili nepogodnom za konkretnu aplikaciju /Mujumdar, 1995/. U poslednje vreme su sve ÿešýi pokušaji razvoja veštaÿke inteligencije kao pomoý u izboru sušnice. Tako su Kraslawski i Kudra /2001/ predložili programski paket baziran na ekspertskoj bazi podataka, koji generiše rešenje za postavljeni problem, tj. nudi optimalan tip sušnice, procenjuje vreme sušenja i sadržaj vlage 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 7 izlaznog produkta. U fazi razvoja su, uglavnom na laboratorijskom nivou, i sasvim novi koncepti sušenja koji baziraju na korišýenju mikrotalasne ili ultrazvuÿne tehnike. Od svih postupaka sušenja, u ovom pregledu, pažnja ýe biti posveýena sušenju suspenzija, s obzirom na znaÿajnu zastupljenost ove operacije u hemijskoj industriji. Pored toga, pažnja ýe biti posveýena samo konvektivnom naÿinu sušenja, s obzirom da je to još uvek dominantan naÿin sušenja. Ono se ostvaruje posredstvom gasovitog agensa za sušenje, ÿijim se strujanjem oko vlažnog materijala obezbeĀuje transport toplote i prenošenje mase vlage iz vlažnog materijala u agens za sušenje. Atmosferski vazduh je medijum koji se najÿešýe koristi kao agens za sušenje, ne samo kao primalac vlage veý i kao nosioc potrebne energije za isparavanje vlage. Osobine pastoznih materijala (paste, suspenzije, muljevi, emulzije) prvenstveno utiÿu na izbor postupka sušenja i odgovarajuýe opreme. Sušenje suspenzija se danas vrši na nekoliko osnovnih naÿina: sušenje u tavama; kontaktno sušenje na traci; sušenje u sprej sušnicama; sušenje u fluidizovanom sloju ili fontanskom sloju koga ÿine suve ÿestice produkta, koje predstavljaju osnovu za granulisanje; integrisani sistemi, na primer kombinovanje sprej sušnice i fluidizacionog ureĀaja za dosušivanje praha. Pored navedenih, u manjoj meri se koriste i drugi sistemi sušenja, na primer trakaste sušnice, sušnice sa doboš filtrima, sušnice sa ugraĀenim mlinovima za drobljenje vlažnih agregata, itd. /Valent, 2001; Ullmann's Encyclopedia of Industrial Chemistry, 1988; Perry's Chemical Enginner's Handbook, 1984; Mujumdar, 1984/. Postupak sušenja u tavama se vrši na taj naÿin što se prethodno ugušýena suspenzija (dekantiranjem, centrifugiranjem, filtriranjem) razliva po tavama, koje se zatim ubacuju u komore (tunele) kroz koje struji zagrejan vazduh. Sušenje u tavama je dugotrajan proces, koji traje najÿešýe do 24 h, zbog toga što je samo površinski sloj suspenzije u neposrednom kontaktu sa agensom za sušenje. Relativno mala dodirna površina i relativno velika debljina sloja suspenzije u tavi predstavljaju osnovno ograniÿenje prenosu vlage i toplote. Buduýi da je sve vreme agens za sušenje potrebno zagrevati, ovakav sistem je energetski izrazito nepovoljan. Pored toga, osušeni produkt je u obliku ÿvrste pogaÿe koju je potrebno mleti radi postizanja zahtevane granulacije praškastog proizvoda. Sve ovo ÿini navedeni postupak veoma neefikasnim i skupim i u pogledu korišýenja energije i u pogledu održavanja ÿitave linije. MeĀutim, ovakav naÿin sušenja je najrasprostranjeniji u domaýoj hemijskoj industriji. U pokušaju zamene postupka sušenja u tavama razvijen je postupak sušenja na pokretnim valjcima (slika 1.1.), koji se svodi na razlivanje suspenzije u vidu tankog filma na zagrejane valjke, kroz koje protiÿe grejni fluid. Tokom spore rotacije valjaka, film suspenzije se suši i na odreĀenoj poziciji se strugalicama skida sa površine valjaka. Na ovakav naÿin se suši suspenzija pivskog kvasca u industriji. Najÿešýe granulacija produkta nije zadovoljavajuýa, pa se vrši njegova dorada mlevenjem ili granulacijom. Sušenje sa raspršavanjem (sprej sušnica) je do sada najrasprostranjeniji postupak sušenja teÿnih materijala u svetu. Postupak se zasniva na tretmanu raspršenog teÿnog materijala (kapi) unutar komore, koji je u kontaktu sa zagrejanim vazduhom ili u 8 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature suprotnostrujnom ili u istostrujnom toku, pri ÿemu nastaje prah koji obiÿno zadovoljava zahtevani kvalitet (slika 1.2.). Sušenje sa raspršavanjem ima odreĀene prednosti ali i nedostatke /Shaw, 1994; Ozmen i Langrish, 2003/. Moguýe je dizajnirati praškasti produkt u pogledu granulometrijskog sastava izborom sistema za atomizaciju i temperature u komori. Usled male veliÿine raspršenih kapi, kontaktna površina sa agensom za sušenje je velika, što pogoduje intenzivnom prenosu toplote i vlage. Zapremina komore treba da je dizajnirana tako da se kapi osuše pre dodira sa zidovima komore. Ovaj naÿin sušenja je veoma pogodan za tretiranje vrlo lepljivih rastvora, pod uslovom da se suva ÿestica koja pada na zid ili dno komore može pneumatski izuzeti iz ureĀaja. Kada je ureĀaj dobro projektovan, nema potrebe za doradom dobijenog praškastog produkta (mlevenjem, granulisanjem). Osnovni nedostatak sprej sušnice je relativno mala koliÿina isparene vlage po jedinici zapremine komore. Pored toga, nedostaci sprej sušinice su nefleksibilnost ureĀaja na promenu operativnih parametara i teško održavanje projektovane veliÿine kapi. Slika 1.1. Prikaz sušenja pastastih materijala na pokretnim valjcima Slika 1.2. Prikaz sušnice sa raspršavanjem suspenzije u suprotnostrujnom A i istostrujnom B toku sa vazduhom Postrojenja u kojima se vrši sušenje raspršivanjem u sprej su zapreminski glomazna i skupa usled male produktivnosti po jedinici zapremine ureĀaja. Razlog za to je moguýe sagledati iz mehanizma uklanjanja vlage iz putujuýe kapi, koji preovlaĀuje u sprej sušnicama. Kap koja se formira na atomizeru mora biti osušena tokom njenog kretanja do zida komore, a potrebna putanja kapi i rastojanje do zida su odreĀeni brzinom sušenja. 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 9 Kako su kapi sitne, to je njihova brzina kretanja bliska brzini agensa za sušenje, što znaÿi da je relativna brzina izmeĀu faza mala. Kako vrednosti koeficijenata prelaza toplote i mase zavise od relativne brzine, to je putanja na kojoj se sušenje odvija srazmerno velika, a to prouzrokuje veliki preÿnik, odnosno volumen ureĀaja. Investicioni i operativni troškovi su najÿešýe veliki, što je naroÿito znaÿajno sa aspekta proizvoda niske tržišne vrednosti. U sprej sušnicama je, po pravilu, vrlo teško postiýi rezidualnu vlažnost produkta ispod 5%. Iz tih razloga se ÿesto /Mujumdar, 1984; Ashizawa i Masters, 1984/ sprej sušnica kombinuje sa ureĀajem za dosušivanje praha. Na slici 1.3 prikazano je jedno rešenje u kome se dosušivanje praha vrši u vibro-fluidizovanom sloju postavljenom ispod sprej sušnice. Slika 1.3. Prikaz koniÿnog dna sušnice sa raspršavanjem na koji se nastavlja sekundarna sušnica sa vibro-fluidizovanim slojem U domaýoj hemijskoj industriji, pored sušenja u tunelskim sušnicama, drugu dominantnu tehniku predstavlja i sušenje u sprej sušnicama. Sušenje u fluidizovanom ili fontanskom sloju se najÿešýe koristi za sušenje razliÿitih zrnastih materijala /napr. Mujumdar, 1987; Kiranoudis i dr., 1996; Viswanathan i dr., 1986; Chen i dr., 1999; Wiriyaumpaiwong i dr., 2003; Soponronnarit i dr., 2001; Jenkins i dr., 2002; Topuz i dr., 2004/. U primeni ovih sistema za sušenje rastvora i suspenzija u sloju formiranom od suvih ÿestica produkta, pokazalo se da se ovakvi tipovi sušnica mogu koristiti za relativno male proizvodne kapacitete, jer je umesto sušenja i dobijanja praškastog produkta ovo pre postupak oblaganja teÿnošýu (rastvor/suspenzija) prisutnih ÿestica u sloju. Stoga su ovakvi sistemi našli široku primenu u procesima granulacije (sloj saÿinjavaju suve ÿestice produkta, tzv. pelcer) i kotiranju (sloj saÿinjavaju razliÿiti nosaÿi). Najÿešýe se primenjuju u farmaceutskoj i prehrambenoj industriji /na primer: Qimin i dr., 1996; Becher i Schlunder, 1998; Dewettinck i Huyghebaert, 1999; Teunou i Poncelet, 2002; Rambali i dr., 2003; Duarte i dr., 2004/. Poslednjih godina je sve veýi trend i proizvodnja granulisanih, i naknadno lako rastvorljivih, proizvoda i u hemijskoj industriji /napr. Edwards i Instone, 2001; Kimoto i dr., 2000; Hemati i dr., 2003/. 10 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature Imajuýi u vidu složene reološke karakteristike pastoznih materijala i veoma širok opseg fiziÿkih formi vlažnih materijala nemoguýe je preporuÿiti “univerzalni” tip sušnice. Istraživanja u ovoj oblasti teže ka razvoju efikasnih sušnica koje bi se koristile za dobijanje razliÿitih vrsta proizvoda. Generalno, da bi sušenje bilo efikasno, a postrojenje racionalno i kompaktno, mora biti ispunjeno nekoliko uslova: a) potrebno je ostvariti visoke koeficijente prelaza mase i toplote, što je moguýe postiýi samo ako postoji velika relativna brzina izmeĀu agensa za sušenje i ÿestice ili kapljice koja se suši; b) potrebno je ostvariti veliku površinu kontakta; što je površina kontakta veýa po jedinici volumena ureĀaja, to ýe za dati proizvodni kapacitet postrojenje biti manje; c) potrebno je obezbediti visok specifiÿan unos agensa za sušenje; d) potrebno je obezbediti ravnomernu raspodelu temperature unutar ureĀaja i izbeýi rizik lokalnog pregrevanja sušenog materijala i eventalne termiÿke degradacije produkta; e) poželjno je raditi sa što koncentrovanijim suspenzijama, na taj naÿin što bi se deo vlage uklonio mehaniÿkim operacijama (filtriranjem ili centrifugiranjem) i f) poželjno je raditi sa što veýom razlikom temperatura ulaznog i izlaznog vazduha iz sušnice. Poslednja dva uslova odluÿujuýe utiÿu na efikasnost procesa. Na primer, za sušenje vodene supenzije sa 50% ÿvrstih dispergovanih ÿestica materijala koji se suši, u sprej sušnici svakih 1% sniženja sadržaja vode u suspenziji rezultira smanjenjem zapremine ureĀaja od 3%. Sa druge strane, pri istom sadržaju vode u ulaznoj suspenziji, u odnosu na ulaznu temperaturu vazduha od 200qC i izlaznu temperaturu od 100qC (ƅT=100qC), poveýanje razlike temperatura smanjuje zapreminu ureĀaja i to približno 2% na svakih 10qC poveýanja razlike temperatura /Shaw, 1994/. Pri praktiÿnoj realizaciji postrojenja, osnovni problem je što se veýina napred navedenih uslova meĀusobno iskljuÿuje. Na primer, veliku kontaktnu površinu moguýe je obezbediti boljim dispergovanjem suspenzije u što manje kapljice, što ima za posledicu nemoguýnost ostvarivanja velike relativne brzine izmeĀu agensa za sušenje i ÿestice (kapljice). Istovremeno, poveýanje koncentracije suve materije u suspenziji ograniÿava moguýnosti finog dispergovanja u kapi. Sa druge strane, poveýavanje razlike temperatura praktiÿno znaÿi poveýanje ulazne temperature vazduha, buduýi da je izlazna temperatura vazduha najÿešýe limitirana termiÿkom stabilnošýu produkta. MeĀutim, što je veýa ulazna temperatura vazduha to je rizik neravnomerne raspodele temperatura unutar ureĀaja veýi, a neujednaÿenost brzine parcijalnih procesa sušenja je posledica nehomogenosti polja i temperature i vlage unutar materijala koji se suši. Na osnovu analize parametara sušenja, odnosno termiÿke efikasnosti, volumetrijskog kapaciteta isparavanja, specifiÿne potrošnje toplote, itd., kao i drugih faktora kao što su kvalitet produkta, vreme sušenja ili moguýnost kontrole procesa, dolazi se do zakljuÿka da su najpogodnije takve sušnice u kojima je svaki element sušenog materijala u struji agensa za sušenje. Takva sušnica obezbeĀuje veliku kontaktnu površinu 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 11 izmeĀu agensa za sušenje i sušenog materijala i pospešuje proces usled smanjenja termiÿkih i difuzionih otpora. Imajuýi u vidu potrebu poveýanja ukupne efikasnosti procesa, kao i poveýanja njegove intenzivnosti u cilju razvoja što kompaktnije opreme i uslove koje treba da zadovolji efikasan sistem, u svetu i kod nas se sve više istražuje postupak sušenja sa nanošenjem rastvora/suspenzija na inertne ÿestice u pokretnom sloju. Smatra se /Mujumdar, 2004/ da ýe ova tehnologija sušenja suspenzija/pasta i rastvora biti široko industrijski primenjena u narednim godinama. Ovakvi sistemi ispunjavaju veýinu navedenih zahteva za realizaciju efikasne sušnice. Leontieva i dr. /2002/ su uporedili eksperimentalne podatke za tri tipa sušnica dobijene pri sušenju vodene suspenzije veoma sitnih ÿestica pigmenata, odnosno suspenzije tzv. R-soli (slika 1.4). Razmatrajuýi brzinu sušenja i krajnji sadržaj vlage u osušenom materijalu evidentno je da je sušenje na inertnim ÿesticama najefikasnija metoda. Mnogo kraýe vreme zadržavanja sušenog materijala u zoni sušenja, samim tim i smanjeno izlaganje povišenim temperaturama, umanjuje opasnost od degradacije produkta. Slika 1.4. Kinetika sušenja R-soli 1-sušnica sa inertnim ÿesticama, 2-rotaciona cilindriÿna sušnica, 3-vakuum sušnica sa lopaticama /Leontieva i dr., 2002/ 1.2. SUŠENJE NA INERTNIM þESTICAMA I PREGLED LITERATURE Sušenje suspenzija nanošenjem na inertne ÿestice u cilju dobijanja praškastog produkta je relativno nova tehnologija. Mada je tehnologija sušenja pastoznih materijala na inertnim nosaÿima razvijena još pre 40 godina u bivšem SSSR-u, nije bila rasprostranjena u drugim zemljama uglavnom zbog nepoznavanja tog postupka i jeziÿke barijere. Ovakav postupak sušenja je originalno razvijen za sušenje pigmenata, hemikalija i nekih biomaterijala. U poslednjoj dekadi sušenje na inertnim ÿesticama je ponovo postalo predmet interesovanja velikog broja istraživaÿa usled izuzetnih prednosti koje prevazilaze ograniÿenja konvencionalnih naÿina sušenja u sprej sušnicama, doboš sušnicama i sušnicama sa lopaticama (“paddle-dryer”). Klasiÿni fluidizovani, vibrofluidizovani, fontanski i modifikovani fontanski slojevi predstavljaju najraširenije i najpopularnije sisteme u kojima se primenjuje sušenje na inertnim ÿesticama /Reger i dr., 1967; Romankov, 1971; Pham, 1983; Hadžismajloviý, 1989; Kudra i dr., 1989; Kudra i Mujumdar, 1995; Grbavÿiý i dr., 1998; Povrenoviý, 1998; Pallai i dr., 2001; Pan i dr., 2001; Leontieva, 2002; Kudra i Mujumdar, 2002; Taruna i Jindal, 2002; Osorio-Revilla i dr., 2004; Passos i dr., 2004; Zhao i dr., 2004; i dr./. Za sve navedene sisteme, nezavisno od hidrodinamiÿkih 12 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature karakteristika, princip sušenja na inertnim ÿesticama je isti i zasniva se na odvijanju dva simultana procesa: oblaganju površine inertnih ÿestica tankim filmom suspenzije i istovremenom sušenju tog filma. U zavisnosti od tipa sušnice, inertne ÿestice se mogu dovesti u vibrirajuýe, fluidizovano ili fontanovano stanje pomoýu zagrejanog vazduha ili u kombinaciji sa mehaniÿkom agitacijom unutar sušnice, korišýenjem mešalice, pužnog transportera, pokretnih nosaÿa i sliÿno. Inertne ÿestice takoĀe mogu biti fluidizovane spoljnjim magnetnim poljem, ako poseduju feromagnetna svojstva, napr. barijum ferit /Kovalev i dr., 1989; preuzeto iz /Kudra i Mujumdar, 2002//. U navedenim tipovima sušnica inertne ÿestice nemaju ulogu samo pokretnog medijuma, veý njihovo prisustvo poboljšava prenos toplote /Reyes i dr., 2001/. Uopšteni pregled tehnika sušenja na inertnim ÿesticama su dali Kudra i Mujumdar, /2002/. Na slici 1.5 su prikazane osnovne konfiguracije sušnica sa inertnim ÿesticama /Kudra i Mujumdar, 2002, Fig. 4.1/. 1.2.1. Fluidizovani sloj i njegove modifikacije Primena fluidizovanih slojeva je veoma zastupljena u hemijskoj procesnoj industriji usled ostvarivanja visokih koeficijenata prelaza mase i toplote i dobijanja proizvoda uniformnog kvaliteta. Kao što je veý reÿeno, sušnice sa fluidizovanim slojem su rasprostranjene u hemijskoj i prehrambenoj industriji za sušenje zrnastih i komadnih materijala. MeĀutim, u ovakvoj konvencionalnoj sušnici sa fluidizovanim slojem ne mogu se efikasno sušiti suspenzije i pastozni materijali. Ovi materijali se mogu tretirati samo ako se za fluidizacioni medijum upotrebe inertne ÿestice. Na ovaj naÿin je moguýe suspenzije i paste prevesti direktno u praškast proizvod, bez odvijanja faza oÿvršýavanja produkta, filtracije i dodatnog mlevenja. Usled turbulentnog mešanja fluidizovanih inertnih ÿestica pastozni materijali se mogu efikasno ravnomerno raspodeliti unutar sloja. Sušnice sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica su kompaktni ureĀaji usled velikog kapaciteta za prenos toplote i za isti proizvodni kapacitet njihova zapremina može iznositi i manje od 10% od zapremine sprej sušnice ili sušnice sa turbulentnim vrtložnim strujanjem gasa koje nastaje usled tangencijalnog uvoĀenja gasa i rotacije koniÿne mešalice na dnu komore (“spin flash dryer”) prikazane na slici 1.6 /Pan i dr., 2001/. Iako su praktiÿno realizovane mnogobrojne industrijske sušnice sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, još uvek ne postoji pouzdan kriterijum za uveýanje dimenzija ureĀaja i kontrolu procesa /Hatamipour i Mowla, 2003a/. Intezivna primena fluidizacije u procesima sušenja potiÿe od nekoliko principijelnih prednosti. U odnosu na osnovne kriterijume efikasnosti sistema za sušenje, tj. specifiÿnu brzinu isparavanja vode (vlage), specifiÿnu potrošnju toplote i specifiÿnu potrošnju vazduha (agensa za sušenje), sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica predstavlja atraktivnu alternativu ostalim tehnologijama sušenja u sluÿaju relativno gustih suspenzija (kada je nemoguýe doziranje raspršavanjem). Visoka efikasnost sušenja proistiÿe iz velike kontaktne površine i iz velike razlike temperatura ulaznog (zagrejanog) i izlaznog vazduha. 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 13 Slika 1.5. Šematski prikaz osnovnih konfiguracija sušnica sa inertnim ÿesticama a-fluidizovani sloj, b-fontansko-fluidizovani sloj, c-fluidizovani sloj sa centralno postavljenim pužnim transporterom (ili sloj sa mehaniÿkim fontanovanjem), d-fontanski sloj, e-rotirajuýi (“vortex”) sloj, f-spiralni, vrtložni (“swirling”) sloj, g-vibrofluidizovani sloj, h-rotaciona sušnica, i-pneumatska sušnica, j-sušnica sa dve suprotno orijentisane struje gasa velikih brzina (“impinging stream”) /Kudra i Mujumdar, 2002, Fig. 4.1/ Lee i Kim /1993, 1999/ su ispitivali uticaj brzine gasa, ulazne temperature gasa i masenog udela skroba prema inertnim ÿesticama na brzinu sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica. Ustanovili su da se brzina sušenja poveýava i sa poveýanjem ulazne temperature gasa i sa poveýanjem brzine gasa. MeĀutim, sa poveýavanjem odnosa skroba prema inertnim ÿesticama zapazili su blago opadanje brzine sušenja, koje je izraženije što su temperatura i brzina ulaznog gasa niže. Brzina sušenja ima maksimalnu vrednost pri poroznosti sloja inertnih ÿestica od 0.6. Postavili su model koji je u dobroj saglasnosti sa 14 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature eksperimentalnim podacima i koji se može upotrebiti za predviĀanje temperature sloja, vlažnosti izlaznog gasa i sadržaja vlage u produktu. Osnovni nedostatak sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica je moguýa pojava sinterovanja (slepljivanja) inertnih ÿestica pri sušenju nekih materijala. Stoga je primena klasiÿnog fluidizovanog sloja za sušenje materijala koji sadrže ugljene hidrate, masnoýe i visoku koncentraciju šeýera praktiÿno nemoguýa s obzirom da lepljivost tih materijala prouzrokuje nestabilnost procesa, osim u sluÿajevima gde se dodaju razni aditivi /Benali i Amazouz, 2002/ koji smanjuju adhezivnost sušenog materijala. Neki od pokušaja prevazilaženja ovog nedostatka klasiÿnog fluidizovanog sloja jesu izvesne modifikacije kojima se postižu bolje fluidizacione karakteristike i veýi zapreminski koeficijenti prenosa toplote, kao što je korišýenje vibracija pri sušenju sojinog mleka /Pan i dr., 2001/ ili tangencijalno uvoĀenje gasa pri sušenju protein hidrolizata, obranog mleka, surutke, sojine pulpe, sojinog mleka /Kutsakova i Utkin, 1987; Taruna i Jindal, 2002; Zhao i dr., 2004/. Taruna i Jindal /2002/ su imali problem održavanja uniformnog protoka suspenzije sojine pulpe (nerastvorljivi nusprodukt u proizvodnji tofu sojinog sira), koja je veoma lepljiva i vlaknaste strukture. Pokazalo se da ÿestice teflona imaju prednost u odnosu na staklene ÿestice usled veýih koeficijenata prenosa toplote, veýih vrednosti maksimalnih protoka suspenzije pri kojima je rad sistema stabilan i niži procenat zadržavanja produkta u sloju (“hold-up”) /Pan i dr., 2001/. Slika 1.6. Šematski prikaz standardne konfiguracije “spin-flash”sušnice Kutsakova i Utkin /1987/ su ispitivali sušenje suspenzija protein hidrolizata, obranog mleka i surutke u rotirajuýem (“vortex”) sloju ÿeliÿnih sfera sa tangencijalnim uvoĀenjem vazduha. Pretpostavljajuýi da je sušenje relativno tankog filma suspenzije na inertnim ÿesticama kontrolisano spoljnjim prenosom mase, predložili su izraz za kinetiku procesa. Postavili su poluempirijsku zavisnost za parametar koji kvantifikuje distribuciju vlažnog materijala na površini inertnih ÿestica, definisan kao masa produkta koji je zadržan po jedinici površine inertne ÿestice. Na osnovu eksperimentalnih rezultata ustanovili su da se na inertnim ÿesticama formira više slojeva produkta pre nego što doĀe do njihovog konaÿnog pucanja i otiranja sa površine ÿestica i formirali nomogram za identifikaciju uslova za stabilan rad sušnice. Taruna i Jindal /2002/ su sušili sojinu pulpu u rotirajuýem (“vortex”) sloju teflonskih ÿestica. Ustanovili su da specifiÿna brzina isparavanja vode pri sušenju sojine pulpe raste sa poveýanjem protoka suspenzije, sa sniženjem izlazne temperature vazduha i sa poveýanjem mase sloja inertnih ÿestica, ali se dobija produkt veýeg sadržaja vlage. TakoĀe su ustanovili da specifiÿna potrošnja toplote opada sa poveýanjem protoka suspenzije i da je 3 do 4 puta veýa 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 15 nego u sluÿaju doziranja teÿne faze vode. Hatamipour i Mowla /2002, 2003a, 2003b/ su ispitivali kinetiku sušenja i uticaj radnih uslova na fiziÿke i strukturne promene pri sušenju uronjenih uzoraka komada šargarepe, graška i kukuruza u fluidizovanom sloju staklenih sfera. Postavili su matematiÿki model koji predviĀa brzinu sušenja komada šargarepe u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica. Pan i dr. /2001/ su sušili suspenziju sojinog mleka u vibrofluidizovanom sloju inertnih ÿestica. Došli su do zakljuÿka da je sušenje sojinog mleka tehniÿki ostvarljivo i u klasiÿnom i u vibro fluidizovanom sloju, ali samo pod uslovom da parametri procesa obezbeĀuju stabilan rad sistema. Dobili su zapreminske kapacitete isparavanja vode u opsegu od 340 do 860 kgH2O/m3, što je sliÿno ili nešto više od objavljenih vrednosti za klasiÿne fluidizovane i fontanske slojeve. Zhao i dr. /2004/ su vršili sušenje sojinog mleka u modifikovanom fluidizovanom sloju inertnih ÿestica sa rotirajuýim strujanjem (“revolving flow”) vazduha pomoýu specijalno konstruisanog distributora na dnu kolone. Dobili su bolje fluidizacione karakteristike i veýe zapreminske koeficijente prenosa toplote u odnosu na vibro-fluidizovani sloj. Ustanovili su da se u ovakvom sistemu zapreminski koeficijent prenosa toplote poveýava sa poveýanjem brzine gasa i protoka suspenzije, ali da opada sa porastom temperature ulaznog gasa, poveýanjem statiÿke visine sloja inertnih ÿestica i poveýanjem poÿetnog sadržaja vlage u suspenziji. 1.2.2. Ispitivanje interakcija izmeĀu vlažnih inertnih ÿestica u sloju Sušenje pastoznih materijala u slojevima inertnih ÿestica je veoma kompleksna operacija, uglavnom usled velike raznolikosti pastoznih materijala sa razliÿitim karakteristikama, i pored toga što je veliki broj istraživaÿa demonstrirao tehniÿku izvodljivost sušenja razliÿitih organskih i neorganskih suspenzija i pasta u tim slojevima. Kompleksnost proistiÿe od kohezivnih sila izmeĀu vlažnih inertnih ÿestica, koje utiÿu na fluido-dinamiÿke karakteristike sloja, što na kraju rezultuje nekontrolisanom aglomeracijom inertnih ÿestica i lošim kontaktom izmeĀu gasa i ÿestica. Efekti interakcija izmeĀu inertnih ÿestica na koje je naneta suspenzija u dvofaznom toku gas-ÿestice su još uvek dosta nejasni i o tome nema mnogo podataka u literaturi. Poslednjih godina intenzivno se vrše istraživanja uticaja prisustva fluida (najÿešýe glicerola, zatim vode, raznih alkohola, ulja, polimernih suspenzija, itd.) kao i vrste inertnih ÿestica na fluido-dinamiÿke karakteristike slojeva inertnih ÿestica /Link i Schlünder, 1996; Daleffe i Freire, 2004; McDougall i dr., 2005; Passos i Mujumdar, 2000; Trinidade i dr., 2004; Vieira i dr., 2004/. Link i Schlünder /1996/ su ispitivali mehanizam rasta granula u fluidizovanim slojevima. Analizirali su efekat temperature, protoka gasa i kohezivnih sila na brzinu rasta ÿestica. Njihovi rezultati su ukazali na znaÿaj meĀuÿestiÿnih sila na brzine sušenja. Daleffe i Freire /2004/ su ukazali da su krive standardne devijacije fluktuacija gradijenta pritiska veoma korisne za sagledavanje promena u fluido-dinamiÿkim karakteristikama vibrofluidizovanog sloja, koje se ne mogu uoÿiti samo na osnovu analize zavisnosti gradijenta pritiska od brzine vazduha. TakoĀe su ustanovili da se analizom standardnih devijacija fluktuacija gradijenta 16 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature pritiska mogu dobiti preciznije vrednosti za minimalne brzine fluidizacije za konvencionalni fluidizovani sloj. McDougall i dr. /2005/ su postavili empirijsku korelaciju za kvantifikaciju promena kvaliteta fluidizacije u funkciji fluktuacija dinamiÿkog pritiska i relaciju koja povezuje indekse deaeracije sloja, kvaliteta fluidizacije i aglomeracije. Trinidade i dr. /2004/ su uveli korekcije koje uzimaju u obzir efekat meĀuÿestiÿnih sila u prisustvu ne-Njutnovskih fluida u numeriÿki program, koji su Passos i dr. /2004/ iskoristili za simulaciju sušenja eukaliptusovog i bambusovog ulja u laboratorijskoj sušnici sa fontanskim slojem. Vieira i dr. /2004/ su utvrdili da inertne ÿestice sa velikim kontaktnim uglom (ÿestice polistirena, polipropilena, polietilena niske gustine) ne zadržavaju suspenziju na svojoj površini, odnosno da se dobija praškasti produkt koji biva iznešen iz sloja. Ova istraživanja su veoma važna za one aplikacije kad treba izbeýi aglomeraciju, a poveýati trenje izmeĀu inertnih ÿestica, odnosno otiranje produkta sa njihove površine u cilju postizanja veýeg kapaciteta produkcije suvog praha. MeĀutim, u svim pomenutim sistemima da bi se izbegli problemi usled aglomeracije vlažnih inertnih ÿestica i adhezije vlažnog materijala koji se suši na zidovima kolone, tj. da bi se održali uslovi stabilnog rada sušnice, uglavnom je neophodna rigorozna kontrola optimalnih radnih parametara. Za sušenje lepljivih materijala u najširoj komercijalnoj upotrebi su sprej sušnice /Masters, 1985/. Kao alternativa sprej sušnici može se koristiti sušnica sa fontanskim slojem inertnih ÿestica, koja u izvesnim aplikacijama ima bolje performanse od sprej sušnice /Oliveira i Passos, 1997/. 1.2.3. Fontanski sloj i njegove modifikacije U literaturi se mogu naýi rezultati i analize brojnih ispitivanja fluido-dinamiÿkih karakteristika i postupaka sušenja suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica /Reger i dr., 1967; Pham, 1983; Schneider i Bridgwater, 1988; Markowski, 1992, Tia i dr., 1995; Spitzner i Freire, 1998a; itd. (videti spisak lterature)/. Fontanski slojevi su uspešno primenjeni za sušenje emulzija, kao što je obrano mleko /Barrett i Fane, 1988/; rastvora, kao što su životinjska krv /Pham, 1983; Re i Freire, 1988; Markowski, 1992; Spitzner-Neto i Freire, 1998a; Spitzner-Neto i dr., 2002/, voýni ekstrakti /Re i Freire, 1988/ i natrijum hlorid /Schneider i Bridgwater, 1988/; suspenzija, kao što su alumina dispergovana u vodi /Schneider i Bridgwater, 1988, 1993; Correa i dr., 2004/, pirinÿano brašno dispergovano u vodi /Tia i dr., 1995/ i homogenizovano sirovo jaje /Spitzner-Neto i dr., 2002; Correa i dr., 2002/; pasta, kao što su voýne kaše /Reyes i dr., 1996, 1998, 2001/, itd. Efikasnost sušenja suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica, sa aspekta uklanjanja vlage i produkcije suvog produkta, zavisi od brzine parcijalnih procesa, tj. od brzine sušenja filma suspenzije i od brzine uklanjanja osušenog filma sa površine inertnih ÿestica. Na brzinu sušenja pre svega utiÿu temperatura i protok ulaznog vazduha. Ovi parametri odreĀuju koeficijente prenosa mase (vlage) i brzinu cirkulacije inertnih ÿestica. 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 17 Protok suspenzije i masa inertnih ÿestica u sloju utiÿu na efikasnost uklanjanja suvog produkta iz sloja. Sušnica sa fontanskim slojem inertnih ÿestica je prvi put razvijena u bivšem SSSR-u za sušenje rastvora boja, lakova, šeýera i soli /Mathur i Epstein, 1974/. Nakon toga je Pham /1983/ razvio industrijsku sušnicu sa fontanskim slojem inertnih ÿestica za sušenje životinjske krvi, kao alternativu sprej sušnici, sa kapacitetom 1 m3ž.krvi/h. Ovaj sistem se mogao primeniti i za sušenje drugih proteinskih suspenzija malog viskoziteta i niskog sadržaja masnoýa. Na osnovu analize fluido-dinamiÿkih karakteristika i radnog režima sistema tokom sušenja Pham /1983/ je predložio jednostavni model za predviĀanje operativnih parametara. Intenzivna ispitivanja sušenja razliÿitih vrsta materijala ukazala su na neka ograniÿenja konvencionalnog fontanskog sloja. Mala brzina cirkulacije inertnih ÿestica i relativno dugo vreme zadržavanja vlažnog materijala u sloju znatno utiÿu na efikasnost sušenja i osobine materijala koji se suši, naroÿito ako se radi o termoosetljivim produktima. U velikom broju sluÿajeva je prekomerna akumulacija sušenog materijala u sloju prouzrokovala blokiranje sloja inertnih ÿestica. Veýinu ovih ograniÿenja Markowski /1992/ je prevazišao smanjenjem visine sloja inertnih ÿestica i poveýanjem brzine gasa za fontanovanje. U ovakvom fontanskom sloju sa “plitkim slojem i brzim režimom fontanovanja” (“jet spouted bed”) je poboljšana cirkulacija inertnih ÿestica i Markowski /1992/ je na osnovu rezultata dobijenih pri sušenju krvne plazme postavio model u kome je efektivna pogonska sila za termiÿko sušenje, bazirana na temperaturi površine inertnih ÿestica, dobijena iz Fourier-ove jednaÿine za nestacionarni prenos toplote. Sa aspekta kvaliteta produkta njegovi rezultati su takoĀe bili uporedivi sa sprej sušnicom. Barrett i Fane /1988/ su analizirali mehanizam prenosa toplote i efikasnost uklanjanja suvog produkta sa površine inertnih ÿestica pri sušenju obranog mleka u fontanskom sloju. Ustanovili su da se prenos toplote i isparavanje vlage uglavnom odvijaju pri dnu kolone, u sluÿaju kada se suspenzija dozira na dno sloja inertnih ÿestica. Schneider i Bridgwater /1988/ su objavili eksperimentalne rezultate sušenja neorganskih suspenzija na razliÿitim inertnim ÿesticama. Na osnovu analize stabilnosti fontanskog sloja inertnih ÿestica u prisustvu suspenzija u funkciji vlažnosti vazduha došli su do zakljuÿka da sloj prestaje da egzistira kada relativna vlažnost vazduha dostigne vrednost od 70% do 80%. Schneider i Bridgwater /1993/ su prethodna istraživanja proširili ispitivanjima uticaja prisustva vode, glicerola i suspenzije alumine na brzinu fontanovanja, visinu fontane, gradijent pritiska u sloju i stabilnosti režima fontanovanja u sloju razliÿitih inertnih ÿestica. Ustanovili su da su kljuÿni faktori sadržaj teÿnosti u sloju inertnih ÿestica i prisustvo kohezivnih sila izmeĀu vlažnih inertnih ÿestica. Na osnovu dobijenih rezultata napravili su dijagram zavisnosti maksimalnog sadržaja teÿnosti, pri kome je fontanovanje stabilno, od odnosa inercionih sila koje deluju na inertnu ÿesticu i viskoznih (ili kohezivnih) sila kojima teÿni film deluje na površinu inertne ÿestice (Ʊp·dp·us,suv-sloj/µf, gde je us brzina gasa u razvijenom fontanovanju). Ovaj dijagram može da posluži za odreĀivanje režima stabilnog fontanovanja. UvoĀenjem pomenutog odnosa sila i dinamiÿkog pritiska (0.5·Ʊg·us2) u 18 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature analizu pokušali su da razjasne mehaniku fontanskog sloja vlažnih inertnih ÿestica. Re i Freire /1988/ su pri sušenju termoosetljivih materijala u klasiÿnom fontanskom sloju staklenih ili plastiÿnih ÿestica dobili prah koji svojim kvalitetom zadovoljava veýinu komercijalnih kriterijuma. Ochoa-Martinez i dr. /1993/ su analizirali uticaj protoka suspenzije, protoka vazduha i ulazne temperature vazduha na ukupni zapreminski koeficijent prenosa toplote u fontanskom sloju polipropilenskih ÿestica. Ustanovili su da zapreminski koeficijent prenosa toplote raste sa porastom protoka suspenzije, a opada sa poveýanjem ulazne temperature vazduha i visine sloja inertnih ÿestica. Na osnovu analize uticaja raznih surfaktanata dodatih u vodu na koeficijent prenosa toplote, ustanovljeno je da je samo oko 10% površine inertnih ÿestica u sloju okvašeno teÿnošýu, odnosno da aktivno uÿestvuje u sušenju. Tia i dr. /1995/ su sušili vodenu suspenziju pirinÿanog brašna na keramiÿkim kuglicama u fontanskom sloju u “režimu brzog fontanovanja u plitkom sloju”. U zavisnosti od operativnih uslova dobili su vrednosti zapreminskog kapaciteta isparavanja vlage od 30 do 70 kg/m3, što je 60 do 80% više nego u klasiÿnom cilindriÿnom fontanskom sloju i 60 do 90% više nego u sprej sušnici. MeĀutim, termiÿka efikasnost je relativno niska i kreýe se u intervalu od 6 do 20%. Predložili su jednostavan model baziran na ukupnim bilansima prenosa mase (vlage) i toplote. Brereton i Lim /1993/ su uspešno sušili otpadni mulj (smeša gvožĀe(II)-hidroksida i cink(II)-hidroksida) iz postrojenja za preradu otpadnih voda u polukoloni sa fontanskim slojem krupnog peska. Dobili su prah zadovoljavajuýeg kvaliteta. Zapazili su posle 12 ÿasova kontinualnog rada ureĀaja da se formirao tanak uniformni sloj produkta na inertnim ÿesticama, meĀutim, nisu zapazili nestabilnosti u toku rada sušnice. Boizan i dr. /1996/ su rad Brereton-a i Lim-a /1993/ proširili ispitivanjem uticaja operativnih parametara na sadržaj vlage u produktu, kao i ispitivanjem uticaja na radni režim pri sušenju bez inertnih ÿestica. Sušenje mulja oksida metala su vršili u istoj aparaturi kao u prethodnom radu, s tim što su inertne ÿestice bile staklene sfere razliÿitih preÿnika. Stepen sušenja, odnosno sadržaj vlage u osušenom produktu, su grubo korelisali u funkciji preÿnika inertnih ÿestica, statiÿke visine sloja inertnih ÿestica, protoka mulja, protoka vazduha i temperature ulaznog vazduha. Ustanovili su da je, za opseg ispitivanih uslova, dominantni kontrolni parametar procesa ulazna temperatura vazduha. Tokom sušenja mulja sa i bez inertnih ÿestica nisu zapazili bitne razlike u radnom režimu, osim kasnije pojave praha na izlazu sušnice u sluÿaju sušenja bez inertnih ÿestica. Na osnovu toga su zakljuÿili da u ovom sluÿaju ulogu inertnih ÿestica u mehanizmu sušenja preuzimaju suve grudvice produkta. Oliveira i Passos /1997/ su razvili model za simulaciju sušenja razblaženih suspenzija u koniÿnom fontanskom sloju inertnih ÿestica i dobili su dobro slaganje sa eksperimentalnim podacima Pham-a /1983/. Passos i dr. /1997/ su analizirali performanse koniÿnog fontanskog sloja sa razliÿitim inertnim ÿesticama pri sušenju razliÿitih pasta (koristili su eksperimentalne podatke drugih autora) u odnosu na dimenzije kolone, fluido-dinamiÿke karakteristike i osobine pastoznih materijala. U radu su prikazali eksperimentalne podatke i podatke dobijene na osnovu modela Oliveira-e i Passos-a /1997/. Spitzner-Neto i Freire /1998a/ i Spitzner-Neto i dr. /2002/ 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 19 su ispitivali uticaj prisustva razliÿitih pastoznih materijala (homogenizovano jaje, životinjska krv, suspenzija ksantan gume) na promene radnog režima sušnice sa fontanskim slojem staklenih kuglica na osnovu analize gradijenta pritiska, minimalne brzine fontanovanja i zadržavanja sušenog materijala u sloju u odnosu na protok suspenzije. Ustanovili su da u prisustvu suspenzije gradijent pritiska opada a minimalna brzina fontanovanja raste sa poveýanjem protoka suspenzije, osim u sluÿaju doziranja vode, koju su koristili kao referentnu “idealnu” suspenziju. Pri veýim protocima suspenzija minimalna brzina fontanovanja poÿinje da opada. Njihovi rezultati pokazuju da razliÿite reološke karakteristike suspenzija prouzrokuju razliÿite promene ispitivanih parametara. Reyes i dr. /1996, 1998/ su uporeĀivali fluido-dinamiÿke karakteristike i kapacitete isparavanja vlage za nekoliko suspenzija (voda-“idealna suspenzija”, smeša vode i karbohidrata i kaša jabuke) za tri tipa sušnica sa inertnim ÿesticama: sušnica sa fontanskim slojem, sušnica sa fluidizovanim slojem i pneumatska sušnica. Najveýi kapacitet isparavanja vlage su dobili u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica, a najmanji u pneumatskoj sušnici. U sluÿaju sušenja voýne kaše kapacitet isparavanja vlage drastiÿno opada u sušnicama sa fluidizovanim i fontanskim slojem inertnih ÿestica usled znaÿajne akumulacije sušenog materijala na površini inertnih ÿestica. Da bi prevazišli probleme prilikom sušenja suspenzija koje imaju veliki viskozitet ili koje tokom sušenja generišu viskozno-elastiÿne filmove, Reyes i Vidal /2000/ i Reyes i dr. /2001/ primenjuju mehaniÿko mešanje fluidizovanog i fontanskog sloja inertnih ÿestica. Ustanovili su da mehaniÿka agitacija znaÿajno poveýava otiranje suvog produkta iz sloja, a samim tim i kapacitet isparavanja vlage. U sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica uvoĀenjem mehaniÿke agitacije se gube karakteristiÿne zone sloja, ÿime fontanski sloj prelazi u pseudofluidizovani sloj /Reyes i Vidal, 2000/. Reyes i dr. /2001/ su ustanovili znatno veýe poveýanje kapaciteta isparavanja vlage u fluidizovanom sloju nego u fontanskom u odnosu na slojeve bez agitacije. U oba tipa sušnica sa mehaniÿkom agitacijom su zapazili znatno manje zadržavanje sušenog materijala u sloju. MeĀutim, u sluÿaju voýne kaše nisu postigli bitnija poboljšanja, jer je usled lepljivosti suspenzije (visoka koncentracija šeýera) zadržavanje produkta u sloju (“hold-up”) bilo znaÿajno, a termiÿka efikasnost sušenja mala. Benali i Amazouz /2002/ su ispitivali moguýnost primene fontanskog sloja sa teflonskim ÿesticama (“režim brzog fontanovanja u plitkom sloju”) za sušenje kašastog otpada iz mesnopreraĀivaÿke industrije u cilju dobijanja komercijalno upotrebljivog praškastog produkta. S obzirom da se kaša sastoji uglavnom od proteina i masnoýa, za smanjenje lepljivosti kaše su dodavali aditive i analizirali njihov uticaj na stabilnost fontanskog sloja inertnih ÿestica. Zapazili su da bez aditiva do slepljivanja inertnih ÿestica u sloju dolazi nakon samo nekoliko minuta. Ustanovili su da dodatak kalcijum(II)-karbonata bitno smanjuje lepljivost kaše i poveýava produktivnost sušnice za 65 do 70%, pri ÿemu je dobijen produkt zadovoljavajuýeg kvaliteta. U istom sistemu sa “režimom brzog fontanovanja u plitkom sloju” teflonskih ÿestica Benali i Amazouz /2005/ su ispitivali efikasnost sušenja rastvora voýnog skroba kao i kvalitet dobijenog produkta. Ustanovili su da je izlazna temperatura vazduha kljuÿni 20 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature kontrolni faktor za dobijanje produkta optimalnog kvaliteta i visoku efikasnost sušenja. Da bi postigli ovakve uslove (efikasnost oko 90% i optimalan kvalitet praha) zakljuÿili su da za ispitivani materijal temperatura ulaznog vazduha ne sme preýi 180ºC, a poÿetni sadržaj suve materije u rastvoru voýnog skroba treba da iznosi oko 36%. Osnovni problem koji se javlja kod ovih sušnica je aglomeracija i nestabilnost fontanskog sloja inertnih ÿestica usled prevelikog protoka suspenzije i neefikasne cirkulacije inertnih ÿestica, naroÿito u sluÿaju izuzetno lepljivih suspenzija. Da bi se ovaj problem prevazišao od izuzetnog je znaÿaja predviĀanje optimalnih radnih uslova za svaki pojedini materijal koji se suši. Pored izvesnih prednosti klasiÿan fontanski sloj ima nekoliko nedostataka: relativno veliki pad pritiska kroz sloj, probleme pri startovanju sistema, ograniÿene promene dimenzija sloja usled hidrodinamike sistema, protoci fluida i ÿestica su fiksirani u zavisnosti od ukupnog protoka fluida na ulazu u sloj i geometrije sistema, protok vazduha neophodan za fontanovanje je veýi od protoka koji je potreban za prenos mase i toplote. U konvencionalnim sušnicama sa fluidizovanim, fontanskim ili uskovitlanim slojem inertnih ÿestica fluidizovano stanje inertnih ÿestica se postiže strujom vazduha relativno velike brzine, koja je iznad minimalne brzine fluidizacije. Stoga je za ovakve sušnice karakteristiÿno znaÿajno korišýenje energije i znaÿajan pad pritiska u sloju. Prema Kudra-i i dr. /1989/, sa aspekta ekonomske efikasnosti sušenja ova dodatna energija potrebna za dovoĀenje inertnih ÿestica u stanje intenzivnog kretanja predstavlja trošak. Jedno od rešenja koje prevazilazi ova ograniÿenja pri sušenju suspenzija je sušnica sa mehaniÿki fontanovanim slojem, koji zadržava prednosti sušnica sa fluidizovanim i fontanskim slojem inertnih ÿestica, sa smanjenim korišýenjem energije. Karakteristiÿna cirkulacija inertnih ÿestica u fontanskom sloju je obezbeĀena sa centralno postavljenim pužnim transporterom (tzv. mehaniÿka fontana). Vazduh se tangencijalno uvodi na dnu sloja ÿime se poboljšava kontakt izmeĀu gasa i inertnih ÿestica. Usled mehaniÿkog transporta cirkulacija inertnih ÿestica je nezavisna od protoka ulaznog vazduha, koji se može podesiti na optimalnu vrednost potrebnu za efikasno sušenje sa aspekta iskorišýenja energije i proizvodnosti. Kudra i dr. /1989/ su ispitivali efikasnost sušenja nekoliko suspenzija (CaCO3, krvna plazma, ZnO i Zn(OH)2) u sušnici sa mehaniÿki fontanovanim slojem inertnih ÿestica (sa centralno postavljenim pužnim transporterom). Generalno je ovaj tip sušnice pokazao bolje karakteristike u odnosu na konvencionalni fontanski sloj sa aspekta specifiÿne potrošnje toplote, zapreminskog kapaciteta isparavanja vlage i specifiÿne potrošnje vazduha (agensa za sušenje). MeĀutim, ovi autori su ustanovili da je stabilan rad sušnice i intenzivno kretanje inertnih ÿestica izvodljivo do neke maksimalne vrednosti protoka suspenzije, koja zavisi od osobina sušenog materijala, osobina inertnih ÿestica, uslova za prenos toplote i mase, cirkulacije inertnih ÿestica, itd. U sluÿaju sušenja suspenzije CaCO3 zapazili su da pri ulaznom protoku suspenzije iznad 310 kg/(m3h), i pored kontinualnog rada pužnog transportera, dolazi do skoro potpunog prestanka kretanja inertnih ÿestica i naglog porasta sadržaja vlage u produktu. Szentmarjay i dr. /1996a/ su 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 21 razvili softverski sistem za kontrolu i regulaciju procesa sušenja u mehaniÿki fontanovanom sloju kuglica poliformaldehida (sa centralno postavljenim pužnim transporterom) na bazi hidrodinamiÿkih karakteristika sistema i ukupnih bilanasa mase i toplote za sušnicu. Uspešno testiranje numeriÿkog modela i kontrolnog sistema su izvršili sa suspenzijama pivskog kvasca i skroba. Szentmarjay i dr. /1996b/ su prikazali eksperimentalne rezultate sušenja termoosetljivih i bioaktivnih suspenzija (pekarski kvasac i paradajz pire) u laboratorijskoj sušnici sa mehaniÿki fontanovanim slojem staklenih ili plastiÿnih kuglica. Ustanovili su da je sušenje ovih suspenzija izvodljivo ako je ulazni protok suspenzije takav da se obezbedi formiranje vrlo tankog filma na površini inertnih ÿestica. U tom sluÿaju otpor unutrašnjoj difuziji je zanemarljiv i sušenje se odvija u režimu “kvazi-konstantne” brzine sušenja. Na osnovu analize procesa došli su do optimalnih operativnih uslova “brzog sušenja” (oko nekoliko sekundi) za dobijanje prahova zadovoljavajuýeg kvaliteta. Szentmarjay i Pallai /2000/ su uspešno sušili suspenziju AlO(OH) u laboratorijskoj sušnici sa mehaniÿki fontanovanim slojem kuglica poliformaldehida (sa centralno postavljenim pužnim transporterom). Na osnovu laboratorijskih ispitivanja su došli do optimalnih parametara za izvoĀenje procesa u stabilnom radnom režimu koje su upotrebili za uveýanje razmera procesa i realizaciju industrijskog postrojenja za sušenje suspenzije AlO(OH) kapaciteta isparavanja 100 kgH2O/h. Pallai i dr. /2001/ su analizirali uticaj i znaÿaj parcijalnih procesa tokom sušenja suspenzija na inertnim ÿesticama na kvalitet produkta. Sušnicu koju su koristili u prethodnim radovima /Kudra i dr., 1989; Szentmarjay i dr., 1996a, 1996b; Szentmarjay i Pallai, 2000/ su u ovom radu modifikovali na taj naÿin što su gornji deo pužnog transportera postavili u kuýište, tj. cevni umetak, sa ciljem da poboljšaju kontrolu parcijalnih procesa sušenja (oblaganje inertnih ÿestica suspenzijom, sušenje filma suspenzije i otiranje osušenog filma sa površine inertnih ÿestica). Veliÿina ÿestica produkta se može kontrolisati brzinom i dužinom transporta inertnih ÿestica kroz “mehaniÿku fontanu”, tj. brzinom rotiranja i dužinom vertikalnog pužnog transportera. Navedenom modifikacijom su postigli moguýnost poveýanja dužine pužnog transportera nezavisno od visine sloja. Demonstrirali su bolje karakteristike ovog sistema pri sušenju krompir kaše u odnosu na nemodifikovani sistem (bez cevnog umetka) i sa aspekta granulometrijskog sastava osušenog produkta i sa aspekta kontrole pada pritiska u sloju inertnih ÿestica. Kutsakova /2004/ je pokušala da poboljša performanse sušnice nešto drugaÿijom modifikacijom od prethodnih. Specijalni tip distributora vazduha na dnu kolone formira fontanski sloj inertnih ÿestica koje se u vidu vrtloga kreýu oko umetka u obliku kupe. Da bi se poveýalo efektivno otiranje osušenog produkta sa površine inertnih ÿestica u gornji deo aparature je postavljen drugi distributor vazduha koji formira sekundarni fontanski sloj koji se vrtložno kreýe u suprotnom smeru u odnosu na prethodni. Ovakva geometrija i odnos protoka vazduha omoguýavaju formiranje takvih vrtložnih suprotno-strujnih tokova u kojima inertne ÿestice dobijaju maksimalnu kinetiÿku energiju u zoni interakcije uz minimalnu potrošnju energije. U ovom radu autor samo predstavlja princip rada i osnovne karakteristike sušnice, koristeýi poluempirijsku zavisnost za “hold-up” produkata u sloju, 22 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature koja je data u radu Kutsakova-e i Utkin-a /1987/. Autor tvrdi da se u ovakvom tipu sušnice mogu uspešno sušiti razliÿiti materijali, od termiÿki nestabilnih mikrobioloških materijala do termiÿki otpornih rastvora soli, meĀutim, u radu nema eksperimentalnih podataka, tj. eksperimentalne verifikacije navedenih tvrdnji. Razvoj fontanskog i fontansko-fluidizovanog sloja sa kontrolisanim strujanjem faza takoĀe je uslovljen nedostacima fontanskog i fontansko-fluidizovanog sloja. I pored velike specifiÿne površine u sloju inertnih ÿestica u konvencionalnoj sušnici sa fontanskim slojem samo se mala frakcija efektivno koristi u toku sušenja /Ochoa-Martinez i dr., 1993/ i to od 2 do 10% ukupne površine u zavisnosti od operativnih uslova. Maksimalna frakcija okvašenog sloja inertnih ÿestica koja se može ostvariti pri datoj ulaznoj temperaturi vazduha, brzini fontanovanja i protoku suspenzije je ograniÿena stabilnošýu fontane. Osnovna modifikacija je upotreba cevnog umetka postavljenog u osi sloja inertnih ÿestica na odreĀenom rastojanju od dna kolone, tj. mlaznice, što znaÿajno snižava pad pritiska u sloju. Na ovaj naÿin sloj je fiziÿki podeljen na dve zone: vertikalni transport inertnih ÿestica u cevnom umetku i pokretan pakovani sloj inertnih ÿestica u anularnom prostoru. Ovako modifikovani sistemi su vrlo fleksibilni u odnosu na karakteristike procesa koji se u njima izvodi, s obzirom da je veoma lako podešavati i regulisati protok gasa u mlaznom toku, protok gasa u anularnom prostoru i brzinu cirkulacije inertnih ÿestica. Cevni umetak stabiliše sloj, onemoguýava penetraciju fluida iz centralnog dela sloja u anularni deo i primorava sve inertne ÿestice da preĀu isti put. U literaturi nema mnogo informacija o sušenju suspenzija i rastvora nanošenjem na inertne ÿestice u fontansko-fluidizovanom sloju i u fontanskom sloju sa cevnim umetkom. Pored ispitivanja fluido-dinamiÿkih karakteristika i prenosa toplote u ovim sistemima, najÿešýe su vršena ispitivanja sušenja zrnastih materijala od kojih je sloj i obrazovan. Fontansko-fluidizovani sloj inertnih ÿestica sa cevnim umetkom su koristili Hadžismajloviý i dr. /1989/, Povrenoviý i dr. /1992/ i Povrenoviý /1998, 2003/ za sušenje razliÿitih rastvora i suspenzija. Hadžismajloviý i dr. /1989/ i Povrenoviý i dr. /1992/ su uspešno sušili razliÿite suspenzije i rastvore na polipropilenskim ÿesticama: obrano i punomasno mleko, životinjsku krv, sok paradajza, sok limuna, belance, sojino mleko, kvasac i ÿaj i neke njihove kombinacije. Rezultati njihovih ispitivanja su pokazali da je prisustvo cevnog umetka poboljšalo perfomanse sušnice u odnosu na konvencionalni fontanski sloj i da ovaj tip sušnice ima znatno veýi zapreminski kapacitet isparavanja vlage u odnosu na sprej sušnicu. Dodatna aeracija anularnog prostora poveýava kapacitet isparavanja i cirkulaciju inertnih ÿestica. Ponovno kvašenje inertnih ÿestica u zoni naprskavanja je izbegnuto upotrebom cevnog umetka. Dobijen je isti kvalitet dobijenih produkata kao u sprej sušnici. Povrenoviý /1998/ je objavio eksperimentalne rezultate sušenja suspenzija neorganskih preparata za zaštitu bilja na bazi bakra: bordovska ÿorba (smeša kalcijum(II)-hidroksida i bakar(II)-tetra-okso-sulfata), bakar(II)-hidroksid, bakar- oksi-hlorid, i sl.) u poluindustrijskoj sušnici sa fontansko-fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom, koji su bili osnova za realizovanu industrijsku sušnicu u HI 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 23 ZORKA, Šabac. Rezultati su pokazali da se ovakav sistem može koristiti za efikasno sušenje suspenzija u stabilnom hidrodinamiÿkom režimu. Povrenoviý /2003/ je ispitivao sušenje suspenzija razliÿitih bioloških materijala i funkcionalnih hranljivih produkata u sušnici sa fontansko-fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Dobijeni su prahovi zadovoljavajuýih karakteristika pri sušenju životinjske krvne plazme, smeša pivskog kvasca sa fermentisanim sokom cvekle i fermentisanog sojinog mleka. Osorio-Revilla i dr. /2004/ su koristili fontansko-fluidizovani sloj polipropilenskih ÿestica sa uronjenim cevnim umetkom za sušenje rastvora maltodekstrina. Analizirali su hidrodinamiÿke karakteristike sušnice odreĀivanjem vertikalnog profila anularnog protoka vazduha pri razliÿitim brzinama fontanovanja. Ispitivali su perfomanse sušnice pomoýu karakteristiÿnih parametara: sadržaja vlage u osušenom produktu i zapreminskog kapaciteta isparavanja vlage. Ove parametre su uporedili sa parametrima dobijenim u konvencionalnoj sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i sprej sušnici pri sušenju rastvora maltodekstrina pod istim operativnim uslovima. U odnosu na sprej sušnicu zapreminski kapacitet isparavanja vlage je 56 puta veýi u fontanskom sloju, a 59 puta veýi u fontansko-fluidizovanom sloju sa uronjenim cevnim umetkom. 1.2.4. Pregled modela sušenja Uslov za razvoj i projektovanje industrijskih sistema za sušenje na inertnim ÿesticama je postojanje modela koji na zadovoljavajuýi naÿin opisuju sušenje suspenzija i koji imaju moguýnost kvantitativnog predviĀanja radnih parametara. I pored intenzivnih istraživanja postupaka sušenja rastvora i suspenzija na inertnim ÿesticama, pa ÿak i komercijalizacije nekoliko tipova sušnica, u literaturi nema još uvek dovoljno informacija o fiziÿkom modelovanju procesa, bez kojih su projektovanje i praktiÿna realizacija ureĀaja za sušenje komplikovani. S obzirom da se ova tehnologija može realizovati u razliÿitim hidrodinamiÿkim režimima oni ýe uticati na mehanizam sušenja, a samim tim i na matematiÿki model procesa /Leontieva i dr., 2002/. Pored ovoga, na mehanizam sušenja, samim tim i na matematiÿki model sušenja u konkretnom tipu sušnice, bitno utiÿu i karakteristike materijala koji se suši. Adekvatno modelovanje sušenja treba da obuhvati dobru procenu kinetike sušenja, koeficijente prenosa mase (vlage) i toplote i vreme zadržavanja ÿvrste faze tokom sušenja /Correa i dr., 2002/. Ovi parametri se mogu proceniti na osnovu velikog broja jednaÿina, od fenomenoloških modela do empirijskih korelacija, zavisno od ureĀaja i operativnih uslova sušenja. Bitna karakteristika sušenja je njegova spora dinamika, odnosno kad se proces poremeti, tj. izvede iz stacionarnog stanja, sistem sporo dolazi u novo stacionarno stanje. Pored toga, sušenje ÿesto ima dug vremenski odziv. Modeli sušenja koji ukljuÿuju fenomene prenosa mase (vlage) i toplote su uglavnom prikazani nelinearnim izrazima. PredviĀanje procesnih parametara nije u potpunosti pouzdano usled kompleksnosti zakona fenomena prenosa. Stoga, identifikacija postupka sušenja nije lak zadatak jer se ovi parametri ne mogu lako odrediti. 24 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature U literaturi se može naýi veliki broj modela sušenja zrnastih materijala u fluidizovanom i fontanskom sloju i njihovim modifikacijama. TakoĀe, postoji veliki broj radova koji se bavi ispitivanjem kinetike sušenja razliÿitih suspenzija na pojedinaÿnim inertnim ÿesticama /napr. Konovalov i dr., 2003; Leontieva i dr., 2004/, kao i u šaržnim procesima u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica /napr. Lee i Kim, 1999; Heinrich i dr., 2003/. Modela za kontinualno sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica ima vrlo malo, i uglavnom se baziraju na ukupnim bilansima mase i toplote /napr. Taruna i Jindal, 2002/. Konovalov i dr. /2003/ su predložili metod za odreĀivanje kinetike sušenja za konvektivno sušenje pljosnatih tankih slojeva razliÿitih vrsta pastoznih materijala (uglavnom termoosetljivih). Metoda je zasnovana na fenomenološkoj analizi zavisnosti temperature od sadržaja vlage sa vremenom i identifikaciji temperaturnih platoa u zavisnosti od uslova sušenja. TakoĀe su predložili matematiÿki model koji se bazira na diferencijalnim bilansima prenosa mase i toplote i dali analitiÿka rešenja modela za višeslojnu ravnu ploÿu, sferu i cilindar. Predloženi model su verifikovali eksperimentalnim podacima dobijenim pri sušenju 12 razliÿitih organskih i neorganskih pasta nanetih na ravnu ploÿicu. Leontieva i dr. /2004/ su vršili teorijska i eksperimentalna ispitivanja kinetike sušenja pastoznih pigmenata nanetih na inertnu keramiÿku sferu. Analizirali su uticaj temperature i brzine vazduha na kinetiku prenosa mase (vlage) i toplote, kao i na otpadanje (ljuštenje) sloja osušenog materijala sa površine inertne sfere. Predložili su matematiÿki model baziran na bilansima prenosa mase i toplote pod pretpostavkom da nema gradijenata temperature i gradijenata sadržaja vlage kroz sloj vlažnog materijala koji oblaže inertnu sferu. Validaciju predloženog modela su izvršili uporeĀenjem sa eksperimentalno utvrĀenim kinetikama prenosa mase (vlage) i toplote pri sušenju paste R-soli (gusta vodena suspenzija veoma sitnih ÿestica pigmenata) nanete na nepokretnu inertnu sferu i sa eksperimentalnim rezultatima dobijenim pri sušenju paste R-soli vazduhom u industrijskoj sušnici sa fontanskim slojem fluoroplastiÿnih ÿestica. Odstupanja modela od eksperimentalnih vrednosti su izmeĀu 7 i 9%. Lee i Kim /1999/ su predložili model za predviĀanje temperature sloja, vlažnosti izlaznog gasa, sadržaja vlage u produktu za šaržno sušenje pastoznih materijala u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica. Fluidizovani sloj su razmatrali kao trofazni sistem, koji se sastoji od faze mehura (U>UmF), ÿvrste faze iz emulzije i gasovite faze iz emulzije (U=UmF). U model su ukljuÿeni izrazi za ukupne koeficijente prenosa mase i toplote izmeĀu meĀuÿestiÿne gasne faze i ÿvrstih faza (sitne vlažne ÿestice i inertne ÿestice), koje su isti autori postavili za predloženi mehanizam sušenja: adhezija sitnih vlažnih ÿestica na površinu inertnih ÿestica, isparavanje vode i otiranje i odnošenje sitnih ÿestica produkta iz sloja inertnih ÿestica. Dobili su dobro slaganje sa eksperimentalnim rezultatima dobijenim pri sušenju sitnih vlažnih ÿestica skroba u fluidizovanom sloju staklenih sfera. 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 25 Heinrich i dr. /2003/ su razvili komplikovan trodimenzioni matematiÿki model prenosa mase i toplote u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica u koji se naprskava teÿnost u cilju simulacije kotiranja i granulacije. Model sistem je bio pilot ureĀaj sa fluidizovanim slojem staklenih ili poroznih drvenih sfera u koji se naprskava teÿna faza vode. Predloženi model omoguýava predviĀanje efikasnosti kvašenja i efikasnosti raspodele raspršenih kapi teÿnosti unutar fluidizovanog sloja, pri ÿemu je uzeto u obzir i isparavanje teÿnosti sa površine inertnih ÿestica. Vizualizacija procesa je izvršena pomoýu programskog paketa Matlab. Verifikacija modela je izvršena na osnovu izmerenih profila temperatura u pilot ureĀaju. Na osnovu izloženog pregleda literature može se uoÿiti da je najveýi broj ispitivanja posveýen sušenju suspenzija u konvencionalnom fontanskom sloju inertnih ÿestica. S obzirom da je dinamika otiranja suvog produkta sa površine inertnih ÿestica kritiÿna za hidrodinamiÿku stabilnost rada sušnice, koniÿni fontanski sloj je konfiguracija koja se preferira pošto omoguýuje intenzivno kretanje inertnih ÿestica koje utiÿe na otiranje osušenog produkta usled trenja i sudara. TakoĀe se pokazalo da koniÿni fontanski sloj ima veýu energetsku efikasnost u odnosu na cilindriÿni fontanski sloj. Usled toga se u literaturi može naýi najviše modela za predviĀanje radnog režima pri sušenju u konvencionalnom koniÿnom fontanskom sloju inertnih ÿestica. Spitzner-Neto i Freire /1998b/ su dali pregled sedam modela iz literature za predviĀanje radnog režima sušnice sa fontanskim slojem inertnih ÿestica. Analizirali su hipoteze i predpostavke prezentovane u tim modelima, njihova ograniÿenja i praktiÿnu primenljivost. Izvršili su kvalitativno poreĀenje nekoliko modela na bazi literaturnih podataka dobijenih pri sušenju životinjske krvi i aluminijum(III)-hidroksida u koniÿnom fontanskom sloju inertnih ÿestica. Pham /1983/ je predložio jednostavan model za sušnicu sa klasiÿnim fontanskim slojem inertnih ÿestica sa jasno razdvojenim zonama fontane i anulusa. Razvoj ovog modela je baziran na hidrodinamiÿkim karakteristikama fontanskog sloja i eksperimentalnim rezultatima dobijenim pri sušenju životinjske krvi. Postavljajuýi energetske bilanse za inertne ÿestice i vazduh dobio je zavisnost maksimalnog protoka suspenzije od temperature izlaznog vazduha i sadržaja vlage ulaznog vazduha. Mada nije pretpostavljena interakcija izmeĀu ovih zona, tj. pretpostavljeno je da se sušenje odvija iskljuÿivo u anularnoj zoni sloja, i zanemareni su toplotni gubitci, Pham /1983/ je dobio zadovoljavajuýe slaganje izmeĀu eksperimentalnih podataka i podataka dobijenih na osnovu postavljenog modela. Barret i Fane /1988/ su predložili realniji model u kome je fontanski sloj inertnih ÿestica podeljen u tri zone: anulus, fontanu i spoljnju fontanu, i koji uzima u obzir interakcije izmeĀu gasa i ÿestica. Pretpostavili su da se konvektivni prenos mase i toplote odvija na dnu sloja i u fontani. MeĀutim, za ovaj kvalitativni model baziran na njihovim zapažanjima nije data matematiÿka formulacija. Markowski /1992/ je postavio model baziran na ispitivanjima sušenja krvne plazme u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa “režimom brzog fontanovanja u plitkom sloju”. Pri formulisanju svog modela Markowski /1992/ je pretpostavio da se sušenje u “režimu brzog 26 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature fontanovanja u plitkom sloju” odvija na sliÿan naÿin kao što su predložili Barret i Fane /1988/, sa tom razlikom što je pretpostavio: da toplota za isparavanje vlage potiÿe i od inertnih ÿestica (kondukcija) i od vazduha (konvekcija), da se sušenje odvija samo u fontani, da se poveýava razlika izmeĀu temperature površine inertnih ÿestica i srednje temperature sloja pošto temperaturni gradijent unutar ÿestice raste usled velike brzine cirkulacije ÿestica. Matematiÿka formulacija modela obuhvata ukupne bilanse prenosa mase i toplote i konvencionalni izraz za brzinu sušenja, pri ÿemu je pogonska sila za sušenje bazirana na temperaturi površine inertnih ÿestica, dobijena iz Fourier-ove jednaÿine za nestacionarni prenos toplote. Tia i dr. /1995/ su predložili jednostavan model za sušenje suspenzija u sušnici sa “režimom brzog fontanovanja u plitkom sloju”, koji se bazira na konceptu tri zone iz modela Markowski-og /1992/ i ukupnim bilansima prenosa mase i toplote. Pretpostavili su: da je sloj inertnih ÿestica u režimu brzog fontanovanja, gde je poroznost u fontani i anulusu približno ista, da teÿnost uniformno oblaže inertne ÿestice, da su gasovita i ÿvrsta faza dobro izmešane, da do uklanjanja filma suspenzije sa inertne ÿestice dolazi kad vlaga unutar filma dostigne ravnotežnu vrednost i da je temperatura suvog produkta jednaka izlaznoj temperaturi vazduha. Ravnotežni sadržaj vlage materijala koji se suši su korelisali na osnovu svojih eksperimentalnih podataka. Za ovaj model nisu potrebni podaci o prenosu toplote i brzini sušenja, tako da se može primenjivati za približnu procenu performansi sušnice. Oliveira i Freire /1996/ su razvili model koji se zasniva na zapažanjima da sušenje pastoznih materijala nije striktno ograniÿeno na jednu zonu, veý da se sušenje odvija u sve tri zone sloja inertnih ÿestica (anulus, fontana i spoljnja fontana). Uopštena pretpostavka ovog modela je da svaka pojedina zona sloja uÿestvuje u isparavanju vlage u proporciji koja je odreĀena koeficijentima prenosa mase i toplote za svaku zonu, vremenima zadržavanja u svakoj od zona i lokalnim gradijentima temperature i sadržaja vlage u vazduhu. U ovom modelu je zanemaren uticaj prisustva suspenzije na hidrodinamiÿko ponašanje sloja inertnih ÿestica, a koji evidentno postoji na osnovu ispitivanja ovih uticaja u radovima koji su ranije prikazani. TakoĀe, za rešavanje ovog modela je potreban veliki broj ulaznih parametara koji se moraju eksperimentalno odrediti, što predstavlja ograniÿenje za širu praktiÿnu primenu. Oliveira i Passos /1997/ su razvili numeriÿki model sa n cilindriÿnih segmenata za koniÿni fontanski sloj inertnih ÿestica za koji je bezdimenzioni parametar A {=(Ʊf·Ut·UmF)/[(Ʊp-Ʊf )·g·Dn]} <0.014. Svaki od segmenata se ponaša kao fontansko- fluidizovani sloj, osim prvog, koji se ponaša kao konvencionalni fontanski sloj. Bilanse za prenos mase i toplote za vazduh, inertne ÿestice i suspenziju su postavili za svaki segment, i za anulus i za fontanu. Pretpostavili su da do isparavanja vlage dolazi samo u anularnoj zoni sloja. Korišýenjem odgovarajuýih korelacija za predviĀanje fluido-dinamiÿkih parametara i koeficijenata prenosa mase i toplote ovaj model može predvideti vlažnost 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature 27 vazduha i temperaturu kao i njihove aksijalne profile. Oliveira i Passos /1997/ su dobili dobro slaganje modela sa eksperimentalnim podacima Pham-a /1983/. Correa i dr. /2002/ su prezentovali sistem za softversku “on-line” regulaciju sušenja suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica, koji se samo-ažurira simultano sa promenama u procesu. U ovu svrhu su razvili adaptivni algoritam sa višeparametarskom kontrolom koji je testiran sa vodom, kao idealnom suspenzijom. Pokazali su da sušnica sa fontanskim slojem uz predloženi višeparametarski regulacioni sistem može da održava zadovoljavajuýi kvalitet produkta, tj. pri sušenju suspenzije jaja rezidualna vlaga u prahu je iznosila do 4%. Correa i dr. /2004/ su primenili višeparametarski regulacioni sistem na industrijskoj sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica u cilju automatizacije procesa sušenja suspenzije Al2O3. Regulacioni sistem vrši kontrolu produkcije praha i rezidualne vlage praha pomoýu “on-line” praýenja nekoliko procesnih parametara: produkcije praha, gradijenta pritiska u sloju, protoka vazduha i temperature unutar sloja. Na osnovu vrednosti ovih parametara se podešavaju dve promenljive veliÿine sistema: ulazni protok suspenzije i snaga grejaÿa za zagrevanje vazduha. U sluÿaju suspenzija složenijih reoloških karakteristika u odnosu na Al2O3 (napr. punomasno mleko) autori preporuÿuju i podešavanje ulaznog protoka vazduha u cilju spreÿavanja blokiranja sloja inertnih ÿestica. Costa i dr. /2001/ su razvili numeriÿki program za simulaciju sušenja suspenzija, kao što su organski i biološki materijali, u koniÿnom fontansko-fluidizovanom sloju inertnih ÿestica. Model kombinuje modele strujanja gasa i cirkulacije inertnih ÿestica sa jednaÿinama kinetike sušenja i bilansima prenosa mase i toplote za tri faze: vazduh, inertne ÿestice i suspenziju. U model je ukljuÿen i efekat kohezivnih sila izmeĀu inertnih ÿestica usled prisustva suspenzije. Korelacije za parametre u stanju minimalnog fontanovanja se odreĀuju eksperimentalno, da bi se ukljuÿio i efekat prisustva suspenzije. Hidrodinamiÿko modelovanje se bazira na modelu Oliveira-e i Passos-a /1997/. Model se rešava po n cilindriÿnih segmenata sloja. Na osnovu ukupnih bilanasa mase i toplote postavljenih za sušnicu odreĀuju se temperatura i vlažnost izlaznog vazduha. Predloženi model daje dobro slaganje sa eksperimentalnim podacima dobijenim pri isparavanju teÿne faze vode, kao i sa eksperimentalnim podacima Pham-a /1983/ dobijenih pri sušenju životinjske krvi. Szentmarjay i dr. /1996a/ su razvili softverski sistem za kontrolu i regulaciju sušenja u mehaniÿki fontanovanom sloju kuglica poliformaldehida (sa centralno postavljenim pužnim transporterom) na bazi hidrodinamiÿkih karakteristika sistema i ukupnih bilansa mase i toplote za sušnicu. Na osnovu “on-line” praýenja nekoliko procesnih parametara i proraÿuna na osnovu modela vrši se korekcija ulazne temperature vazduha. Uspešno testiranje numeriÿkog modela i kontrolnog sistema su izvršili sa suspenzijama pivskog kvasca i skroba. Littman i dr. /2000/ su postavili model za isparavanje vode u režimu pneumatskog transporta krupnih staklenih sfera, odnosno u cevnom umetku fontansko-fluidizovanog sloja. Hidrodinamiÿko modelovanje retkog dvofaznog vertikalnog toka se zasniva na bilansima prenosa koliÿine kretanja za pojedinaÿne faze u zoni ubrzavanja inertnih ÿestica. 28 1. Pregled sistema za sušenje rastvora i suspenzija i pregled literature Littman i dr. /2000/ su zanemarili trenje inertne ÿestice-zid cevi, koeficijent trenja fluid-zid cevi su odreĀivali za turbulentno strujanje fluida kroz cev bez prisustva inertnih ÿestica, a efektivni koeficijent trenja fluid- inertne ÿestice su odreĀivali iz njihove korelacije za staklene sfere preÿnika 1 mm u zoni ubrzavanja ÿestica. Postavili su jednodimenzione bilanse mase i toplote za gasovitu fazu, inertne ÿestice i vodu u cevnom umetku. Pretpostavili su da se formira uniformni tanki film teÿnosti na površini inertnih ÿeastica. U model su ukljuÿili i temperaturni gradijent unutar inertnih ÿestica. Pretpostavili su da je opravdano za redak dvofazni tok izraÿunavati koeficijente prenosa mase i toplote iz odgovarajuýih korelacija za usamljenu ÿesticu u beskonaÿnom fluidu. Predloženi model kao rešenje daje promenu hidrodinamiÿkih parametara, temperatura i sadržaja vlage duž cevnog umetka. Autori nisu u okviru rada dali eksperimentalnu verifikaciju predloženog modela. Blasco i dr. /1996/ su predstavili model za predviĀanje procesnih parametara sušenja suspenzija na inertnim ÿesticama u pneumatskoj sušnici. Postavili su jednodimenzione bilanse koliÿine kretanja, mase i toplote za diferencijalni segment cevi. Osnovne pretpostavke ovog modela su da se gasovita faza može posmatrati kao idealan gas, da je uniformna radijalna distribucija inertnih ÿestica, da je vertikalni transport u režimu retkog toka, da su inertne ÿestice uniformne veliÿine i da je film suspenzije na inertnim ÿesticama konstantne debljine. Upotrebom odgovarajuýih korelacija za koeficijente trenja, prenosa mase i toplote model daje profile temperatura, sadržaja vlage i brzina duž cevi. U radu su autori prikazali zadovoljavajuýe slaganje podataka koje predviĀa model sa eksperimentalnim podacima dobijenim pri sušenju kaše jabuke i suspenzije kukuruznog skroba. Analiza literaturnih podataka pokazuje da je sušenje u pokretnim slojevima inertnih ÿestica sve popularnija tehnologija, što se može zakljuÿiti na osnovu ekspanzije objavljenih radova u poslednjih nekoliko godina, a naroÿito posle 2003. godine. MeĀutim, mehanizam ovakvog naÿina sušenja, kao i fluido-dinamiÿke karakteristike sistema u kojima se ono primenjuje, su još uvek nedovoljno razjašnjeni, tj. još uvek se projektovanje i realizacija ovakvih sušnica više bazira na iskustvu i akumuliranim empirijskim saznanjima nego na fundamentalnim principima. Ove okolnosti kao i ÿinjenica da u našoj zemlji postoji potreba za ovakvim ureĀajima, bile su razlog da naša istraživanja usmerimo ka razvoju postupaka sušenja suspenzija na inertnim ÿesticama, kao i što realnijem modelovanju procesa. Na osnovu pregleda raspoložive literature proizilazi da je sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica najracionalniji sistem za materijale koji nisu lepljivi i ne menjaju drastiÿno reološke osobine tokom procesa i da je uveýanje razmera ovog sistema jednostavnije u odnosu na ostale sisteme kontakta u pokretnom sloju, a da su razliÿite modifikacije fontanskih slojeva dobra alternativa sprej sušnici za materijale koji poseduju adhezivne karakteristike. Stoga su predmet istraživanja u okviru ovog rada sistemi za sušenje rastvora i supenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica i u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom. 2. TIPIþNI SISTEMI ZA KONTAKT FLUID-þESTICE U POKRETNOM SLOJU Osnovna karakteristika sistema koji ýe biti razmatrani u ovom radu je intenzivni kontakt ÿvrstih ÿestica sa fluidom koji se ostvaruje u pokretnim slojevima. Razvoj sistema sa pokretnim slojem proizašao je iz potrebe za prevazilaženjem ograniÿenih moguýnosti klasiÿnih ureĀaja sa nepokretnim slojem ÿestica za ostvarivanje kontakta faza. Dvofazni sistemi sa pokretnim slojem fluid-ÿvrste ÿestice prema naÿinu ostvarivanja kontakta izmeĀu faza, odnosno naÿinu uvoĀenja fluida u sloj ÿestica, mogu biti: a) fluidizovani sistemi, b) fontanski sistemi, c) fontansko-fluidizovani sistemi, d) fontanski sistemi sa kontrolisanim strujanjem faza, e) fontansko-fluidizovani sistemi sa kontrolisanim strujanjem faza i f) transportni sistemi sa vertikalnim dvofaznim tokom fluid-ÿvrste ÿestice. UvoĀenjem fluida u sloj ÿestica, pri dovoljno velikim protocima, uspostaviýe se relativno kretanje ÿestica i fluida. Svi navedeni sistemi, prikazani na slici 2.1, mogu se ostvariti u cilindriÿnoj koloni na ÿijem dnu je centralno ugraĀena mlaznica i anularni raspodeljivaÿ fluida pri odreĀenim geometrijskim karakteristikama kolone i mlaznice, definisanim osobinama ÿestica i fluida, kao i odabranim opsezima protoka fluida. Razliÿitim kombinacijama protoka fluida kroz mlaznicu i anularni raspodeljivaÿ, kao i njihovih inteziteta može se ostvariti niz razliÿitih stanja strujanja fluida i kretanja ÿestica u koloni, ukljuÿujuýi i dva krajnja stanja, mirovanje i odnošenje ÿestica iz sloja. Uslov pri kome ne dolazi do vertikalnog transporta ÿestica fluidom je da je zbirni protok fluida kroz mlaznicu i anularni raspodeljivaÿ manji od protoka fluida pri kome dolazi do odnošenja ÿestica iz kolone. Prouÿavanja navedenih sistema su obuhvatila utvrĀivanje uslova za njihovu egzistenciju, odreĀivanje fluido-dinamiÿkih karakteristika, odreĀivanje parametara neophodnih za procenu primenljivosti pojedinaÿnih sistema u procesima prenosa mase i toplote i odreĀivanja parametara za uveýanje razmera sistema i moguýu industrijsku primenu. Svaki od njih je našao primenu u razliÿitim tehnološkim operacijama i procesima /Kunii i Levenspiel, 1969; Mathur i Epstain, 1974/. Svaki sistem karakterišu odreĀene specifiÿnosti, kao i prednosti i nedostaci. Osnovne prednosti sistema sa fluidizovanim slojem (slika 2.1-a) u odnosu na sisteme sa nepokretnim slojem su znaÿajno poveýanje efikasnosti procesa po jedinici zapremine ureĀaja, dobijanje boljeg i ujednaÿenijeg kvaliteta proizvoda, smanjena potrošnja energije i moguýnost relativno lakog podešavanja optimalnih procesnih parametara. Zahvaljujuýi intenzivnom mešanju ÿestica i gasa, agregativno fluidizovani sloj je veoma pogodan naÿin ostvarivanja kontakta izmeĀu faza, i kao takav je našao široku praktiÿnu primenu: - u procesima prenosa mase i toplote: hlaĀenje i zagrevanje ÿestica, sušenje zrnastih materijala, sušenje rastvora i suspenzija nanošenjem na inertne ÿestice, granulacija, kotiranje; 30 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju - u procesima gde sloj ima mehaniÿku funkciju: smešavanje praškastih i zrnastih materijala, klasifikacija ÿestica, transport ÿestica fluidizacionim kanalima, mlevenje ÿestica; - u procesima sa hemijskom reakcijom: katalitiÿke reakcije gas-ÿvrsto, proizvodnja gasova (napr. CS2), sagorevanje uglja i biomase, gasifikacija uglja, krekovanje teških ulja za proizvodnju olefina, kalcinacija kreÿnjaka, kultivacija mikroorganizama. MeĀutim, iako je fluidizacija razvijena i uvedena u industrijsku primenu kao prvi sistem sa pokretnim slojem ÿestica u fluidu, nije omoguýila da se na zadovoljavajuýi naÿin ostvari kontakt izmeĀu relativno krupnih ÿestica (dp>1.5-2 mm, po pravilu ovakve ÿestice pripadaju D grupi prema Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji fluidizacionih osobina materijala) i gasa. Korišýenje fluidizacije u ovom sluÿaju nije racionalno, a ÿesto nije ni moguýe zbog same prirode sistema, kao što je pojava mehura gasa i klipova ÿestica, što u velikoj meri smanjuje efikasnost kontakta izmeĀu faza. U cilju prevazilaženja nedostataka fluidizacije, razvijeni su fontanski /Mathur i Gishler, 1955/ i fontansko-fluidizovani slojevi /Vukoviý, 1983/. Fontanski sloj (slika 2.1-b) predstavlja pokretni sloj ÿestica koji nastaje pri takvom protoku fluida kroz mlaznicu kojim se obezbeĀuje vertikalni transport ÿestica naviše u obliku fontane, a kao posledica ovoga pojavljuje se i kretanje ÿestica naniže u anularnom prostoru, u vidu pakovanog pokretnog sloja. Na ovaj naÿin se ostvaruje ureĀeno cikliÿno kretanje ÿestica u relativno razreĀenom centralnom delu sloja naviše, a u anularnoj zoni sloja naniže. Pored opisanog kretanja ÿestica postoji i njihovo radijalno kretanje iz anularnog dela u centralni deo sloja (fontanu), najviše izraženo na dnu, odnosno na vrhu sloja. Brzina ÿestica u fontani opada sa aksijalnim rastojanjem, sem poÿetnog perioda ubrzavanja. Na vrhu fontane (spoljna fontana) ÿestice gube kinetiÿku energiju i padaju na vrh anularnog prostora. Brzine strujanja fluida u centralnom delu sloja su veýe od brzine odnošenja ÿestica i opadaju sa kretanjem od dna ka vrhu. Pri protoku fluida kroz mlaznicu koji odgovara protoku u minimalnom fontanskom stanju, brzina fluida na vrhu fontane približno je jednaka minimalnoj brzini fluidizacije, što je ujedno i neophodan uslov za postojanje fontanskog sloja. Brzina fluida u anularnom delu, koji penetrira iz fontane u anularni deo sloja, usled razlike pritiska, raste sa aksijalnim rastojanjem od dna i u stanju minimalnog fontanovanja dostiže graniÿnu vrednost na vrhu anularnog dela, koja odgovara minimalnoj brzini fluidizacije, što je istovremeno i graniÿni uslov postojanja slojeva ove vrste. Osnovna prednost ovog sistema je moguýnost kontakta gasa i ÿestica koje se ne mogu fluidizovati. Praktiÿna primena ovih materijala obuhvata sliÿne operacije koje su navedene za fluidizovane slojeve: - u procesima prenosa mase i toplote: hlaĀenje i zagrevanje ÿestica, sušenje zrnastih materijala, sušenje rastvora i suspenzija na inertnim ÿesticama, granulacija, kotiranje; - u procesima gde sloj ima mehaniÿku funkciju: smešavanje praškastih i zrnastih materijala, mlevenje ÿestica; 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 31 - u procesima sa hemijskom reakcijom: katalitiÿke reakcije gas-ÿvrsto, krekovanje nafte, sagorevanje uglja i biomase, gasifikacija uglja, piroliza uljnog škriljca. Slika 2.1. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju a) fluidizovani sloj, b) fontanski sloj, c) fontansko-fluidizovani sloj, d) fontanski sloj sa cevnim umetkom, e) fontansko-fluidizovani sloj sa cevnim umetkom, f) transportni sistem MeĀutim, osnovni nedostaci fontanskog sloja su: - visok pad pritiska usled velike zapremine fluida koji se potiskuje kroz relativno malu mlaznicu na dnu sloja, tj. usled nagle ekspanzije fluida i trenja u mlaznici /He i dr., 1992; Krzywanski i dr., 1992/. Ovo se delimiÿno može umanjiti primenom fontansko- fluidizovanog sloja, s obzirom da je manji protok fluida kroz mlaznicu /He i dr., 1992/; - za dati sistem fluid-ÿestice i datu geometriju sistema, u fontanskom sloju se ne mogu bitno menjati osnovne fluido-dinamiÿke karakteristike, pre svega brzina fluida u anularnoj zoni i naÿin kretanja ÿestica, kao i brzina cirkulacije ÿestica. Ipak postoje brojne operacije u kojima nije potrebna velika brzina fluida u anulusu, koja je karakteristiÿna za klasiÿni fontanski sloj. Jedna od njih je sušenje zrnastih materijala, gde je brzina ukupnog procesa ograniÿena brzinom difuzije vlage iz unutrašnjosti ka spoljnjoj površini zrna, tako da brzina 32 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju fluida iznad odreĀene vrednosti ne doprinosi brzini procesa. Pretpostavka da unutrašnja difuzija dominira u procesu sušenja, tako da se otpor spoljnjem konvektivnom prenosu mase može zanemariti, proizilazi iz velikih vrednosti Biot-ovog broja (otpor unutrašnjoj difuziji/otpor spoljnjem prenosu mase) za sušenje zrna žitarica /Zahed i Epstein, 1992/; - raspodela vremena boravka pojedinaÿnih ÿestica je neravnomerna, tj. ÿestice iz anulusa mogu dospeti u fontanu na svim pozicijama duž granice fontana-anulus tako da je kretanje ÿestica dosta proizvoljno /Larachi i dr., 2003/. Claflin i Fane /1983/ su raspodelu boravka ÿestica u anulusu definisali kao odnos vremena boravka ÿestice koja se kreýe uz zid kolone i vremena boravka ÿestice na nekoj radijalnoj poziciji u anulusu i pokazali su da je vrednost tog koeficijenta manja od 1.5 za fontanski sloj sa cevnim umetkom, dok za klasiÿan fontanski sloj može biti i do 100; - maksimalna visina sloja koja se može fontanovati, što je jedna od najvažnijih karakteristika ovog sistema, ograniÿava visinu sloja u nekom realnom sistemu; - nestabilanost sloja, odnosno pojave fluidizacije u anularnom delu, zagušivanje fontane klipovima ÿestica i mehurovima gasa, nestabilnost granice fontana-anularni deo, pulzacija brzine i pritiska u sloju, što sve zajedno utiÿe na prestanak ureĀenog cikliÿnog kretanja ÿestica. Ispitivanja fluido-dinamiÿkih karakteristika fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva peska u procesu sagorevanja uglja su ukazala da stabilan fontanski sloj egzistira u ograniÿenom opsegu brzina vazduha pri povišenim temperaturama za datu visinu sloja. TakoĀe, maksimalna visina koja se može fontanovati opada sa poveýanjem temperature, i to brže ako su u pitanju sitnije ÿestice /Ye i dr., 1992; Berruti i dr., 1988/. Fontansko-fluidizovani sloj (slika 2.1-c) poseduje sliÿne karakteristike kao i fontanski sloj, s tom razlikom što fontansko-fluidizovani sloj nastaje istovremenim uvoĀenjem fluida u sloj ÿestica kroz mlaznicu i anularni raspodeljivaÿ. Brzina fluida na vrhu anularne zone je manja ili najviše jednaka minimalnoj brzini fluidizacije ÿestica. Maksimalni anularni protok fluida u minimalnom fontansko-fluidizovanom stanju, dovodi ÿestice na vrhu anularnog dela sloja u stanje minimalne fluidizacije. Ovom protoku odgovara minimalni protok fluida kroz mlaznicu, odnosno u minimalnom fontansko-fluidizovanom stanju zbir maksimalnog protoka u anularnom delu i minimalnog protoka kroz mlaznicu je jednak protoku potrebnom za poÿetak fluidizacije ÿestica. Da bi se omoguýila egzistencija fontansko-fluidizovanog sloja, pri ukupnom protoku fluida veýem od minimalnog, moraju se zadovoljiti uslovi da protok fluida kroz mlaznicu bude veýi od minimalne vrednosti, a zadati anularni protok fluida bude manji od maksimalne vrednosti. Fontansko-fluidizovani sloj prevazilazi veýinu ograniÿenja i nedostataka i fluidizovanog i fontanskog sloja. Fontansko-fluidizovani sistemi imaju znatno niži pad pritiska u odnosu na klasiÿan fontanski sloj, s obzirom da ukupni protok fluida ne prolazi samo kroz mlaznicu. Razvoj fontanskog i fontansko-fluidizovanog sloja sa kontrolisanim strujanjem faza (slika 2.1-d,e) uslovljen je navedenim nedostacima fontanskog i fontansko-fluidizovanog sloja. Osnovna modifikacija je upotreba cevnog umetka postavljenog u osi sloja na 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 33 odreĀenom rastojanju od dna kolone, tj. mlaznice, što znaÿajno snižava pad pritiska u sloju. Na ovaj naÿin sloj je fiziÿki podeljen na dve zone: vertikalni transport ÿestica u cevnom umetku i pokretan pakovani sloj ÿestica u anularnom prostoru. Preÿnik cevnog umetka je približno isti kao i preÿnik prirodne šupljine, odnosno fontane, u klasiÿnom fontanskom i fontansko-fluidizovanom sloju. Brzina cirkulacije ÿestica i minimalna brzina fluida za cirkulaciju su manje nego u klasiÿnom fontanskom i fontansko-fluidizovanom sloju, usled ÿega je pad pritiska manji. U konvencionalnom fontanskom sloju, protoci fluida i ÿestica su fiksirani u zavisnosti od ukupnog protoka fluida na ulazu u sloj i geometrije sistema. Upotreba cevnog umetka u pokretnim dvofaznim sistemima poveýava efikasnost cirkulacije ÿestica i do pet puta /Grbavÿiý, 1989/. TakoĀe je prevaziĀen problem maksimalne visine sloja koja se može fontanovati. UvoĀenjem dodatnog protoka fluida u anularni prostor proširuje se opseg veliÿine ÿestica sa kojima se može operisati. Glavne prednosti fontansko-fluidizovanog sloja sa cevnim umetkom su: nema ograniÿenja visine sloja za fontanovanje, minimalna brzina fontanovanja je manja u sloju sa cevnim umetkom, cevni umetak stabiliše sloj, onemoguýava penetraciju fluida iz centralnog dela sloja u anularni deo i primorava sve ÿestice da preĀu isti put /Grbavÿiý i dr., 1992/. Ovako modifikovani sistemi su vrlo fleksibilni, odnosno njihove karakteristike se mogu uskladiti sa karakteristikama procesa, s obzirom da je veoma lako podešavati i regulisati protok gasa u mlaznom toku, protok gasa u anularnom prostoru i brzinu cirkulacije ÿestica. Brzina fluida u anularnom delu sloja raste sa poveýanjem ulaznog anularnog protoka fluida, a neznatno opada sa poveýanjem protoka fluida kroz mlaznicu za fiksiranu geometriju kolone /Grbavÿiý i dr., 1992/. U tabeli 2.1 su prikazane karakteristike klasiÿnog fontanskog sloja i fontanskog sloja sa cevnim umetkom /Ishikura i dr., 2003/, a u tabeli 2.2 je dat uporedni prikaz nekoliko karakteristiÿnih parametara za klasiÿni fontanski sloj, fontanski sloj sa cevnim umetkom i fontansko-fluidizovani sloj sa cevnim umetkom, koji ilustruje fleksibilnost sistema sa kontrolisanim kretanjem ÿestica /Grbavÿiý, 1989/. Fontanski sloj sa cevnim umetkom ima sve osobine izuzetno dobrog dozera ÿvrstih ÿestica, jer obezbeĀuje ravnomerni protok ÿestica koji se može kontrolisati podešavanjem rastojanja cevnog umetka od dna kolone i/ili podešavanjem protoka fluida kroz mlaznicu. Detaljne informacije o fontanskim slojevima i njihovim modifikacijama se mogu naýi u referenci Mathur i Epstain /1974/. Na osnovu dugogodišnjeg ispitivanja prikazanih sistema, pokazalo se da je upotreba koniÿnog dna optimalna konstrukcija za veýinu procesa, sa aspekta izbegavanja pojave “mrtvih zona” u sloju, nepoželjnih u veýini procesa (napr. smešavanje ÿestica, aktivacija uglja, kotiranje ÿestica), koje su se javljale kod konstrukcija sa ravnim dnom /Grbavÿiý, 1989/. MeĀutim, kod fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva u kolonama velikih preÿnika i koniÿnim dnom se mogu pojaviti zone u kojima su ÿestice u mirovanju, koje su veýe što je veýa statiÿka visina sloja. Pored toga aktivni deo anularnog prostora zavisi i od vrste ÿestica i veýi je (tj. “mrtve zone” su manje) što su ÿestice glatkije i pravilnijeg oblika /He i dr., 1992/. 34 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Tabela 2.1. Karakteristike fontanskog sloja sa i bez cevnog umetka /Ishikura i dr., 2003/ projektni parametri prednosti nedostaci primena klasiÿni fontanski sloj - preÿnik kolone Dc - preÿnik mlaznice Dn - ugao koniÿnog dna ƨ - preÿnik fontane Ds - maksimalna visina sloja H - ureĀena cirkulacija ÿestica - dobro mešanje krupnih ÿestica - mali pad pritiska - dobra fluidizacija lepljivih i grumenastih materijala - geometrijska i operativna ograniÿenja - ograniÿenje visine sloja - uniformnija raspodela veliÿine ÿestica - loše fontanovanje sitnih ÿestica - smešavanje ÿestica - sušenje suspenzija i zrnastog materijala - kotiranje ÿestica - granulacija ÿestica - preÿišýavanje gasova - gasifikacija uglja - hemijske reakcije fontanski sloj sa cevnim umetkom - preÿnik cevnog umetka Dd - rastojanje cevnog umetka od mlaznice L - nema ograniÿenja u visini sloja i uniformnosti veliÿine ÿestica - veýa fleksibilnost pri radu - niži pad pritiska i manji protok gasa - uži opseg raspodele vremena boravka pojedinaÿnih ÿestica - veýa kontrola cirkulacije ÿestica - komplikovano projektovanje - redukovano mešanje - zagušenje cevnog umetka - smanjen kontakt izmeĀu gasa i ÿestica -manji prenos toplote i mase - smešavanje ÿestica - sušenje suspenzija i zrnastog materijala - kotiranje ÿestica - granulacija ÿestica - preÿišýavanje gasova - gasifikacija uglja - sagorevanje - piroliza ugljovodonika - pneumatski transport Tabela 2.2. Uporedni prikaz osnovnih karakteristika fontanskog i fontansko- fluidizovanog sloja sa i bez cevnog umetka /Grbavÿiý, 1989/ Vn m3/h Va0 m3/h ƅPnb kPa ƅPn kPa Gp/Gf Gf meren na mlaznici Gp/(Gf·ƅPnb) 1/kPa Ua/UmF na z/H=0.5 320 0 10.00 1.70 10.78 1.08 0.57 fontanski sloj 163 0 1.96 0.36 3.95 2.01 0.16 fontanski sloj sa cevnim umetkom 132 84 1.84 0.78 5.49 2.98 0.36 117 119 1.96 0.97 7.25 3.70 0.44 102 154 2.11 1.18 10.59 5.02 0.52 fontansko-fluidizovani sloj sa cevnim umetkom sistem: vazduh-kukuruz u polukoloni popreÿnog preseka 0.4x0.2 m, Dn=50 mm, Dd=80 mm, dp=8.08 mm, Ʊp=1287 kg/m3, Ƹ=0.755, H=600 mm Na slici 2.2 su prikazane tipiÿne zavisnosti pada pritiska u sloju, koga ÿini smeša sitnijih i krupnijih staklenih sfera, od brzine fluida za fluidizovani, klasiÿni fontanski i fontanski sloj sa cevnim umetkom /Ishikura i dr., 2003/. Na osnovu istraživanja fluido-dinamiÿkih parametara dvofaznih kontaktnih sistema može se zakljuÿiti da se ispitivanja naizgled razliÿitih sistema zasnivaju na karakteristikama dvofaznog vertikalnog toka (slika 2.1-f). Tipiÿan primer su brza fluidizacija, fontanski i fontansko-fluidizovani slojevi sa kontrolisanim strujanjem faza i recirkulacioni fluidizacioni slojevi. 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 35 Svaki od navedenih sistema je našao primenu u oblasti sušenja rastvora i suspenzija. Sistemi sa fluidizovanim, fontanskim i fontansko- fluidizovanim slojem se koriste kao granulatori kod kojih se suspenzija raspršava na fluidizovane ÿestice istog materijala (tj. osušenog produkta). Mehanizmom termiÿkog deponovanja dimenzije ÿestica se vremenom poveýavaju, visina sloja raste, a višak materijala (granulisani produkt) se na pogodan naÿin izvodi iz sloja /na primer: Qimin i dr., 1996; Becher i Schlunder, 1998; Dewettinck i Huyghebaert, 1999; Teunou i Poncelet, 2002; Rambali i dr., 2003; Duarte i dr., 2004; Edwards i Instone, 2001; Kimoto i dr., 2000; Hemati i dr., 2003/, a u razvoju su i hibridni sistemi u kojima je na dnu sloja ugraĀen ureĀaj za drobljenje granula tako da se produkt izvodi iz sloja u vidu praha. Fluidizovani, vibrofluidizovani, fontanski i modifikovani fontanski slojevi predstavljaju najraširenije i najpopularnije sisteme u kojima se primenjuje sušenje na inertnim ÿesticama /Reger i dr., 1967; Romankov, 1971; Pham, 1983; Hadžismajloviý, 1989; Kudra i dr., 1989; Kudra i Mujumdar, 1995; Grbavÿiý i dr., 1998; Povrenoviý, 1998; Pallai i dr., 2001; Pan i dr., 2001; Leontieva, 2002; Kudra i Mujumdar, 2002; Taruna i Jindal, 2002; Osorio-Revilla i dr., 2004; Passos i dr., 2004; Zhao i dr., 2004; i dr. (videti spisak literature)/. Fontansko- fluidizovani sloj sa inertnim ÿesticama i cevnim umetkom predstavlja optimizovanu varijantu fontansko-fluidizovanih sistema. Ovaj tip ureĀaja razvijen je kod nas i nalazi se u fazi probne industrijske eksploatacije /Hadžismajloviý i dr., 1989; Povrenoviý, 1998/. Slika 2.2. Tipiÿne zavisnosti gradijenta pritiska u sloju od površinske brzine fluida za fluidizovani, klasiÿni fontanski i fontanski sloj sa cevnim umetkom /Ishikura i dr., 2003/ Kada je u pitanju sušenje suspenzija nanošenjem na inertne ÿestice, poželjno je da su inertne ÿestice što približnijeg oblika, veoma uskog opsega preÿnika i istih gustina. Ovim se obezbeĀuje hidrodinamiÿka homogenost slojeva, poželjna kinetika procesa i ravnomerno sušenje nanetog sloja suspenzije, kao i manji padovi pritiska gasovitog agensa tokom sušenja. U praksi se za sušenje suspenzija najÿešýe koriste monodisperzni slojevi relativno krupnih sferiÿnih inertnih ÿestica preÿnika od 1 do 3 mm /Kudra i Mujumdar, 1995; 2002/, što je sluÿaj i sa ispitivanim sistemima iz ovog rada. Iz tog razloga je pregled opštih karakteristika sistema za kontakt fluid-ÿestice ograniÿen na slojeve monodisperznih ÿestica. 36 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 2.1. OPŠTE KARAKTERISTIKE FLUIDIZOVANIH SLOJEVA Princip fluidizovanog sloja se zasniva na održavanju ÿvrstih ÿestica u suspendovanom stanju u fluidnoj fazi (gas ili teÿnost) u zatvorenom prostoru provoĀenjem fluida kroz sloj ÿestica. Fenomen fluidizacije se javlja pri odreĀenoj, kritiÿnoj vrednosti brzine strujanja teÿnih ili gasovitih fluida kroz sloj ÿvrstih ÿestica, tzv. minimalnoj brzini fluidizacije. Po dostizanju ove vrednosti brzine fluida ÿestice prvo poÿinju da osciluju, a sa daljim poveýanjem brzine fluida ÿestice ýe se kretati u koloni. Pri ovako formiranom stanju uspostavlja se intenzivan kontakt fluida i ÿestica, a dvofazni sistem poprima neke od karakteristika fluida. Daljim poveýanjem brzine fluida dostiže se vrednost pri kojoj otpoÿinje pneumatski ili hidrauliÿki transport ÿestica. U praksi fluidizovani slojevi egzistiraju pri brzinama fluida koje su izmeĀu vrednosti minimalne brzine fluidizacije i brzine odnošenja ÿestica iz sloja. 2.1.1. Tipovi fluidizacije Zavisno od fluida (gas ili teÿnost) koji ÿestice dovodi u fluidizovano stanje, fluidizovani sistem ýe posedovati razliÿite karakteristike, što sa druge strane utiÿe na izbor procesa u kojima se takav sloj može primeniti. Na osnovu ponašanja fluidizovani sistemi se mogu svrstati u dva osnovna tipa: partikulativne i agregativne. Koji ýe tip fluidizacije biti zastupljen u nekom konkretnom sluÿaju zavisi od granulometrijskog sastava i dimenzija ÿestica i od odnosa gustina ÿestica i fluida. Ako se fluidizacija vrši teÿnošýu, ponašanje sloja je po pravilu partikulativno, ÿestice se intenzivno kreýu, ali su ravnomerno rasporeĀene po zapremini sloja sa jasno definisanom gornjom granicom sloja. Ako se fluidizacija vrši gasom, najÿešýe poveýanjem brzine gasa iznad minimalne brzine fluidizacije veýi deo gasnog toka struji kroz sloj u vidu mehura ili klipova, zavisno od geometrije sistema, oblika ÿestica, njihovog granulometrijskog sastava i brzine gasne faze. MeĀutim, i kod partikulativne fluidizacije teÿnošýu postoje odstupanja od idealnog ponašanja, naroÿito ako su velike razlike gustina ÿestica i fluida ili ako su ÿestice nepravilnog oblika i hrapave površine. U ovom sluÿaju slojevi pokazuju neke od karakteristika koje podseýaju na agregativno fluidizovane sisteme. Osnovne kriterijume na osnovu kojih se procenjuje tip fluidizacije, tj. da li je partikulativna ili agregativna, definisali su Wilhelm i Kwauk /1952/ i Romero i Johanson /1954/ za stanje minimalne fluidizacije. Wilhelm-ov i Kwauk-ov /1952/ kriterijum se zasniva na odreĀivanju vrednosti Froude-ovog broja, koji predstavlja odnos kinetiÿke i gravitacione energije, u stanju minimalne fluidizacije: aagregativn3.1 gd U Fr13.0ivnapartikulat p 2 mF mF Ÿ! ! (2.1) Prema Romero-u i Johanson-u /1954/ važi kriterijum: 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 37 aagregativn100 D H ReFr100ivnapartikulat c mF f fp mFpmF Ÿ!˜U UU˜˜! (2.2) Na osnovu eksperimentalnih zapažanja /Grbavÿiý, 1989/ definicija odstupanja od partikulativno fluidizovanog sloja, kad se radi sa teÿnošýu, nije sasvim precizna i prikladnije je definisati partikulativno fluidizovani sistem kao sistem kod koga dolazi do kontinualne ekspanzije sloja. Pri tome se razlikuju homogeno i nehomogeno partikulativno fluidizovan sloj. Ukoliko je preÿnik lokalnih šupljina, koje spontano nastaju i nestaju po celokupnoj zapremini sloja, veýi od preÿnika ÿestica onda je u pitanju nehomogena partikulativna fluidizacija. Mnogobrojni autori su opisali razliÿite tipove konfiguracija dvofaznog sloja kao funkciju brzine fluida i karakteristika ÿestica. Na slici 2.3 su prikazane moguýe konfiguracije sloja za sistem gas-ÿvrste ÿestice. Slika 2.3. Moguýi režimi fluidizacije þvrste ÿestice se mogu klasifikovati u odnosu na njihove karakteristike i ponašanje pri fluidizovanju gasom i prema Geldart-u /1973/ se razlikuju ÿetiri grupe materijala na osnovu veliÿine ÿestica i razlike gustina gasa i ÿestica (slika 2.4). þestice iz grupe A se lako fluidizuju uz pojavu mehura pri veýim brzinama gasa. To su materijali koji se mogu aerisati što je karakteristiÿno za male i relativno lake ÿestice (Up1400kg/m3). U grupu B se svrstavaju materijali sliÿni pesku (dp=40y50 Pm, Up=1400y4000 kg/m3) koji se lako 38 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju fluidizuju uz formiranje mehura ÿija veliÿina raste po visini sloja. Grupu C predstavljaju kohezivni, vrlo fini, prahovi ÿija je fluidizacija nemoguýa jer su meĀuÿestiÿne sile veýe od dejstva sila prenetih gasom na ÿestice. U grupu D spadaju krupne i/ili teške ÿestice (dp!1.5y2 mm, Up !1400 kg/m3), koje se ne mogu fluidizovati usled intenzivne brzine rasta mehura, tj. skoro trenutno se formiraju klipovi gasa i ÿestica. Slika 2.4. Geldart-ova /1973/ mapa moguýih režima fluidizacije u sistemu gas-ÿestice 2.1.2. Pad pritiska u sloju i minimalna brzina fluidizacije Formiranje fluidizovanog sloja najjednostavnije je pratiti na dijagramu zavisnosti pada pritiska u sloju od površinske brzine fluida (slika 2.5). Pri malim brzinama fluida sloj ÿestica je nepokretan, a pad pritiska je proporcionalan brzini fluida (linija A-B). Za odreĀenu vrednost brzine fluida pad pritiska ce postati jednak efektivnoj težini sloja po jedinici površine (taÿka B) i od ove taÿke sloj poÿinje da ekspanduje. U sluÿaju idealne fluidizacije, pri brzini minimalne fluidizacije (taÿka B) trenutno dolazi do transformacije sloja iz nepokretnog u fluidizovan, a pad pritiska ima konstantnu vrednost, tj. praktiÿno je nezavisan od brzine fluida. U realnom sistemu od taÿke B poÿinje blago pomeranje ÿestica (poÿetak ekspanzije), izmeĀu ÿestica deluju odreĀene kohezione sile i neophodna je dopunska energija za razdvajanje ÿestica, tako da se na krivoj 'P=f(U) javlja maksimum (taÿka C). Pad pritiska se ponovo izjednaÿava sa efektivnom težinom sloja po jedinici površine u taÿki D, koja predstavlja realnu minimalnu brzinu fluidizacije, UmF. Ovoj brzini odgovara poroznost u stanju minimalne fluidizacije, ƥmF, što je ujedno i najveýa vrednost poroznosti koju može imati pakovani sloj pre poÿetka ekspanzije. Širina prelazne oblasti (linija B-D) na dijagramu zavisi od vrste materijala koji se fluidizuje, veliÿine ÿestica, hrapavosti njihove površine i dr., i predstavlja meru odstupanja od idealnog ponašanja. Pri smanjivanju brzine fluida od taÿke D pad pritiska kontinualno opada, ali uvek po nižoj liniji 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 39 nego pri formiranju fluidizovanog sloja zbog toga što se u ovom sluÿaju ne troši dodatna energija za savlaĀivanje kohezivnih sila izmeĀu ÿestica. Slika 2.5. Dijagrami zavisnosti pada pritiska od brzine fluida Za predviĀanje minimalne brzine fluidizacije, UmF, se najÿešýe primenjuje postupak simultanog rešavanja neke od korelacija za promenu pada pritiska pri proticanju fluida kroz pakovani sloj i osnovne jednaÿine fluidizacije, koja je izvedena na osnovu fiziÿkog modela po kome su u stanju fluidizacije sve ÿestice suspendovane i “lebde” u fluidu zahvaljujuýi energiji koju fluid saopštava ÿesticama. Korišýenjem najopštije Ergun-ove /1952/ korelacije za strujanje fluida kroz pakovan sloj ÿestica primenjene u taÿki minimalne fluidizacije, koja je ujedno i poslednja taÿka za koju ona važi: 2 mF p f 3 mF mF mF2 p 3 mF 2 mF U d 1 75.1U d 1 150 dz dP ˜U˜H H˜P˜H H˜  (2.3) i efektivne težine sloja (osnovna jednaÿina fluidizacije): mFfp 1gdzdP H˜˜UU  (2.4) dobija se kvadratna jednaÿina po UmF, odnosno RemF: P ˜U˜ P UU˜U˜˜˜H H˜˜H mFfp mF 2 fpf 3 p mF3 mF mF2 mF3 mF Ud Re 0 gd Re 1150 Re 75.1 (2.5) Ovaj postupak uglavnom daje dobre rezultate ako je poroznost sloja u stanju minimalne fluidizacije, ƥmF, precizno odreĀena. MeĀutim, treba imati u vidu da su koeficijenti u Ergun- ovoj /1952/ jednaÿini dobijeni kao prosek za veliki broj ispitivanih sistema. Neki autori su dovodili u pitanje univerzalnost ovih koeficijenata /Clift i dr., 1978/. Naša eksperimentalna merenja su potvrdila da oni ne odgovaraju pojedinaÿnim sluÿajevima, tj. da su u direktnoj vezi sa ispitivanim fluidizacionim sistemom. U literaturi postoje brojne korelacije za predviĀanje minimalne brzine fluidizacije, UmF, koje se uglavnom baziraju na karakteristikama fluida i ÿestica: gustinama fluida i ÿestica, sferiÿnosti ÿestica, preÿniku ÿestica i poroznosti u stanju minimalne fluidizacije. 40 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Ove korelacije sadrže sliÿne fluidizacione parametre, razlikujuýi se po vrednostima koeficijenata i eksponenata koji su uglavnom odreĀeni za konkretan fluidizacioni sistem /Coltters i Rivas, 2004/. Coltters i Rivas /2004/ su dali spisak veýine referenci u kojima se ove korelacije mogu naýi, pri ÿemu su i sami predložili novu korelaciju za sistem gas-ÿestice u kojoj je izbegnuto precizno poznavanje poroznosti u stanju minimalne fluidizacije, ƥmF, i sferiÿnosti. TakoĀe se sve više radova odnosi na odreĀivanje minimalne brzine fluidizacije, UmF, u fluidizovanom sloju gas-ÿestice metodom statistiÿke analize fluktuacija pritiska /napr., Hong i dr., 1990; Choi i dr., 2003/. 2.1.3. Ekspanzija partikulativno fluidizovanog sloja Poveýavanjem brzine fluida iznad minimalne brzine fluidizacije, UmF, sistemi fluidizovani teÿnošýu po pravilu kontinualno ekspanduju. Pri ovakvoj ekspanziji sloja dobiýe se linearna logaritamska zavisnost poroznosti sloja od brzine fluida, odnosno Reynolds-ovog broja, u kojoj se poroznost menja od ƥmF do ƥ=1, kada su sve ÿestice iznesene iz sloja, a brzina fluida se menja od minimalne brzine fluidizacije, UmF, do brzine odnošenja, Ut. To praktiÿno znaÿi da se ekspanzija sloja odvija po sledeýoj zakonitosti: H˜ fUU t (2.6) Richardson i Zaki /Khan i Richardson, 1989/ su na osnovu sistematskih eksperimentalnih ispitivanja došli do sledeýe zavisnosti: cptntn D/d,Refn,UU,f H˜ H H (2.7) pri ÿemu je eksponent, n, korelisan sa 4 jednaÿine u zavisnosti od Reynolds-ovog broja i odnosa dp/Dc, a u sluÿaju kolona relativno malog preÿnika korigovana brzina odnošenja usled uticaja zidova kolone je: (2.8) cp D/d tt 10UU  f ˜ Ova korelacija daje dobre rezultate pri nižim poroznostima u sloju i ujedno je jedna od retkih koja uzima u obzir uticaj zidova kolone na ekspanziju. Khan i Richardson /1989/ su predložili korelaciju za Richardson-ov i Zaki-jev eksponent, n, sa jedinstvenom relacijom u funkciji Archimedes-ovog kriterijuma, koja takoĀe uzima u obzir efekte zidova kolone: > @27.0cp57.0 D/d24.11Ar043.04.2n n8.4 ˜˜˜  (2.9) Ove dve korelacije spadaju u grupu poluempirijskih korelacija dobijenih na osnovu eksperimentalnog ispitivanja ekspanzije sloja. Druga grupa korelacija se zasniva na kvantifikovanju odnosa sile trenja koja deluje na ÿesticu u fluidizovanom sloju i sile trenja na usamljenu ÿesticu na osnovu podataka za pad pritiska kroz sloj. U ovu grupu spadaju Wen-ova i Yu-ova korelacija i Ergun-ova korelacija /Li i Kuipers, 2003/. Khan i Richardson /1989/ i Li i Kuipers /2003/ su dali pregled veýine raspoloživih korelacija za predviĀanje ekspanzije sloja. 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 41 Veýina autora smatra da se kontinualnost ekspanzije sloja ne narušava do samog pneumatskog transporta, dok sa druge strane postoje mišljenja, kao i eksperimentalni dokazi, da se dešavaju neke promene u mehanizmu kretanja ÿestica pri poroznosti H|0.8- 0.9 /Khan i Richardson, 1989; Grbavÿiý i dr., 1991; Li i Kuipers, 2003/. Eksperimentalni podaci Grbavÿiýa /1989/ za zavisnost U/Ut=f(H) pokazuju promenu nagiba na H=0.856. Isti podaci prikazani u linearnom dijagramu U=f(H) i dU/dH=f(H) ne pokazuju skokovitu promenu na H=0.856, dok dU/dH poÿinje znaÿajno da raste na H|0.75, što je Grbavÿiýa /1989/ navelo na zakljuÿak da zavisnost U=f(H) u celom opsegu poroznosti, H=HmFy1, treba da je monotono rastuýa funkcija. 2.1.4. Koeficijent trenja fluid-ÿestice u homogenoj disperziji i njegova veza sa koeficijentom otpora Eksperimentalno je opaženo da sila trenja koja deluje na jednu ÿesticu, pri odreĀenoj brzini strujanja fluida oko ÿestice, nije ista sa silom koja deluje na istu ÿesticu pri istoj brzini fluida, kada se ona nalazi u paketu, tj. u suspenziji koncentracije (1-H). Prisustvo drugih ÿestica ograniÿava prostor za kretanje fluida, uzrokujuýi izrazit gradijent u okolnoj fluidnoj fazi što rezultuje u poveýanom dejstvu smicajnih sila koje deluju na površinu ÿestice. Precizno definisanje sile koja deluje na ÿesticu u paketu je osnova za razumevanje fenomena fluidizacije, tj. interakcija fluid-ÿestice. Ovaj efekat “paketa” ima znaÿajan uticaj na procese prenosa mase i toplote u sistemima fluid-ÿestice. Jednodimenzioni bilans koliÿine kretanja za smešu nestišljivog fluida i ÿestica je /Leung, 1980/: > @ > @ F - F - g + ) - (1 - dz dp - = v ) - (1 dz d + ) u ( dz d pffp 2 p 2 f HUHU»¼ º«¬ ªHUHU (2.10) U fluidizovanom sloju brzine fluida i ÿestica su relativno male tako da su gradijenti pritiska usled trenja fluid-zid (Ff) i ÿestice-zid (Fp) zanemarljivi. U partikulativno fluidizovanom sloju nema makroskopske promene koncentracija ÿestica, odnosno poroznosti, samim tim nema ni promene srednje meĀuÿestiÿne brzine fluida i brzine ÿestica, tako da izvan nestacionarne zone, koja u partikulativno fluidizovanom sloju obuhvata samo deo neposredno iznad distributora fluida, prethodna jednaÿina postaje: > @g ) - (1 = dz dp - fp UHUH»¼ º«¬ ª (2.11) Zamenjujuýi srednji lokalni “statiÿki” pritisak fluida, p, sa modifikovanim “dinamiÿkim” pritiskom, P, eliminišu se hidrostatiÿki efekti i dobijaju se nepovratni, pravi, gubici usled prisustva ÿestica: g dz dP dz dp ,gz p =P ff U U (2.12) 42 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju dobija se izraz za gradijent “dinamiÿkog” pritiska koji je proporcionalan težini ÿestica i težini istisnute teÿnosti usled prisustva ÿestica: g) () - 1( = dz dP - fp UU˜H»¼ º«¬ ª (2.13) a integracijom prethodne jednaÿine se dobija izraz za pad pritiska u sloju pri stacionarnim uslovima, koji predstavlja osnovnu jednaÿinu fluidizacije: zg) () - (1 =P fp 'UU˜H' (2.14) Pojedinaÿni bilansi koliÿine kretanja za fluid i ÿestice /Nakamura i Capes, 1973/, respektivno su: F - ) v-(u - g - dz dp - = ) u ( dz d f 2 f 2 f EUH»¼ º«¬ ªHHU (2.15) > @ F - ) - (1 g - ) v-(u + dz dp - ) - (1 = v ) - (1 dz d pp 22 p HUE»¼ º«¬ ªHHU (2.16) Zamenom lokalnog “statiÿkog” pritiska “dinamiÿkim” pritiskom (jednaÿina 2.12) i primenom ovih jednaÿina na partikulativno fluidizovan sloj, tj. zanemarivanjem gradijenata pritiska usled trenja o zidove kolone, i zanemarivanjem promena poroznosti i meĀuÿestiÿnih brzina fluida i ÿestica, prethodne jednaÿine (2.15) i (2.16) postaju: ) v-(u dz dP - 2E »¼ º«¬ ªH (2.17) ) - (1 g )( - ) v-(u dz dP - ) - (1 pp 2 HUUE »¼ º«¬ ªH (2.18) U ovim relacijama ÿlan E(u-v)2 predstavlja silu trenja izmeĀu fluida i ÿestica po jedinici mase sloja. S obzirom da je u partikulativnoj fluidizaciji srednja brzina ÿestica jednaka nuli, a meĀuÿestiÿna brzina fluida: u=U/H, kombinovanjem jednaÿina (2.17) i (2.18) dobija se izraz za koeficijent trenja fluid-ÿestice: U )1(g)( dz dP U 2 fp 3 2 3 HUUH »¼ º«¬ ªH E (2.19) Može se uoÿiti da zbir jednaÿina (2.17) i (2.18) daje jednaÿinu (2.13), tako da su samo dve jednaÿine nezavisne. Eksperimentalno je utvrĀeno da sila trenja koja deluje na usamljenu ÿesticu, pri odreĀenoj brzini strujanja fluida oko nje, nije ista sa silom koja deluje na istu ÿesticu, pri istoj brzini fluida, ako se ta ÿestica nalazi u suspenziji koncentracije (1-H). Stoga je neophodno definisati koeficijent trenja fluid-ÿestice (E). Na osnovu analogije sa podužnim trenjem u cevnom vodu može se izvesti izraz za silu trenja za usamljenu ÿesticu u fluidu: 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 43 )4/d(UC 2 1 F 2pf 2 DsDS SU (2.20) Sila trenja koja na deluje na jednu izolovanu ÿesticu u fluidizovanom sloju ýe za faktor f(H) biti veýa od sile koja deluje na usamljenu ÿesticu: )4/d(UC)(f 2 1 F)(fF 2pf 2 DsDS1D SU˜H ˜H (2.21) Iz osnovne jednaÿine fluidizacije (2.14) i jednaÿine (2.19) dobija se sila trenja koja na deluje na jednu izolovanu ÿesticu u fluidizovanom sloju: )6/d( )1( U 6/d zA)1( AP F 3p3 2 3 p c c 1D SHH E »»¼ º ««¬ ª S 'H ˜' (2.22) Kombinacijom jednaÿina (2.21) i (2.22) se dobija veza izmeĀu koeficijenta otpora za ÿesticu u fluidizovanom sloju (CD) i koeficijenta trenja fluid-ÿestice (E): f p 3DsD d )1(3 4 )(fCC U E˜HH H˜ (2.23) Za definisanje zavisnosti koeficijenta trenja fluid-ÿestice (E) od poroznosti sloja neophodno je poznavati zavisnost izmeĀu brzine fluida (U) i poroznosti (H) u jednaÿini (2.19), koja je u naÿelu nepoznata. Postoje brojne empirijske i poluempirijske zavisnosti U=f(H), ali njihova primenljivost u širokom opsegu promenljivih je ograniÿena. Na osnovu ovih zapažanja Grbavÿiý i dr. /1991/ su razvili model za predviĀanje zavisnosti koeficijenta trenja fluid- ÿestice od poroznosti primenom principa varijacionog raÿuna. Zavisnost koeficijenta trenja fluid-ÿestice od poroznosti, prema modelu, definisana je jednaÿinom Euler-Lagrange-ovog tipa: »»¼ º ««¬ ª ¹¸ · ©¨ § H HHOOE E C + - 1 - - 1 1 + C - 1 = 1 mF mF 2 2 1/ 2 mF (2.24) Konstante koje figurišu u zavisnosti koeficijenta trenja fluid-ÿestice od poroznosti, C1, C2 i ƫ, su definisane sledeýim jednaÿinama: > @ U/ U + 1 = C 2t3mF2mF 2 2/11 H  (2.25) C-1 1 =C 2 12 O (2.26) C-C-1= 1 2 1O (2.27) a koeficijent trenja fluid-ÿestice u stanju minimalne fluidizacije je definisan kao: U ) - ( g ) - (1 = 2 mF fpmF 3 mF mF UUHHE (2.28) 44 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Prema ovom modelu zavisnost koeficijenta trenja od poroznosti, odnosno od koncentracije ÿestica, je u potpunosti definisana karakteristikama ÿestica i fluida i uslova u stanju minimalne fluidizacije. To praktiÿno znaÿi da E zavisi samo od bezdimenzionog parametra U2mF/(H3mF U2t) koji se jednostavno može eksperimentalno odrediti. 2.1.5. Brzina odnošenja ÿestica Poveýavanjem brzine fluida u jednom momentu doýi ýe do odnošenja ÿestica iz kolone. Za odreĀivanje ove brzine (brzine odnošenja) polazi se od jednaÿine dobijene iz elementarnog bilansa sila: Df pfp t C dg U ˜ ˜˜˜ U UU 3 4 (2.29) Za nesferiÿne ÿestice se za rešavanje ove jednaÿine koristi grafiÿka zavisnost CD=f(Rept, \), a za sferiÿne ÿestice se koriste razliÿite korelacije za CD=CDs0=f(Rept). U literaturi postoji ÿitav niz empirijskih korelacija koje sa veýom ili manjom taÿnošýu interpretiraju eksperimentalne podatke u celom opsegu Rept brojeva od interesa. Khan i Richardson /1987/ su dali pregled korelacija CD=CDs0=f(Rept). 2.1.6. Kretanje ÿestica Ispitivanja kretanja ÿestica u sistemu teÿnost-ÿestice se svode na praýenje obeleženih ÿestica tehnikom transparentnog sloja, koji se formira korišýenjem teÿnosti koja ima približno isti stepen refrakcije kao i staklene sfere. Stepen ravnomernosti kretanja obeleženih ÿestica je najveýi u stanju minimalne fluidizacije kada ÿestice praktiÿno vibriraju i komponente vektora lokalne brzine ÿestice su približno iste. Poveýavanjem brzine fluida stepen ravnomernosti opada, pošto je kretanje u horizontalnoj ravni simetriÿno, ali su veýe brzine u aksijalnom pravcu. Makroskopski posmatrano, srednja brzina ÿestica u partikulativno fluidizovanom sloju je jednaka nuli, jer u svakom preseku koliÿina ÿestica koja se kreýe naviše je jednaka koliÿini ÿestica koje se kreýu naniže /Grbavÿiý, 1989/. U agregativno fluidizovanim sistemima gas-ÿestice je složenija situacija, s obzirom da znaÿajan uticaj na raspodelu ÿestica u sloju ima strujanje mehura kroz sloj. 2.1.7. Fluidizovani sistemi gas-ÿestice Usled kretanja mehura kroz sloj, fluidizovani sistemi gas-ÿestice (po pravilu agregativni sistemi) imaju niz specifiÿnih osobina. U sloju se jasno identifikuju tri zone: zona mehura, emulgovana faza i zona odnošenja. Ako se posmatra samo emulgovana faza, ona liÿi na sloj u minimalno fluidizovanom stanju i poroznost je u ovom delu priblizno jednaka Hmf. þestice se u emulgovanoj fazi kreýu haotiÿno, sliÿno Braunovom kretanju molekula. Gornja površina sloja nije sasvim stabilna, veý osciluje u manjim ili veýim 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 45 granicama. Usled kretanja mehura pad pritiska nije konstantan kao u sistemima teÿnost- ÿestice, veý fluktuira oko srednje vrednosti koja je jednaka efektivnoj težini sloja po jedinici površine. Stepen fluktuacije zavisi od veliÿine mehura i uÿestanosti njihovog pojavljivanja. Mehuri nastaju kad brzina gasa dostigne vrednost minimalne brzine fluidizacije. Daljim poveýavanjem protoka gasa emulgovana faza ostaje u stanju minimalne fluidizacije, a sav gas, koji se kreýe brzinom veýom od UmF, protiÿe kroz sloj u vidu mehura. Ponašanje mehura u sloju podseýa na kljuÿanje teÿnosti. Formiraju se na dnu sloja, putuju naviše, delimiÿno spajaju i prskaju na vrhu sloja. Usled podpritiska u donjem delu, povlaÿe za sobom agregate ÿestica i transportuju ih na vrh sloja. Deo mehura ispunjen ÿesticama naziva se unutrašnji vrtlog (“wake”) i obiÿno iznosi 1/3 ukupne zapremine mehura. Brzina gasa u emulgovanoj fazi ostaje približno konstantna i jednaka je UmF. Udeo mehura u sloju srazmeran je stepenu ekspanzije sloja. Uÿestanost pojavljivanja mehura zavisi od tipa raspodeljivaÿa gasa na dnu kolone i protoka gasa. Mali mehuri su sferiÿni, srednji su nepravilnog oblika, a veliki imaju oblik sferiÿne kape. Eksperimentalno je utvrĀeno da se mali mehuri penju sporo, a veliki brzo. Interakcijom mehura dolazi do njihove koalescencije, ÿime se stvaraju veýi mehuri i njihova brzina raste. Izlazeýi iz sloja, mehuri se rasprskavaju ali povlaÿe sa sobom odreĀenu koliÿinu ÿestica formirajuýi zonu odnošenja. Oni su zaslužni za intenzivno mešanje ÿestica u fluidizovanom sloju, što kao posledicu ima približno izotermske uslove u sloju i visoke lokalne koeficijente prenosa mase i toplote. 2.1.7.1. Modeli fluidizovanog sloja gas-ÿestice Karakteristike fluidizovanih sistema gas-ÿestice zavise od ponašanja mehura u sloju. Pri brzinama gasa iznad minimalne brzine fluidizacije, na ekspanziju sloja najviše utiÿe zapremina mehura. Kako se kroz sloj menja i veliÿina mehura i njihova uÿestanost, za predviĀanje ekspanzije sloja i raspodele ÿestica po zonama sloja je neophodan pouzdan model za odreĀivanje stvaranja mehura, njihov rast i koalescenciju, što je veoma važno sa aspekta analize prenosa toplote, mase, a naroÿito hemijskih reakcija. Kerkhof /2000/ je prikazao tri najÿešýe korišýena modela koji opisuju razmenu mase izmeĀu gasa i ÿvrste faze u fluidizovanom sloju: model ekspandovanog sloja, dvofazni model sa “by-pass”-om Subramanian-a i dr., i model agregativno fluidizovanog sloja Kunii-a i Levenspiel-a. Potpun i fiziÿki dosledan model fluidizovanog sloja morao bi da obuhvati i matematiÿki opiše brojne složene procese u fluidizovanom sloju: pojavu, rast i podizanje mehurova, oblik i raspored mehurova, kretanje i mešanje ÿestica sloja, strujanje gasa kroz mehur, oko mehura i u emulziji, itd. Ovako kompletan model nije uspostavljen, veý se postojeýi modeli zasnivaju na raznim uprošýenjima i pretpostavkama /Hilal i Gunn, 2002/. Dvofazni model je prvi model kojim je uspešno opisan fluidizovani sloj, jer je u obzir uzeta nehomogenost fluidizovanog sistema. Model pretpostavlja da se fluidizovani sloj sastoji od emulgovane faze, koja se nalazi u stanju minimalne fluidizacije i mehurova, kroz koje protiÿe višak vazduha preko protoka potrebnog za minimalnu fluidizaciju. Ovaj model postavio je Davidson /Rowe, 1971/, a dopunili su ga Kunii i Levenspiel /1969/. 46 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Eksperimentalno je utvrĀeno da je brzina dizanja usamljenog mehura u minimalno fluidizovanom stanju /Rowe, 1971/: bbr dg711.0U (2.30) gde je db-preÿnik sfere koja ima istu zapreminu kao mehur sa sferiÿnom kapom. Prethodna jednaÿina je analogna relaciji za taloženje ÿvrste sfere u fluidu. Ako se mehur predstavi kao ÿestica gustine Uf, a emulgovana faza kao pseudofluid gustine U, onda je brzina dizanja sfernog mehura: otporatkoeficijenifikovanimodC,)1( C3 dg4 U ' Dpf ' D bf br UHHU U U UU (2.31) Davidson-ov model prouÿava kretanje usamljenog mehura kroz fluidizovani sloj i bazira se na sledeýim pretpostavkama: - mehur je sfernog oblika i sadrži samo gas bez prisustva ÿestica, - mehur se kreýe kroz emulgovanu fazu na isti naÿin kao sfera kroz nestišljiv, neviskozan fluid ÿija je gustina jednaka srednjoj gustini emulzije U | Up ( 1-Hmf ), - gas struji kroz emulgovanu fazu kao nestišljiv viskozan fluid i u svim pravcima je zadovoljen Darcy-Weisbach-ov zakon, odnosno razlika brzina ÿestica i gasa proporcionalna je gradijentu pritiska po rastojanju z P kuu zÿesticegas w w  (2.32) - daleko od mehura pritisak u fluidizovanom sloju se menja linearno prema jednaÿini (2.14) i - pritisak gasa u mehuru je konstantan. Strujanje gasa kroz mehur prema Davidson-ovom modelu je prikazano na slici 2.6. Davidson je pokazao da je pritisak iznad mehura viši, a ispod mehura niži od pritiska okolnog gasa u emulziji na istoj horizontalnoj ravni. Ovaj gradijent pritiska uslovljava protok gasa kroz mehur, koji ulazi u mehur odozdo, što izaziva vrtloženje i dovodi do zatupastog oblika mehura. Ovo odstupanje oblika mehura od sfere je osnov za poboljšanja u drugim modelima fluidizovanog sloja. Ponašanje gasa u blizini mehurova zavisi od odnosa brzine mehura (Ubr) i brzine gasa u emulgovanoj fazi (Uf): - Kada je UbrUf (spori mehuri, mali db) gas ulazi na dnu mehura a izlazi na vrhu, jer je okolni gas brži od mehura i koristi ga kao put manjeg otpora. Mehur je stalno ispiran svežim gasom iz emulzije. U sluÿaju sporih mehura smatra se da je brzina recilkulacionog gasa kroz mehur (Ubg) tri puta veýa od brzine gasa u okolnoj emulziji: Ubg=3UmF. - Kada je Ubr!Uf (brzi mehurovi, veliki db) gas koji izlazi na vrhu mehura, struji naniže oko mehura i ponovo ulazi u njega pri dnu. Zona oko mehura kroz koju se gas vraýa, naziva se oblak. Što je odnos brzina Ubr/Uf veýi oblak je tanji jer manja koliÿina gasa recirkuliše oko mehura. 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 47 Odnos preÿnika oblaka (dc) i mehura (db) dat je u sledeýim izrazima: za dvodimenzioni mehur fbr fbr 2 b c UU UU d d   ¸¸¹ · ¨¨© § (2.33) za trodimenzioni mehur fbr fbr 3 b c UU U2U d d   ¸¸¹ · ¨¨© § (2.34) Slika 2.6. Strujanje gasa kroz mehur prema Davidson-ovom modelu Iznad odreĀene veliÿine mehur postaje nestabilan i spontano se raspada na više manjih mehura. Harrison /Rowe, 1971/ je postavio kriterijume za procenu stabilnosti mehura: - UbrUt, stabilan mehur, - Ubr=Ut, mehur maksimalno stabilnog preÿnika i - Ubr!Ut, nestabilan mehur. Model koji su postavili Kunii i Levenspiel /1969/, razmatra agregativno fluidizovani sloj, u kome je zanemarljivo postojanje kanala i ÿepova, a preÿnik mehura je uniforman (slike 2.7 i 2.8). Modelovanje mehura u sloju zasniva se na Davidson-ovom modelu, a dodatno se razmatra kretanje ÿestica u emulgovanoj fazi. Pretpostavke na kojima se model Kunii-a i Levenspiel-a zasniva su: 48 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju - usled podpritiska ispod mehura svaki mehur koji se kreýe u fluidizovanom sloju za sobom povlaÿi paket ÿestica (vrtlog), što je eksperimentalno potvrĀeno /Rowe, 1971/. Zapreminski udeo vrtloga u mehuru je: b w w V V D (2.35) - vrtlog iza mehura kreýe se zajedno sa mehurom, brzinom koja je jednaka brzini mehura. Pri ovome postoji stalna razmena ÿestica vrtloga sa ÿesticama iz emulzije. Na vrhu sloja mehur prska, ÿestice padaju nazad u sloj kreýuýi se naniže brzinom Us, - relativna brzina emulzije odreĀuje se na osnovu izraza: s mF mF sfe U U UUU H  (2.36) Prethodni izraz ukazuje da ako je brzina povratnog toka ÿestica velika, gas u emulziji može pod njegovim uticajem promeniti smer kretanja. U kolonama sa intenzivnim povratnim tokom ÿestica ovo je i eksperimentalno potvrĀeno. Slika 2.7. Model agregativno fluidizovanog sloja Kunii-a i Levenspiel-a Slika 2.8. Struktura mehura u sloju Dvofazni model navodi znaÿajne veliÿine za opis agregativno fluidizovanog sloja: - brzina dizanja roja mehura: br2mF01b UUUU ˜<< (2.37) gde konstante <1 i <2 zavise od vrste materijala po Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji. - udeo mehura u sloju: slojaaminzapre mehuraaminzapre G (2.38) - veza izmeĀu udela mehurova u sloju i radne visine sloja (stepena ekspanzije): f mf mF f L L 1 1 1 H H G (2.39) 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 49 - veza radne brzine gasa, brzine i udela mehura proizilazi iz bilansa protoka postavljenom za popreÿni presek sloja: G GG mFmF0b U3U)1(UU (2.40) 2.1.7.2. Mešanje gasa i ÿestica u fluidizovanom sloju gas-ÿestice Važna karakteristika agregativnog fluidizovanog sloja je intenzivno mešanje ÿije su posledice: ravnomerno temperaturno polje, visoki koeficijent prelaza toplote na uronjene površine, intenzivno proticanje hemijskih reakcija na površini ÿestice, itd. Smatra se da je postojanje i kretanje mehura glavni uzrok intenzivnog mešanja u fluidizovanom sloju. U fluidizovanom sloju se javljaju dva osnovna vida kretanja ÿvrstih ÿestica: haotiÿno kretanje pojedinaÿnih ÿestica i usmereno kretanje (cirkulacija) veýih grupa ÿestica. Kretanje mehura izaziva drugi tip kretanja ÿestica. Na svom putu kroz sloj mehuri povlaÿe pakete ÿestica u tzv. vrtlogu, a u osloboĀenom prostoru i deo ÿestica iz emulzije, transportujuýi ih naviše. Usled stacionarnosti sloja, ovo kretanje ÿestica naviše dovodi do kretanja ÿestica naniže u nekom drugom delu sloja. Materijali grupe D po Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji obrazuju fluidizovane slojeve u kojima je ovakvo mešanje ÿestica slabije izraženo nego kod fluidizovanih slojeva koje ÿine materijali iz grupa A i B. Mešanje gasa u emulziji sastoji se iz molekularnog kretanja u gasu, turbulentnog kretanja u gasu i usmerenog kretanja gasa kao posledica usmerenog kretanja ÿestica. Prva dva naÿina mešanja gasa u emulziji bitna su za odvijanje procesa na površini ÿestica fluidizovanog sloja ili krupnih ÿestica ubaÿenih u sloj. Makroskopski gledano, mešanje gasa u emulgovanoj fazi posledica je treýeg naÿina mešanja. Mešanje gasa u emulziji veoma je znaÿajno za odvijanje hemijskih procesa u fluidizovanom sloju. Princip mešanja gasa izmeĀu mehura i emulgovane faze opisan je u Davidson-ovom modelu fluidizovanog sloja /Rowe, 1971/. Ovaj model ne pravi razliku izmeĀu gasa u oblaku mehura i gasa u emulziji. Kunii i Levenspiel /1969/ uvode novinu razmatranjem razmene gasa izmeĀu mehura i oblaka i razmene gasa u oblaku i gasa u emulziji. 2.1.7.3. Prenos toplote u fluidizovanom sloju gas-ÿestice Usled intenzivnog mešanja i visokih vrednosti toplotnog kapaciteta ÿvrstih ÿestica, u fluidizovanom sloju se ostvaruju veliki koeficijenti prelaza toplote. Stoga su sledeýe pretpostavke opravdane: - temperatura ÿestica je ravnomerna, - izlazni gas je u ravnoteži sa ÿesticama, - sloj je izoterman usled velike površine raspoložive za razmenu i velikog toplotnog kapaciteta ÿvrstih ÿestica. 50 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Prenos toplote izmeĀu gasa i ÿestica u fluidizovanom sloju se odvija konvektivnim mehanizmom. Toplotni protok (Q) je proporcionalan dodirnoj površini fluid-ÿvrsto (At) i pogonskoj sili ('T=Tf-Tp): pftp TTAhQ ˜˜ (2.41) Pri konvektivnom prenosu toplote se simultano odvijaju molekulski prenos toplote (provoĀenje) na raÿun kretanja molekula i kretanje spaketas ÿestica fluida (vrtloga) u turbulentnom toku koji doprinose znatno boljem prenosu toplote. Pri konvektivnom prenosu toplote formira se toplotni graniÿni sloj, u kome je laminarni podsloj glavni otpor prenosu toplote usled prenosa toplote samo molekulskim mehanizmom. Poveýanjem turbulencije debljina laminarnog podsloja se smanjuje i koeficijent prenosa toplote (hp) raste. U fluidizovanom sloju konvektivni prenos toplote se poboljšava usled turbulencije izazvane kretanjem ÿestica. Posledica intenzivnog mešanja i velike specifiÿne površine ÿestica u sloju je intenzivna razmena toplote izmeĀu ÿvrstih ÿestica i gasa. Stoga prenos toplote nije ograniÿavajuýi faktor pri organizovanju procesa u fluidizovanom sloju. Intenzivan prenos toplote izmeĀu gasa i ÿestica dovodi do toga da se na veoma malom rastojanju od distribucione rešetke temperature ÿestica i gasa praktiÿno izjednaÿe. Ovo rastojanje se poveýava sa porastom preÿnika ÿestica fluidizovanog sloja zbog smanjenja ukupne površine za razmenu toplote. 2.1.7.4. Empirijske korelacije za odreĀivanje koeficijenta prelaza toplote izmeĀu gasa i ÿestica u fluidizovanom sloju Mehanizmi prenosa toplote izmeĀu gasa i ÿvrstih ÿestica za nepokretni i fluidizovani sloj su sliÿni. Standardnu korelaciju za prenos toplote izmeĀu gasa i usamljene ÿestice dali su Ranz i Marshall /Ranz, 1952/: 3/12/1p g pp p PrRe6.02 dh Nu ˜˜ O ˜ (2.42) Kunii i Levenspiel /1969/ su predložili korelaciju za prenos toplote izmeĀu gasa i ÿestica u fluidizovanom sloju, koja interpretira rezultate veýeg broja autora: 3.1p g pp p Re03.0 dh Nu ˜ O ˜ (2.43) Gunn /1978/ je pri obradi eksperimentalnih podataka razmatrao samo aksijalno molekularno provoĀenje toplote kroz gas i postavio je sledeýu korelaciju za fluidizovani sloj: 33.07.0p2 33.02.0 p 2 p PrRe2.14.233.1 PrRe7.015107Nu ˜˜HH ˜˜˜HH (2.44) Pregled korelacija za prenos toplote u fluidizovanim slojevima su dali Chauk i Fan /1998/. 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 51 2.2. OPŠTE KARAKTERISTIKE DVOFAZNOG VERTIKALNOG TOKA FLUID-þESTICE Modelovanje dvofaznog toka fluid-ÿestice je od kljuÿnog znaÿaja za praktiÿnu primenu fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva sa cevnim umetkom. U ovim sistemima se kroz cevni umetak odvija vertikalni transport inertnih ÿestica i stoga ýe u ovom poglavlju biti predstavljene osnovne karakteristike sistema sa vertikalnim dvofaznim tokom fluid-ÿestice. U literaturi se mogu naýi rezultati velikog broja ispitivanja vertikalnog toka fluid- ÿestice. Veýina radova se odnosi na sisteme za transport ÿestica gasom, iako je prvobitni industrijski interes bio vezan za hidrauliÿki transport. Vertikalni dvofazni tok smeše fluid- ÿestice se istražuje ne samo sa aspekta transporta ÿestica, veý i sa aspekta primene u razliÿitim hemijskim reakcijama, procesima sušenja zrnastih materijala /Valent, 2001/, a u poslednje vreme i procesima sušenja suspenzija na inertnim ÿesticama /Blasco i dr., 1996/. Pored toga, naizgled razliÿiti sistemi kontakta fluid-ÿestice u sebi sadrže elemente vertikalnog dvofaznog toka, kao što su brza fluidizacija, fontanski i fontansko-fluidizovani slojevi sa kontrolisanim strujanjem faza i recirkulacioni fluidizacioni slojevi, te je za praktiÿnu realizaciju bilo kog od ovih sistema bitno razumevanje ovog fenomena. Projektovanje i praktiÿna realizacija navedenih sistema sa elementima dvofaznog vertikalnog toka još uvek se bazira na iskustvu i eksperimentalnim ispitivanjima. 2.2.1. Režimi vertikalnog toka gas-ÿestice Pri vertikalnom transportu ÿestica gasom u zavisnosti od protoka ÿestica moguýi su ražliÿiti režimi strujanja. Pri dovoljno visokom protoku gasa, energija gasa je dovoljna da u napojnoj taÿki (z=0, slika 2.9) disperguje ÿestice u uniformnu disperziju, tako da je zapreminska koncentracija ÿestica u cevi konstantna. U napojnoj taÿki brzina ÿestica je jednaka nuli, a zatim ÿestice poÿinju da ubrzavaju, da bi nakon izvesnog rastojanja u transportnoj cevi dostigle konaÿnu, stacionarnu, brzinu kretanja (slika 2.10). Rastojanje izmeĀu napojne taÿke i visine cevi na kojoj brzina ÿestica postaje konstantna predstavlja zonu ubrzavanja ÿestica. Koncentracija ÿestica je najveýa neposredno iznad napojne taÿke, duž transportne cevi se smanjuje i na kraju zone ubrzavanja dostiže svoju konaÿnu vrednost. Pritisak je najveýi u napojnoj taÿki i opada sa rastojanjem duž cevi. Izvan zone ubrzavanja pritisak nastavlja da opada, ali linearno u funkciji rastojanja, što znaÿi da je u stacionarnoj zoni transporta gradijent pritiska konstantan. Iz jednaÿine kontinuiteta za ÿestice: )1(vA G dpp HU (2.45) proizilazi da je duž transportne linije v(1-H)=const., što predstavlja površinsku brzinu ÿestica: 52 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju )1(v A G c dp p s H U (2.46) veliÿinu analognu površinskoj brzini fluida: H U uA G U df p (2.47) Slika 2.9. Sistem sa vertikalnim transportom ÿestica Slika 2.10. Šematski prikaz promene v, p i H duž transportne cevi S obzirom da se brzina ÿestica asimptotski približava svojoj konaÿnoj vrednosti, dužina zone ubrzavanja zavisi od postavljenog kriterijuma i obiÿno je to uslov da je v/vkonaÿno=0.99. Prema Littman-u i dr. /1993/ ova zona se može okarakterisati i kao zona usporavanja, s obzirom da se u njoj ÿestice ubrzavaju u odnosu na zid transportne cevi, a usporavaju u odnosu na gasovitu fazu. U daljem tekstu ýe se za opisivanje dvofaznog toka koristiti pojam “zona ubrzavanja”. U vertikalnom dvofaznom toku gas-ÿestice mogu se identifikovati dva graniÿna režima pneumatskog transporta: “gust” i “redak” vertikalni tok ÿestica. Postepenim smanjenjem brzine gasa, pri konstantnom masenom protoku ÿestica, poveýavaýe se koncentracija ÿestica u transportnoj cevi. Nakon dostizanja brzine gasa koja nije dovoljna da obezbedi stabilan “redak” tok ÿestica, poÿinje postepeni prelaz u režim “gustog” toka. Daljim smanjenjem brzine gasa pneumatski transport se može odvijati kroz ÿitav niz režima, zavisno od karakteristika ÿestica i fluida, kao i od preÿnika cevi. Ispod neke kritiÿne vrednosti brzine gasa pneumatski transport postaje nestabilan, ÿestice poÿinju da fluidizuju, da bi se na kraju oformio pakovani sloj. Moguýi režimi pneumatskog transporta ÿestica sa promenom brzine gasa pri konstantnom masenom protoku ÿestica su šematski prikazani na slici 2.11. Prema Leung-u /1980 b/ postoje dva tipa transformacije iz “retkog” u “gusti” tok, transport sa zagušivanjem i transport bez zagušivanja. Pri velikim brzinama gasa ÿestice su ravnomerno 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 53 dispergovane u struji gasa (a, slika 2.11), tj. odvija se uniformni vertikalni transport sa malom zapreminskom koncentracijom ÿestica (“redak” tok). Ako se pri minimalnom smanjenju brzine gasa izazove nagli prelaz iz “retkog” u “gust” vertikalni tok ÿestica sa mehurima gasa (b, slika 2.11) onda je to sistem sklon zagušivanju. U ovom režimu strujanje dvofazne smeše naviše je analogno strujanju u agregativno fluidizovanom sloju. Daljim smanjenjem brzine gasa dolazi do naglog prelaza u transport sa klipovima gasa i klipovima (ÿepovima) ÿestica (c, slika 2.11). U sluÿaju da smanjenjem brzine gasa ne dolazi do nagle transformacije izmeĀu “retkog” i “gustog” toka ÿestica, sistem nije sklon zagušivanju. Pri ovome se smanjivanjem brzine gasa u relativno širokom opsegu postepeno poveýava koncentracija ÿestica u transportnoj cevi i poÿinje stvaranje manjih ili veýih agregata ÿestica (d, slika 2.11). Daljim smanjenjem brzine gasa poveýava se broj i veliÿina agregata i sistem polako prelazi u režim “gustog” vertikalnog toka sa mehurima gasa (b, slika 2.11). Pri odreĀenoj brzini gasa vertikalni transport ýe se odvijati u vidu klipova gasa i klipova ÿestica (c, slika 2.11). Slika 2.11. Moguýi režimi pri vertikalnom toku smeše gas-ÿestice /iz Grbavÿiý, 1989; adaptirano prema Leung-u, 1980 b/ 54 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Dužina klipova i uÿestanost njihovog pojavljivanja zavisi od vrste, gustine, raspodele veliÿina ÿestica i od relativnog odnosa masenog protoka gasa prema masenom protoku ÿestica. Smatra se da trenutak pojave klipova oznaÿava taÿku minimalne brzine gasa za stabilan “redak” dvofazni tok gas-ÿestice, s obzirom da nakon toga i relativno malo smanjenje brzine gasa rezultuje u naglom porastu uÿestanosti stvaranja klipova. Smanjenjem brzine gasa, od trenutka pojave klipova, poveýava se veliÿina i uÿestanost pojavljivanja klipova, dok brzina njihovog kretanja opada. Daljim smanjenjem brzine gasa pojedini klipovi se raspadaju i ponovo formiraju ÿineýi sistem vrlo nestabilnim. Pri vrlo malim brzinama gasa transport se pretvara u sporo potiskivanje velikih klipova ÿestica u vidu pakovanog sloja naviše, da bi se konaÿno pri nekoj minimalnoj vrednosti brzine gasa dvofazni sistem zagušio. Moguýe je i drugaÿije ponašanje, odnosno da se izmeĀu “retkog” toka i toka u vidu velikih klipova ÿestica ne mogu jasno razgraniÿiti prelazne oblasti. U literaturi postoje brojni pokušaji da se generalizuje ponašanje vertikalnog toka gas-ÿestice i da se postave kriterijumi za procenu ponašanja u konkretnom sluÿaju, meĀutim svi oni su kvalitativnog karaktera /Grbavÿiý, 1989/. U cevima veýeg preÿnika problem postaje složeniji, s obzirom da je profil brzina ÿestica izrazito paraboliÿan. U velikim cevima ÿesto nije moguýe ostvariti stabilan transport ÿestica bez povratnog kretanja ÿestica naniže uz zidove transportne cevi. Na kretanje dvofaznog toka gas-ÿestice znaÿajan uticaj može imati i naelektrisavanje ÿestica usled trenja o zidove cevi /Littman i dr., 1993; Zhang i dr., 1996/. Koliki ýe taj uticaj biti zavisi od vrste ÿestica i materijala cevi. Ova pojava je naroÿito izražena pri transportu sitnih ÿestica, koje usled elektrostatiÿkih sila mogu formirati agregate i do 20 puta veýeg preÿnika, tako da smeša postaje izrazito polidisperzna i nepredvidljivog ponašanja. Drugi pristup za procenu režima strujanja, kada nije moguýa vizuelna procena, je baziran na merenju fluktuacije lokalnog pritiska na zidu transportne cevi. Pored podele na sisteme koji su skloni ili nisu skloni zagušivanju, granica izmeĀu “retkog” i “gustog” toka se može odrediti iz zavisnosti gradijenta pritiska od brzine gasa, pri konstantnom masenom protoku ÿestica (slika 2.12). U literaturi postoji više modela koji se zasnivaju na razliÿitim pretpostavkama. Prva pretpostavka je da minimum na krivoj (- dP/dz)=f(Ut) odgovara poÿetku zagušivanja. Druga pretpostavka za Uc uzima tangentu na krivu (-dP/dz)=f(Ut), kada se brzina gasa smanjuje. Treýa pretpostavka je da je koncentracija ÿestica u taÿki zagušenja konstantna za sve sisteme. Slika 2.12. Gradijent pritiska u zavisnosti od brzine gasa u vertikalnom toku gas- ÿestice /iz Grbavÿiý, 1989/ 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 55 Proširujuýi Leung-ov /1980b/ rad, Chong i Leung /1986/ su došli do zakljuÿka da su moguýa dva tipa zagušivanja u zavisnosti od karakteristika “retkog” toka. Razliÿite modele za predviĀanje ponašanja dvofaznih sistema gas-ÿestice, tj. da li je sistem sklon ili nije sklon zagušivanju, predložili su Yousfi i Gau /1974/, Smith /1978/ i Yang /1983/ (tabela 2.3). Prema Capes-u i Nakamura-i /1973/ nije precizno definisana granica izmeĀu “retkog” i “gustog” toka i prilikom transformacije dvofaznog toka izmeĀu ova dva režima moguý je ÿitav niz nestabilnih ponašanja. Tabela 2.3. Korelacije za ocenu globalnog ponašanja vertikalnog toka gas-ÿestice autor korelacija sklon zagušivanju nije sklon zagušivanju Yousfi i Gau /1974/ )dg/(U p 2 t >140 <140 Yang /1977/ )Dg/(U d 2 t >0.12 <0.12 Smith /1978/ * d 1n t Dg )1(nU HH  4.2n),Dg/(U d 2 t 6.4n),Dg/(U d 2 t >0.41 >0.59 >0.95 <0.41 <0.59 <0.95 * n je Richardson-ov i Zaki-ev eksponent /Khan i Richardson, 1989/ Bi i dr. /1993/ su klasifikovali pojavu zagušivanja u tri kategorije na osnovu tri nezavisna pokretaÿka mehanizma. Zagušivanje tipa A (akumulativno zagušivanje) nastaje kada ÿestice poÿnu da se akumulišu na dnu transportne cevi usled smanjenja protoka gasa do vrednosti koja ne može da obezbedi stabilan tok za odreĀeni maseni protok ÿestica. Do zagušivanja tipa B (zagušivanje prouzrokovano ograniÿenjima ventilatora ili sistema za doziranje ÿestica) dolazi kada sistem za uvoĀenje gasa ne obezbeĀuje potrebnu silu potiska za egzistenciju stabilnog dvofaznog toka ili sistem za doziranje ÿestica ne može da ostvari potrebni maseni protok ÿestica. Zagušivanje tipa C (klasiÿno zagušivanje) odgovara prelazu iz “retkog” u režim “gustog” toka. Od ova tri tipa zagušivanja, tipovi A i B zavise od prirode samog dvofaznog toka gas-ÿestice, s obzirom da se tip B može uvek izbeýi, na primer poveýanjem kapaciteta ventilatora ili izmenom sistema za doziranje u smislu poveýanja protoka ÿestica. Kada je sistem za pneumatski transport tako projektovan da se mogu izbeýi nestabilnosti toka prouzrokovanih zagušivanjem tipa B i C, onda dvofazni tok gas-ÿestice prelazi iz režima brze fluidizacije u režim gustog transporta sa poveýanjem brzine cirkulacije ÿestica ili sa smanjenjem brzine gasa /Bi i Grace, 1999/, kao što je ilustrovano na slici 2.13. Radni režim brze fluidizacije u cirkulacionim fluidizacionim slojevima je ograniÿen brzinom zagušivanja tipa A (gornja granica) i brzinom zagušenja tipa C (donja granica) /Bai i dr., 1998/. U literaturi postoje razliÿite definicije i metode merenja brzine zagušenja za sisteme u kojima je protok ÿestica konstantan. Uobiÿajeni pristup procene zagušivanja je da se poÿetak zagušivanja vezuje za taÿku na dijagramu zavisnosti gradijenta pritiska od brzine gasa u kojoj pri maloj promeni brzine gasa dolazi do oštre eksponencijalne promene 56 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju gradijenta pritiska /Smith, 1978; Briens i Bergougnou, 1986; Zenz i Othmer, 1960/. Prema Leung-u /1980a/ minimum gradijenta pritiska u transportnoj cevi u zavisnosti od brzine cirkulacije ÿestica, pri konstantnoj brzini gasa, razdvaja režim “gustog” i “retkog” transporta i eksperimentalno je utvrdio da interna recirkulacija ÿestica poÿinje odmah nakon dostizanja brzine gasa pri kojoj je gradijent pritiska minimalan, što predstavlja poÿetak zagušivanja /Bi i Grace, 1999/. Slika 2.13. Mapa prelaza izmeĀu gustog dvofaznog toka gas-ÿestice, brze fluidizacije i retkog pneumatskog transporta sa smanjenjem brzine gasa pri konstantnoj brzini cirkulacije ÿestica /Bi i Grace, 1999/ Smanjivanjem brzine gasa ispod ove vrednosti, struktura dvofaznog toka gas-ÿestice prelazi u agregativni tok suspenzije (sa mehurima gasa) /Leung, 1980a/, u tok sa centralnim jezgrom retkog toka ÿestica naviše i anularnog dela sa gustim tokom ÿestica naniže /Capes i Nakamura, 1973/ ili u heterogeni tok /Bi i Fan, 1991/. Yousfi i Gau /1974/ su definisali pojavu zagušivanja kao stanje u kom se agregati ÿestica (klipovi) proširuju po celom popreÿnom preseku transportne cevi, a koje se može lako vizuelno zapaziti. Prema tome, u stanju zagušivanja ÿestice se transportuju u vidu agregata (klipova). Capes i Nakamura /1973/ su ovu pojavu zapazili u nekim sluÿajevima (dvofazni sistemi sa ÿesticama velike gustine, kao što su ÿeliÿne kuglice) da zagušivanje poÿinje pri brzini gasa 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 57 ispod vrednosti brzine na kojoj se primeýuje recirkulacija ÿestica. Oni su definisali zagušivanje kao taÿku u kojoj poÿinje interna recirkulacija ÿestica. Satija i dr. /1985/ su koristili promene fluktuacija pritiska i standardne devijacije za klasifikovanje režima strujanja i odreĀivanje stanja zagušivanja. Mok i dr. /1989/ su koristili metod za karakterizaciju režima toka, koji je baziran na promeni srednje koncentracije ÿestica sa promenom masenog protoka ÿestica pri konstantnoj brzini gasa. Bai i dr. /1998/ su predložili dinamiÿku metodu kojom se mogu odrediti brzine zagušenja tipa A i tipa C, kao i odgovarajuýe poroznosti izvoĀenjem jednog eksperimenta sa kontrolisanom brzinom ÿestica do ulaza u transportnu cev iz jednog suda i prikupljanjem iznešenih ÿestica iz transportne cevi u drugi sud. Tokom ovog eksperimenta brzina gasa se održava na konstantnoj vrednosti, protok ÿestica se postepeno i kontrolisano poveýava, a pritisci se mere u karakteristiÿnim taÿkama sistema. Yang /2004/ je ukazao na znaÿajnu razliku izmeĀu akumulativnog i klasiÿnog zagušivanja u odnosu na preÿnik cevi i karakteristike ÿestica (grupa A, B, C ili D prema Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji). On je predložio postupak za odreĀivanje radnog režima za cirkulacione fluidizovane slojeve defininišuýi granicu zagušivanja i granicu poÿetka brze fluidizacije. Costa i dr. /2004/ su prouÿavali promene režima i nestabilnosti toka u vertikalnom transportu krupnih ÿestica primenjujuýi razliÿite sisteme za doziranje ÿvrstih ÿestica (pužni transporter, gravitacioni dozer i sistem sa fontanskim slojem). Promene režima transporta i brzine zagušivanja su identifikovane na osnovu kombinovane analize sledeýih zavisnosti: gradijenta pritiska od brzine, fluktuacija pritiska od poroznosti i poroznosti od brzine. Oni su došli do zakljuÿka da za datu vrednost protoka gasa i masenog protoka ÿestica tip sistema za doziranje ne utiÿe na gradijent pritiska. 2.2.2. Model za izraÿunavanje osnovnih fluido-dinamiÿkih parametara retkog dvofaznog toka gas-ÿestice u zoni ubrzavanja Suštinski problemi modelovanja dvofaznog retkog toka gas-ÿestice nisu znaÿajnije razrešeni nakon Leung-ove /1980a/ analize. Leung /1980a/ je naglasio da su opšte prihvaýene jednaÿine kontinuiteta za pojedinaÿne faze i bilans koliÿine kretanja za dvofaznu smešu, i pored toga što se mogu postaviti i dve jednaÿine za bilans koliÿine kretanja za opisivanje dvofaznog toka gas-ÿestice /Littman i dr., 1993/. Za jednodimenziono strujanje smeše fluid-ÿestice jednaÿine kontinuiteta za fluid i ÿestice su, respektivno: fdf Gdz d uA dz d HU (2.48) G dz d vA1 dz d pdp UH (2.49) 58 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Bilans koliÿine kretanja jednodimenzionog strujanja smeše nestišljivog fluida i ÿestica može se prikazati prema Leung-u /1980a/, pod pretpostavkom da su karakteristike gasa konstantne /Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993/: > @ > @ wfpd2p2f F - g + ) - (1 - dzdp- = v ) - (1 dzd + ) u ( dzd HUHU»¼º«¬ªHUHU (2.50) gde Fw predstavlja gradijent pritiska usled trenja smeše gas-ÿestice o zidove cevi i na osnovu analogije sa strujanjem fluida kroz prav cevni vod i Blasius-ovog rešenja /Bird i dr., 1960/ definisan je kao: Fw=4Ww/Dd. Jednaÿina (2.50), uz korišýenje jednaÿina kontinuiteta (jednaÿine 2.48 i 2.49), se može transformisati u oblik /Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993/: > @ w d p d f fp d F dz dv A G dz du A G + ) - (1 dz dp - »¼ º«¬ ª HUHU »¼ º«¬ ª (2.51) po kome je ukupni gradijent pritiska jednak zbiru statiÿke težine ÿestica, ubrzanja smeše gas-ÿestice i trenja smeše gas-ÿestice o zidove cevi. Individualni bilansi koliÿine kretanja za fluid i ÿestice /Nakamura i Capes, 1973; Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993/, respektivno su: F - ) v-(u - g - dz dp - = ) u ( dz d f 2 f d2 f EUH»¼ º«¬ ªHHU (2.52) > @ F - ) - (1 g - ) v-(u + dz dp - ) - (1 = v ) - (1 dz d pp 2d2 p HUE»¼ º«¬ ªHHU (2.53) Kao što je navedeno, bilans koliÿine kretanja za smešu gas-ÿestice je opšte prihvaýen, meĀutim sporan je bilans koliÿine kretanja za ÿestice i u literaturi postoji nekoliko jednaÿina. Neke od njih su: Soo /1967, preuzeto iz Littman i dr., 1993/: F - ) - (1 g - ) v-(u = dz dv v)1( pp 2 p HUEHU (2.54) Gidaspow i Solbrig /1976, preuzeto iz Littman i dr., 1993/: F)vu(g)1(= dz )vu(d 2 )1( p 2 p 2 p EUHHU (2.55) Klinzing i dr. /1986, preuzeto iz Littman i dr., 1993/: F)vu(g))(1( dz dp )1(= dz dv v)1( efp d p EUUH»¼ º«¬ ªHHU (2.56) U jednaÿinama (2.50) do (2.53) i (2.56), pd je srednji lokalni pritisak fluida. U jednaÿini (2.56) Fe je elektrostatiÿka sila koja uzima u obzir uticaj elektrostatiÿkog naelektrisanja ÿestica, dok je sila trenja izmeĀu fluida i ÿestica proporcionalna relativnoj brzini izmeĀu 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 59 ÿestica E(u-v), a ne kvadratu relativne brzine E(u-v)2 (ÿlan E(u-v) se uobiÿajeno koristi za sitne ÿestice /Littman i dr., 1993/). Ne može se utvrditi da neka od jednaÿina (2.54) do (2.56) daje bolja rešenja na osnovu poreĀenja sa jednaÿinom (2.53) /Littman i dr., 1993/. Da bi se u odreĀenom sistemu odredili pad pritiska, brzina fluida, brzina ÿestica i poroznost, pored jednaÿina kontinuiteta (jednaÿine 2.48 i 2.49), bilansa koliÿine kretanja smeše fluid-ÿestice (jednaÿina 2.50) i bilansa koliÿine kretanja za ÿestice (jednaÿina 2.53), potrebne su i odgovarajuýe korelacije za predviĀanje gradijenta pritiska usled trenja fluid- ÿestice (E) i ÿestice-zid transportne cevi (Fp) /Grbavÿiý, 1989/. Za gradijent pritiska usled trenja smeše fluid-ÿestice o zidove transportne cevi pretpostavlja se aditivni karakter, tj. da se može razdvojiti na gradijent pritiska usled trenja fluid-zid i gradijent pritiska usled trenja ÿestice–zid transportne cevi: d w pfw D 4 FF = F W  (2.57) Može se uoÿiti da se sabiranjem jednaÿina (2.52) i (2.53) dobija jednaÿina (2.50). Oba gradijenta pritiska usled trenja o zidove cevi se mogu predstaviti jednaÿinama Faning-ovog tipa: (2.58) D/ u f 2 = F d2fff HU D/ v ) - (1 f 2 = F d2ppp HU (2.59) U jednaÿini (2.59) se obiÿno grupa Hu2 zamenjuje sa u2 ili U2 što raÿunski ne predstavlja neku razliku s obzirom da je vrednost poroznosti bliska jedinici. Kombinacijom bilansa koliÿine kretanja primenjenih na ekspanziju partikulativno fluidizovanog sloja (jednaÿine 2.17 i 2.18) dobija se izraz: U )1(g)( dz dP U 2 fp 3 2 3 HUUH »¼ º«¬ ªH E (2.19) Za definisanje zavisnosti koeficijenta trenja fluid-ÿestice (E) od poroznosti sloja neophodno je poznavati zavisnost izmeĀu brzine fluida (U) i poroznosti (H) u jednaÿini (2.19), koja je u naÿelu nepoznata. Postoje brojne empirijske i poluempirijske zavisnosti U=f(H), ali njihova primenljivost u širokom opsegu promenljivih je ograniÿena. Na osnovu ovih zapažanja Grbavÿiý i dr. /1991/ su razvili model za predviĀanje zavisnosti koeficijenta trenja fluid- ÿestice od poroznosti primenom principa varijacionog raÿuna (jednaÿine 2.24 do 2.28). Opšte preporuÿen pristup za predviĀanje pada pritiska u “retkom” dvofaznom toku gas-ÿestice je da se ukupni pad pritiska sastoji iz tri individualna doprinosa: usled ubrzanja, usled gravitacije (tj. statiÿke težine ÿestica) i trenja smeše gas-ÿestice o zid transportne cevi. Može se uoÿiti da se prema jednaÿini (2.51) ukupni gradijent pritiska sastoji iz doprinosa statiÿke težine ÿestica, ubrzanja smeše gas-ÿestice i trenja smeše gas- ÿestice o zidove cevi. 60 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Uobiÿajen pristup veýine autora /napr. Capes i Nakamura, 1973; Yang, 1978; Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993, Gariý i dr., 1995/ za odreĀivanje koeficijenta trenja fluid-zid cevi, definisan jednaÿinom (2.58), je pretpostavka da se on može prikazati korelacijom za stacionarno turbulentno strujanje fluida bez prisustva ÿestica, tj. da se može odrediti prema korelaciji za standardni faktor trenja fluid-granica sistema, koja bazira na Blasius-ovom rešenju za strujanje fluida kroz glatke cevi /Bird i dr., 1960/: (2.60) Re0.0791/ = f 0.25f Koeficijent trenja ÿestice-zid transportne cevi se može odrediti na osnovu brojnih korelacija iz literature za režim “retkog” toka. Interesantno je napomenuti da veýina autora u svojim korelacijama ne uzima u obzir koncentraciju ÿestica u transportnoj cevi (poroznost), koja je sigurno važan parametar u “retkom” transportu gas-ÿestice /Yang, 1978/, gde su brojni sudari ÿestica sa zidom transportne cevi direktno proporcionalni koncentraciji ÿestica (1-H). TakoĀe, Sankar i Smith /1986/ i Littman i dr. /1993/ su ukazali da treba biti vrlo oprezan pri izboru korelacije, s obzirom da su one izvedene na osnovu ispitivanja razliÿitih sistema i da su dobili velika rasipanja predviĀenih vrednosti u odnosu na njihove eksperimentalne podatke. Pored ovoga, prema Littman-u i dr. /1993/ i Zhang-u i dr. /1996/ ne bi trebalo zanemariti uticaj elektrostatiÿkih sila na ponašanje “retkog” dvofaznog toka gas-ÿestice. Littman i dr. /1993/ tvrde da znatno veýe vrednosti koeficijenata trenja ÿestice-zid transportne cevi iz literaturnih podataka koje su analizirali u odnosu na vrednosti koje su oni dobili u dobro uzemljenom sistemu, pri približno istim radnim uslovima, potiÿu usled elektrostatiÿkog efekta ÿestica. Oni takoĀe preporuÿuju ukljuÿenje ovih efekata u korelacije za koeficijent trenja ÿestice-zid cevi. Veýina najÿešýe korišýenih korelacija za odreĀivanje koeficijenta trenja ÿestice-zid transportne cevi u pneumatskom transportu su prikazali u svojim radovima Sankar i Smith /1986/ i Gariý i dr. /1995/. Od direktnih empirijskih korelacija ovde ýe biti navedene tri: Capes i Nakamura /1973/: (2.61) v0483.0 = f 22.1p  Yang /1978/: »¼ º«¬ ª HH H »¼ º«¬ ª HH H   Re Re )1( )1( 0410.0 =f:5.1U/U Re Re )1( )1( 0126.0 =f:5.1U/U t 021.1 3pt t 979.0 3pt % (2.62) Gariý i dr. /1995/: »¼ º«¬ ª H H H U/ u - 1 0.0017 = U U - 1 f ts -1.5 t 3 p (2.63) 2.2.3. Model za izraÿunavanje osnovnih fluido-dinamiÿkih parametara “retkog” dvofaznog toka gas-ÿestice van zone ubrzavanja (stacionarno strujanje) Nakon ulaska u transportnu cev ÿestice se ubrzavaju (u odnosu na zid cevi) od poÿetne do konaÿne vrednosti brzine, koncentracija ÿestica opada, takoĀe, od poÿetne do 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 61 konaÿne vrednosti. Izvan zone ubrzavanja pritisak se menja linearno po visini cevi, tj. d(- dP/dz)/dz=0. U razvijenom toku (stacionarno strujanje) za jednodimenziono strujanje fluida i ÿestica jednaÿine kontinuiteta za fluid i ÿestice (jednaÿine 2.48 i 2.49) postaju, respektivno: df f f A G Uu,0u dz d U H HU (2.64) > @ dp p sp A G cv)1(,0v)1( dz d U H UH (2.65) U razvijenom toku (stacionarno strujanje) ÿlanovi na levoj strani jednaÿina za bilans kretanja smeše gas-ÿestice (jednaÿina 2.50), za fluid (jednaÿina 2.52) i za ÿestice (jednaÿina 2.53) su jednaki nuli. Nakon uvoĀenja “dinamiÿkog” pritiska (jednaÿina 2.12) ove jednaÿine dobijaju sledeýe oblike: smeša gas-ÿestice: wfp Fg) () - 1( =dz dP - UU˜H»¼ º«¬ ª (2.66) fluid: F + ) v-(u = dz dP - f 2E»¼ º«¬ ªH (2.67) ÿestice: F + ) - (1 g )( + ) v-(u - = dz dP - ) - (1 pfp 2 HUUE»¼ º«¬ ªH (2.68) Za gradijent pritiska usled trenja smeše fluid-ÿestice o zidove transportne cevi pretpostavlja se aditivni karakter, tj. da se može razdvojiti na gradijent pritiska usled trenja fluid-zid i gradijent pritiska usled trenja ÿestice–zid transportne cevi: d w pfw D 4 FF = F W  (2.57) Fp i Ff su gradijenti pritiska usled trenja ÿestice–zid i fluid-zid definisani pomoýu koeficijenata trenja ff i fp: (2.58) D/ U f 2 = F t2fff U D/ v ) - (1 f 2 = F t2ppp HU (2.59) Ff je odreĀivan iz uz korišýenje standardne korelacije za koeficijent trenja fluid-zid /Bird i dr., 1960/: (2.60) Re/7910.0 = f 0.25f Fp je odreĀivan korišýenjem korelacije za koeficijent trenja ÿestice-zid, fp, /Gariý i dr., 1995/: »¼ º«¬ ª H H H U/ u - 1 0.0017 = U U - 1 f ts -1.5 t 3 p (2.63) Pretpostavlja se da je sila trenja izmeĀu fluida i ÿestica proporcionalna kvadratu relativne brzine izmeĀu fluida i ÿestica, a koeficijent proporcionalnosti, tj. bezdimenzioni 62 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju koeficijent trenja fluid-ÿestice se odreĀuje na osnovu principa varijacionog raÿuna (jednaÿine 2.24 do 2.28). Iz jednaÿina (2.66), (2.67) i (2.56) se dobija izraz za relativnu brzinu izmeĀu fluida i ÿestica: HE HHHUU / /)F - (1F) - (1g )( =vu u fpfp s (2.69) Da bi se odredila relativna brzina izmeĀu fluida i ÿestica, neophodno je poznavati poroznost, koeficijent trenja fluid-ÿestice i gradijente pritiska usled trenja fluid-zid i ÿestice- zid. Sa pouzdanim relacijama za Fp i E, dobio bi se izraz koji daje vezu izmeĀu površinske brzine fluida, brzine ÿestica i poroznosti u transportnoj cevi. primenom jednaÿine (2.69) na partikulativno fluidizovani sloj /Grbavÿiý, 1989, Gariý i dr., 1995/ u kom su gradijenti pritiska usled trenja fluid-zid i ÿestice-zid zanemarljivi (brzina fluida relativno mala) a srednja brzina ÿestica jednaka nuli, dobija se: HE HUU H / ) - (1g )( = U u mF fp sF (2.70) a u kombinaciji sa izrazom za promenu površinske brzine fluida pri ekspanziji partikulativno fluidizovanog sloja /Grbavÿiý i dr., 1991/: E E HH HH mF mF 3 mF 3 mF )1( 1 UU (2.71) jednaÿina (2.70) se preureĀuje u oblik: E E˜HH HH H mF mF 3 mF 3 mF sF ) - (1 ) - (1 U = u (2.72) gde je usF relativna brzina izmeĀu faza u partikulativno fluidizovanom sloju sa istom poroznosti kao u transportnoj cevi. Pod pretpostavkom da je u vertikalnom dvofaznom stacionarnom toku E=EmF, što je eksperimentalno dokazano /Grbavÿiý, 1989/, iz jednaÿina (2.69) i (2.70) se dobija izraz za relativnu brzinu izmeĀu fluida i ÿestica u pneumatskom transportu /Grbavÿiý, 1989; Gariý i dr., 1995/: F u = v-u = u *sFs (2.73) F* je bezdimenzioni gradijent pritiska usled trenja definisan kao: H H 1 F F F F + 1 = F e f e p* (2.74) gde je Fe statiÿka težina sloja u fluidizovanom stanju (jednaÿina 2.13). Gradijent pritiska van zone ubrzavanja ÿestica se dobija kombinacijom jednaÿina (2.67) i (2.68): F+ F + F = dz dp - pfe (2.75) 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 63 2.2.4. PredviĀanje brzine zagušenja i poroznosti u stanju zagušivanja dvofaznog toka gas-ÿestice Poznavanje brzine zagušenja je od izuzetnog znaÿaja za projektovanje pneumatskih transportnih linija, pneumatskih sušnica, reaktora sa vertikalnim tokom, sistema koji sadrže elemente vertikalnog toka, kao što su fontanski i fontansko-fluidizovani slojevi sa cevnim umetkom i za odreĀivanje radnog režima toka, s obzirom da brzina zagušenja definiše minimalnu brzinu gasa potrebnu za režim “retkog” stabilnog transporta za dati protok ÿestica. U literaturi se može naýi veliki broj modela, metoda i korelacija za predviĀanje poÿetka zagušivanja u sistemima gas-monodisperzne ÿestice, a neke od njih su predložili Leung i dr. /1971/, Yousfi i Gau /1974/, Yang /1983, 1975/, Knowlton i Bachovchin /1976/, Mink /1983/, Briens i Bergougnou /1986/, Day i dr. /1990/ i Bi i Fan /1991/. U tabeli 2.4 su navedene neke od korelacija za izraÿunavanje brzine zagušenja u sistemima gas-ÿvrste monodisperzne ÿestice. Treba napomenuti da veýina predloženih korelacija ne uzima u obzir preÿnik transportne cevi, osim korelacija Mink-a /1983/ i Knowlton-a i Bachovchin-a /1976/, iako je poznato da sve tri vrste zagušivanja (A, B i C) zavise od konfiguracije transportnog sistema. Nekoliko autora je napravilo pregled raspoložive literature o fenomenu zagušivanja /Chong i Leung, 1986; Leung, 1980b; Xu i dr., 2001; Yang, 2004/. Chong i Leung /1986/ su došli do zakljuÿka da ne postoji univerzalna jednaÿina koja bi bila pogodna za predviĀanje zagušivanja za sve tipove sistema gas-ÿestice. Oni preporuÿuju Yousfi-evu i Gau-evu /1974/ korelaciju za sisteme sa ÿesticama koje pripadaju A i B grupi prema Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji, a Yang-ovu /1983/ korelaciju za ÿestice iz grupe D. Bi i dr. /1993/ su preporuÿili korelaciju Yousfi-a i Gau-a /1974/ za predviĀanje brzine zagušenja tipa C (klasiÿno zagušivanje), a korelaciju Bi-a i Fan-a /1991/ za zagušivanje tipa A (akumulativno zagušivanje). Iste korelacije preporuÿuju i Bai i dr. /1998/, s obzirom da one dobro interpretiraju njihove eksperimentalne podatake dobijene u cirkulacionom fuidizovanom sloju ÿestica katalizatora (dp=70 Pm, Up=1600 kg/m3). Prema analizi Bi-a i Grace-a /1999/ najbolje slaganje sa literaturnim podacima za zagušivanje tipa A (akumulativno zagušivanje) pokazuje korelacija Yang-a /1975/, pored korelacije koju su isti autori postavili u ranijim ispitivanjima. Xu i dr. /2001/ su na osnovu analize literaturnih podataka za zagušivanje tipa A (akumulativno zagušivanje, za ÿestice dp<200 Pm) i za zagušivanje tipa C (klasiÿno zagušivanje, za ÿestice dp<76 Pm) izvršili poreĀenje tih podataka sa raspoloživim korelacijama. Na bazi izvršenih poreĀenja došli su do zakljuÿka da najveýu taÿnost predviĀanja taÿke zagušivanja za klasiÿno zagušivanje tipa C (dp<76 Pm, ÿestice iz grupa A i B prema Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji) pokazuje korelacija Yousfi-ja i Gau-a /1974/. Xu i dr. /2001/ su takoĀe preporuÿili i Mink-ovu /1983/ korelaciju usled sliÿne pouzdanosti predviĀanja, pri ÿemu treba naglasiti da je u ovu korelaciju ukljuÿen i preÿnik transportne cevi. 64 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju U tabeli 2.5 su izdvojene tri korelacije za odreĀivanje koeficijenta trenja ÿestice-zid transportne cevi u sistemima gas-ÿestice za stanje zagušivanja. Mehanizam zagušivanja nije potpuno razjašnjen, tako da za brzinu zagušenja postoje razliÿite definicije. þesto se pretpostavlja da je u stanju zagušivanja relativna brzina izmeĀu gasa i ÿestica jednaka brzini odnošenja ÿestica /Capes i Nakamura, 1973; Leung i dr., 1971; Yang, 1975; Briens i Bergougnou, 1986; Punwani i dr., 1976/. Pored toga, Leung Tabela 2.4. Korelacije za izraÿunavanje brzine zagušivanja u sistemima gas-ÿvrste monodisperzne ÿestice autor korelacija Leung /1971/ 97.0,U97.0c3.32U ctscc H Yousfi i Gay /1974/ 06.0 t 28.0 cfd p p c Re UA G 32 gd U ¸¸¹ · ¨¨© § U Yang /1975/ 01.0Uu 1 gD2, 1 c U U u 2 tc 7.4 c d c sc t c c c  H H H  Knowlton i Bachowchin /1976/ 246.0 d p 214.0 d pp 347.0 f p p c D d A dG 07.9 gd U ¸¸¹ · ¨¨© § ¸¸¹ · ¨¨© § P¸¸¹ · ¨¨© § U U Punwani i dr. /1976/ 77.0 f 3 2 tc 7.4 c d c sc t c c c 10743.8 Uu 1 gD2, 1 c U U u U˜  H H H   Yang /1983/ 2.2 p f5 2 tc 7.4 c d 1081.6 Uu 1 gD2 ¸¸¹ · ¨¨© § U U˜  H  Mink /1983/ cpd p pd p 34.0 p d w p f fp p 2 c UA G UA G , d D 1 6.201 gd U U U D»»¼ º ««¬ ª ¸¸¹ · ¨¨© § ¸¸¹ · ¨¨© § U U ¸¸¹ · ¨¨© § U UU ¹¸ · ©¨ § D D˜ Bi i Grace /1995/ 45.0 pf c Ard 24.1U U P Tabela 2.5. Korelacije za izraÿunavanje koeficijenta trenja ÿestice-zid transportne cevi u sistemima gas-ÿestice za stanje zagušivanja autor korelacija Yang /1975/ 01.0 4 fpc Punwani i dr. /1976/ 77.0f 3pc 10743.8 4 f U˜  Yang /1983/ 2.2 p f5pc 1081.6 4 f ¸¸¹ · ¨¨© § U U˜ 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 65 i dr. /1971/ su pretpostavili da je u stanju zagušivanja u svim sistemima Hc=0.97, dok su Yang /1983, 1975/ i Punwani i dr. /1976/ pretpostavili da u stanju zagušivanja koeficijent trenja ÿestice-zid transportne cevi dostiže neku kritiÿnu vrednost. Briens i Bergougnou /1986/ su odreĀivali brzinu zagušenja (Uc) pretpostavljajuýi da je u stanju zagušivanja gradijent pritiska minimalan i da uz zid cevi postoji kretanje ÿestica naniže u anularnoj zoni, koja zauzima 25% površine popreÿnog preseka cevi. Day i dr. /1990/ su postavili model za izraÿunavanje brzine zagušenja polazeýi od jednaÿina kontinuiteta za fluid i ÿestice (jednaÿine 2.64 i 2.65) i bilansa koliÿine kretanja za smešu gas-ÿestice (jednaÿina 2.50) definisanu preko “dinamiÿkog” pritiska (jednaÿina 2.12). Kombinacijom navedenih jednaÿina bilans koliÿine kretanja za smešu gas-ÿestice su preuredili u oblik: )1(g)( dz dP = dz d fp HUU»¼ º«¬ ªHJ (2.76) gde je: 2f 2 p2 2 f 2 2 sp uv U )1( c = UU H UH UJ (2.77) Analizirajuýi razliÿite sisteme Day i dr. /1990/ su zakljuÿili da je predznak parametra J bitan za profil poroznosti, tj. u režimu “retkog” transporta J>0, a u režimu “gustog” transporta J<0. Stoga su pretpostavili da do zagušivanja u razvijenom toku (van zone ubrzavanja ÿestica) dolazi kada je na ulazu u transportnu cev zadovoljen uslov Upv02=Ufu02. Korišýenjem empirijske korelacije za odnos usc0/Ut na ulazu u cev, postavili su metod za proraÿun brzine zagušenja (Uc) za dati protok ÿestica. Kako su navedene definicije brzine zagušenja razliÿite, na osnovu njih ýe se dobiti i razliÿite vrednosti za brzinu zagušenja, pri ÿemu je jedino sigurno da pri brzini zagušenja dolazi do neke transformacije od retkog ka gustom režimu transporta (slika 2.11). 2.2.5. Veza izmeĀu protoka ÿestica, protoka fluida i poroznosti Jednaÿina (2.73) se može transformisati u oblik koji daje vezu izmeĀu protoka ÿestica, protoka fluida i poroznosti korišýenjem jednaÿina kontinuiteta za fluid i ÿestice (jednaÿine 2.64 i 2.65): ¹¸ · ©¨ § HH H U U H H U U *sF f p f p f p F U u 1 )1( = u v)1( G G (2.78) Iz prethodne jednaÿine se može izvesti veza izmeĀu stvarne (linijske) i volumetrijske poroznosti. Volumetrijska poroznost je definisana kao: ffpp pp v /G/G /G 1 UU U H (2.79) Iz prethodne jednaÿine proizilazi da je: v v f p f p 1 G G H H U U (2.80) 66 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju UporeĀivanjem jednaÿina (2.76) i (2.78) sledi: u v11 v v H H H H (2.81) da bi volumetrijska i stvarna poroznost bile jednake jedino u sluÿaju kada bi brzina ÿestica bila jednaka brzini fluida. S obzirom da je u transportnoj cevi relativna brzina izmeĀu fluida i ÿestica us>0, to znaÿi da je volumetrijska poroznost uvek veýa od stvarne poroznosti u transportnoj cevi. 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 67 2.3. OPŠTE KARAKTERISTIKE FONTANSKIH I FONTANSKO- FLUIDIZOVANIH SLOJEVA SA CEVNIM UMETKOM Fontanski sloj, koji su originalno razvili Mathur i Gishler /1955/ za sušenje žitarica, je našao uspešnu primenu u razliÿitim procesima, kao što su hemijske reakcije, termiÿka obrada ÿvrstih materijala, smešavanje, kotiranje ÿestica, itd. /Mathur i Epstain, 1974/. U cilju poboljšanja performansi, efikasnosti prenosa toplote i boljeg kontakta gasa i ÿestica razvijena je modifikacija klasiÿnog fontanskog sloja uvoĀenjem dodatnog toka gasa kroz anularni prostor, tzv. fontansko-fluidizovani sloj /Vukoviý, 1983/. I pored odreĀenih prednosti koje ovakvi sistemi imaju, suštinski nedostatci su ograniÿena visina sloja koja se može fontanovati, za datu geometriju kolone i veliÿinu ÿestica, i visok pad pritiska, što predstavlja nepogodnost pri realizaciji veýih sistema. U slojevima veýe visine može doýi do nestabilnog fontanovanja ili do fluidizacije ÿestica na vrhu sloja. U cilju prevazilaženja nedostataka fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva izvršena je dalja modifikacija postavljanjem cevnog umetka u osu sloja. Na ovaj naÿin je prevaziĀeno ograniÿenje u maksimalnoj visini sloja za fontanovanje, smanjena je vrednost minimalne brzine fontanovanja, cevni umetak primorava sve ÿestice da preĀu isti put i onemoguýava penetraciju fluida iz centralnog dela u anularni deo sloja /Grbavÿiý i dr., 1992; Ishikura i dr., 2003/. Ovako modifikovani sistemi su vrlo fleksibilni, odnosno njihove karakteristike se mogu uskladiti sa karakteristikama procesa, s obzirom da se može podešavati i regulisati protok gasa u mlaznom toku, protok gasa kroz anularni prostor sloja i brzina cirkulacije ÿestica. U sistemima prikazanim na slici 2.14, za razliku od klasiÿnih fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva, nema interakcije ÿestica i gasa izmeĀu centralne i anularne zone sloja, sem na vrhu sloja, tj. u spoljnjoj fontani, i na dnu sloja, tj. u delu sloja ispod cevnog umetka (ulazna zona). Mlaz gasa (Vn0) usisava ÿestice iz anularnog dela ulazne zone, potiskuje ih kroz cevni umetak, gde se odvija pneumatski transport ÿestica, koje se na izlazu iz cevnog umetka odvajaju iz struje gasa, padaju na vrh anularnog dela sloja, koji se kreýe na dole u vidu pakovanog sloja prema ulaznoj zoni gde otpoÿinje sledeýi ciklus recirkulacije ÿestica. Formiranje sloja se najlakše definiše pomoýu zavisnosti pada Slika 2.14. Šematski prikaz fontanskog i fontansko-fluidizovanog sloja sa kontrolisanom cirkulacijom ÿestica i karakteristiÿnim zonama 68 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju pritiska od protoka fluida. Na slici 2.15 /Grbavÿiý i dr., 1982/ je prikazana zavisnost pada pritiska kroz sloj od protoka vazduha na ulazu u sloj za sistem vazduh-CaCO3 sfere i šematski prikaz dešavanja pri formiranju sloja. Visina sloja ÿestica u cevnom umetku iznosi 30-80 mm pre poÿetka uvoĀenja vazduha. Poveýanjem protoka vazduha kroz mlaznicu, za odreĀenu vrednost protoka vazduha na ulazu u anularni deo sloja, poveýava se pad pritiska po liniji AB. U taÿki B poÿinje fluidizacija ÿestica koje se nalaze na dnu cevnog umetka. Daljim poveýanjem protoka vazduha duž linije BC fluidizovani sloj ekspanduje, pri ÿemu se formiraju agregati ÿestica i mehuri gasa. U taÿki C pojedini agregati ÿestica stižu na vrh cevnog umetka, dok se ostali dezintegrišu u manje agregate pri ÿemu dolazi do interne recirkulacije ÿestica. Neznatno poveýanje protoka vazduha prouzrokuje izbacivanje ÿestica iz cevnog umetka i smanjenje pada pritiska. U taÿki D je uspostavljen stabilan redak pneumatski transport, što ujedno odgovara i poÿetku stabilne cirkulacije ÿestica kroz zone sloja. Protok vazduha koji odgovara taÿki D predstavlja minimalan protok za cirkulaciju ÿestica. Poveýanjem protoka vazduha od taÿke D pad pritiska ostaje konstantan (DE). Slika 2.15. Pad pritiska kroz sloj u funkciji protoka vazduha na ulazu u kolonu za sistem vazduh-CaCO3 sfere (iz Grbavÿiý i dr., 1982) 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 69 Smanjenjem protoka vazduha na vrednost koja odgovara minimalnom protoku za cirkulaciju ÿestica duž linije DF ne remeti pneumatski transport ÿestica, sve do taÿke F. MeĀutim, smanjenje protoka vazduha dovodi do kvalitativne promene režima transporta. Pri brzinama fluida veýim od minimalne brzine za cirkulaciju, ÿestice se kreýu po paralelnim strujnicama u retkom vertikalnom transportu. Smanjenjem brzine vazduha ispod minimalne vrednosti za cirkulaciju, zapreminska koncentracija ÿestica se poveýava uz formiranje klastera. Neposredno pre dostizanja taÿke F, dolazi do gustog pneumatskog transporta ÿestica sa pojavom mehura gasa, i u taÿki F dolazi do zagušivanja. Brzina vazduha u ovoj taÿki odgovara brzini zagušenja, pri kojoj pneumatski transport ÿestica kroz cevni umetak prestaje, a samim tim i cirkulacija ÿestica /Claflin, 1982; Grbavÿiý i dr., 1982/. Na osnovu rezultata ispitivanja, Grbavÿiý i dr. /1982/ su zakljuÿili da je minimalna brzina fluida za cirkulaciju ÿestica manja od minimalne brzine za fontanovanje. Kod ovakvih sistema je dužina cevi, tj. visina sloja, jedino ograniÿena raspoloživom energijom struje gasa koja se uvodi na dnu kolone /Yang i Keairns, 1983; Claflin i Fane, 1983/. Ulazna zona ispod cevnog umetka ima kljuÿnu ulogu u raspodeli protoka gasa izmeĀu cevnog umetka i anularnog dela sloja, a samim tim i direktan uticaj na praktiÿnu primenu slojeva sa cevnim umetkom. TakoĀe, cirkulacija ÿestica je jedan od najkritiÿnijih parametara u predviĀanju performansi ovih sistema. U literaturi postoji veliki broj radova koji se bave ispitivanjem karakteristika i primene fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva sa cevnim umetkom, a sa aspekta hidrodinamiÿkih ispitivanja najviše pažnje je posveýeno penetraciji gasa u ulaznoj zoni sloja i cirkulaciji ÿestica. Freitas i Freire /2002/ smatraju da još uvek ima malo objavljenih rezultata i podataka koja se odnose na fundamentalne karakteristike ovakvih sistema. 2.3.1. Stabilnost sloja Za slojeve sa cevnim umetkom teorijski ne postoji ograniÿenje u maksimalnoj visini sloja koja se može fontanovati, za razliku od klasiÿnih slojeva gde postoji maksimalna visina sloja kroz koju mlaz gasa ne može da penetrira i tako oformi fontanu. MeĀutim, kod sistema sa cevnim umetkom postoje dve graniÿne vrednosti rastojanja cevnog umetka od mlaznice na dnu kolone /Grbavÿiý i dr., 1982/ izmeĀu kojih je moguýe ostvariti stabilan rad sistema podešavanjem protoka fluida kroz mlaznicu. Ispod neke minimalne vrednosti rastojanja ne može se ostvariti cirkulacija ÿestica, pošto površina granice fontana-anulus u ulaznoj zoni (slika 2.14) nije dovoljna za slobodno uticanje ÿestica iz anularnog dela u fontanu ispod cevnog umetka. S druge strane, iznad odreĀene vrednosti rastojanja ne može se ostvariti vertikalni pneumatski transport kroz cevni umetak, s obzirom da poveýavanjem protoka gasa veýi deo penetrira kroz kanale u anularni deo sloja i pri dovoljno velikom protoku otpoÿeýe i fluidizacija ÿestica u anularnom delu sloja /Grbavÿiý i dr., 1982; Ishikura i dr., 2003/. Sloj je vrlo nestabilan usled periodiÿnog izbacivanja ÿestica kroz cevni umetak i fluidizacije ÿestica u anularnom delu sloja. Sa aspekta stabilnosti sistema 70 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju neophodno je izbeýi punjenje cevnog umetka ÿesticama, s obzirom da se pri narednom startovanju sistema neýe uspostaviti cirkulacija ÿestica usled prevelikog otpora pakovanog sloja protoku fluida. Ovo se može rešiti pomoýu pokretne mlaznice ili pokretnog cevnog umetka, ÿime bi se fiziÿki razdvajala fontana od anulusa u ulaznoj zoni pri prekidanju rada /Grbavÿiý i dr., 1982; Grbavÿiý, 1989/ ili pažljivim simultanim smanjivanjem oba protoka fluida, i kroz mlaznicu i kroz anularni deo sloja /Grbavÿiý i dr., 1992/. Yang i Keairns /1983, diskusija na str. 363/ takoĀe ukazuju na smanjenje stabilnosti sloja pri velikim rastojanjima cevnog umetka od dna, što prouzrokuje probleme u narednom startovanju sistema, i što je manja vrednost rastojanja (do neke minimalne vrednosti) to je sloj stabilniji. Yang i Keairns /1983/ su zapazili da na stabilnost sloja ima uticaj i vrsta ÿestica, napr. transport sitnog peska kroz cevni umetak se odvija u vidu klipova, a ne u režimu retkog dvofaznog toka. Ishikura i dr. /2003/ su ispitivali stabilnost fontanskog sloja sa cevnim umetkom (poroznim i neporoznim) za sistem vazduh-binarna smeša sitnih staklenih sfera i ustanovili da direktan uticaj na stabilnost imaju ukupna cirkulacija ÿestica i poroznost u cevnom umetku, odnosno da pri koncentraciji ÿestica (1-H)0.6 poÿinje nestabilan pneumatski transport, tj. zagušivanje. Ishikura i dr. /2003/ takoĀe ukazuju na ÿinjenicu da pri velikim preÿnicima cevnog umetka i velikim rastojanjima cevnog umetka od mlaznice sistem poÿinje nestabilno da se ponaša. Claflin i Fane /1984/ su u svoj hidrodinamiÿki model ukljuÿili i proveru sklonosti fontanskog sloja sa cevnim umetkom ka zagušivanju, prema kriterijumu Yang-a /1973/. 2.3.2. Kretanje ÿestica i ukupna cirkulacija ÿestica þestice usisane iz anularnog dela sloja dobijaju naglo ubrzanje usled trenja izmeĀu fluida i ÿestica, nakon ÿega se usporavaju usled savlaĀivanja otpora pri proticanju kroz cevni umetak. Na izlazu iz cevnog umetka, u spoljnjoj fontani, ÿestice padaju na vrh anularnog dela sloja i kao gusto pakovan sloj se kreýu na dole. Koncentracija ÿestica u cevnom umetku zavisi od rastojanja cevnog umetka od mlaznice, protoka fluida kroz mlaznicu i protoka nezavisnog anularnog toka fluida. Brzinu ÿestica u cevnom umetku je moguýe odrediti praýenjem obeleženih ÿestica na transparentnom zidu polukolone korišýenjem brzih kamera /Freitas i Freire, 2001/. Brzina ÿestica kroz anularni deo sloja se sa zadovoljavajuýom taÿnošýu odreĀuje merenjem vremena za koje obeležene ÿestice preĀu odreĀeno rastojanje /Grbavÿiý, 1989; Freitas i Freire, 2001, Ishikura i dr., 2003/. Na osnovu analize fotografija Grbavÿiý /1989/ je ustanovio da uniformnost raspodele brzine obeleženih ÿestica koje se kreýu naniže kroz anularni deo sloja zavisi od vrste ÿestica i koeficijenata trenja ÿestice-zid cevnog umetka. TakoĀe je zakljuÿio da je potrebno više ciklusa za potpuno smešavanje ÿestica u sluÿaju njihovog uniformnog kretanja u vidu klipova kroz anularni deo sloja. Druga najÿešýe korišýena metoda odreĀivanja brzine ÿestica kroz anularni deo sloja je indirektno odreĀivanje pomoýu korelacije izmeĀu gradijenta pritiska i brzine ÿestica uspostavljene na osnovu eksperimenata vršenih u 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 71 pakovanom sloju ÿestica /Claflin, 1982; Yang i Keairns, 1983; Grbavÿiý i dr., 1992; Ishikura i dr., 2003/. Ukupna cirkulacija ÿestica kroz cevni umetak se izraÿunava na osnovu izmerene, ili izraÿunate, brzine ÿestica kroz anularni deo sloja i izmerene, ili pretpostavljene, (uglavnom je to vrednost koja odgovara minimalno fluidizovanom stanju) vrednosti poroznosti u anularnom delu sloja: )1(AvG apaap HU (2.82) Ishikura i dr. /2003/ su lokalnu brzinu ÿestica u cevnom umetku merili pomoýu specijalne sonde sa tri optiÿka vlakna (jedno upravlja laserom koji osvetljava staklene ÿestice u pokretu, a ostala dva reflektovanu svetlost konvertuju u elektriÿni signal). Na osnovu izmerene vrednosti brzine ÿestica u cevnom umetku su odreĀivali koncentraciju ÿestica, odnosno poroznost: pdp vA/G)1( U H (2.83) Ukupna cirkulacija ÿestica se poveýava sa poveýanjem rastojanja izmeĀu cevnog umetka i mlaznice, protoka fluida na mlaznici, sa poveýanjem visine sloja, preÿnika cevnog umetka, ali se mora voditi raÿuna o granicama u kojima egzistira stabilan sloj /Claflin i Fane, 1983; Grbavÿiý, 1989; Ishikura i dr., 2003/. Na primer, Claflin i Fane /1984/ su na osnovu eksperimentalnih podataka postavili empirijsku jednaÿinu za odreĀivanje cirkulacije zrna pšenice u fontanskom sloju sa cevnim umetkom u zavisnosti od veýine navedenih parametara: (2.84) 22.1d 3.0 sl 7.0 0np DM)VL(2.224G ˜ 2.3.3. Raspodela fluida Ulazna zona ima izuzetan znaÿaj na fiziÿku razmenu gasa i ÿestica izmeĀu anularnog dela sloja i fontane ispod cevnog umetka. Da bi se definisala raspodela brzina gasa u ulaznoj zoni najjednostavnije je poýi od pretpostavke da se ulazna zona ponaša identiÿno klasiÿnom fontanskom, odnosno fontansko-fluidizovanom sloju. Epstein i Grace /1984/ i Bridgwater /1985/ su dali pregled najrelevantnijih korelacija i modela za predviĀanje ponašanja klasiÿnih slojeva. Buchanan i Wilson /1965, referenca iz /Eng i dr., 1989// su zapazili da je raspodela gasa u ulaznoj zoni ekvivalentna raspodeli u klasiÿnom fontanskom sloju visine Hm, tako da se procena raspodele brzina gasa u ulaznoj zoni može izvršiti na osnovu korelacije predložene od Mamuro-a i Hattori-a /1968, referenca iz /Epstein i Grace, /1984/;Bridgwater, 1985//. Za fontanski sloj visine Hm, Mamuro i Hattori su postavili pojednostavljen bilans sila za diferencijalni element anularnog dela sloja visine dz. Bazirajuýi se na pretpostavci da se Darcy-jev zakon može primeniti na vertikalnu komponentu brzine fluida kroz anularni deo sloja i na pretpostavci da su ÿestice na vrhu anularnog dela (H=Hm) u stanju minimalne fluidizacije, tj. brzina gasa na Hm je UmF, Mamuro i Hattori su došli do izraza za brzinu fluida kroz anularni deo sloja /Epstain i Grace, 1984; Bridgwater, 1985/: 72 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 3 mmF aH H H 11 U U ¸¸¹ · ¨¨© §  (2.85) MeĀutim, prethodna jednaÿina važi samo za slojeve maksimalne visine Hm. Grbavÿiý /1975, referenca iz /Grbavÿiý, 1989// je proširio model Mamuro-a i Hattori-a za slojeve ÿija je visina manja od Hm: m 3 mF a H H h, H z h11 U U ¹¸ · ©¨ §  (2.86) Proširenjem modela Grbavÿiý-a /1975, referenca iz /Grbavÿiý, 1989// na fontansko- fluidizovani sloj dolazi se do zavisnosti brzine fluida u anulusu od visine sloja /Hadžismajloviý i dr., 1982/: m 3 mF 0a mF a H H h, H z h1 U U 11 U U ¹¸ · ©¨ § ¸¸¹ · ¨¨© §  (2.87) Kada nema dodatnog protoka fluida u anularni prostor sloja, tj. Ua0=0, prethodna jednaÿina se svodi na izraz za fontanski sloj (jednaÿina 2.86). Za ulaznu zonu visine L ispod cevnog umetka jednaÿina (2.87) prelazi u oblik: 3 mF 0a mF a L z 1 U U 11 U U ¹¸ · ©¨ § ¸¸¹ · ¨¨© §  (2.88) Eng i dr. /1989/ su koristili modifikovanu korelaciju Mamuro-a i Hattori-a /1968, referenca iz /Epstein i Grace, /1984/;Bridgwater, 1985//, koristeýi rastojanje L umesto Hm. Yang i Kearins /1983/ i Berruti i dr. /1988/ su ukazali da na cirkulaciju ÿestica znatno utiÿe konfiguracija ulazne zone, tj. razliÿiti projektni i operativni parametri utiÿu na razliÿitu raspodelu gasa izmeĀu anularnog prostora i fontane. Mathew i dr. /1988/ su takoĀe zakljuÿili da se ulazna zona ponaša kao klasiÿan fontanski sloj. Cecen /2003/ je vršila ispitivanja raspodele fluida u ulaznoj zoni fontansko- fluidizovanog sloja sa cevnim umetkom metodom injektovanja rastvora NaCl odreĀene koncentracije, ili u tok fluida za fontanovanje ili u anularni tok fluida, dok je koncentracija NaCl u izlaznim tokovima registrovana konduktometrijskom metodom. Na osnovu eksperimentalnih rezultata je zapazila da kad postoji nezavisan anularni tok fluida uvek je prisutno i strujanje fluida od anularnog dela ka fontani u ulaznoj zoni ispod cevnog umetka. U sluÿaju fontanskog sloja postoji samo “by-pass” dela fluida od fontane ka anularnom delu. Prema uslovima Cecen-inih /2003/ Slika 2.16. Šema padova pritisaka u fontanskom sloju sa cevnim umetkom 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 73 eksperimenata (UaUmF i HLt) izgleda da je moguý unakrsni tok fluida, tj. od anularnog dela sloja ka fontani i od fontane ka anularnom delu), tako da su neto protoci fluida iz obe zone sloja i profili pritiska rezultat razmene fluida u ulaznoj zoni. Na osnovu Cecen-inih /2003/ rezultata se može zakljuÿiti da interakcije u ulaznoj zoni mogu biti kompleksnije u odnosu na uobiÿajene pretpostavke da “by-pass” fluida postoji samo u smeru ka anularnom delu sloja. 2.3.4. Pad pritiska Za klasiÿan fontanski i fontansko-fluidizovani sloj je karakteristiÿan visok pad pritiska fluida na mlaznici. Korišýenjem cevnog umetka ovaj pad pritiska se smanjuje, s obzirom da je u ovakvom sistemu potreban manji protok fluida za ostvarivanje stabilnog rada, smanjuje se i koliÿina fluida koja prolazi kroz mlaznicu. Protok fluida kroz mlaznicu, potreban za ostvarenje minimalne cirkulacije ÿestica, se može smanjiti poveýanjem nezavisnog protoka fluida koji se uvodi u anularni deo sloja. Na slici 2.16 su šematski prikazane pozicije za merenje odgovarajuýih padova pritisaka u sistemima sa cevnim umetkom. 2.3.4.1. Pad pritiska u anularnom delu sloja Pad pritiska u anularnom delu po visini sloja se može dobiti uz pretpostavku da se strujanje fluida može opisati Darcy-evim zakonom (prema Mamuro-u i Hattori-u /1968/, referenca iz /Rovero i dr., 1983; Bridgwater, 1985; Grbavÿiý, 1989//: a a KU dz dP  (2.89) Pad pritiska u anularnom delu po visini sloja se može prikazati jednaÿinom koja se zasniva na Ergun-ovoj /1952/ jednaÿini (proširenje modela Mamuro-a i Hattori-a /1968/) /Epstein i Grace, 1984; Bridgwater, 1985/: 3 mFp mFf 13 mF 2 p 2 mF 1 2 a2a1 a )d( )1( 75.1K; )d( )1( 150K UKUK dz dP H\ HU H\ HP   (2.90) Paterson i dr. /1992/ su naveli da su neki autori doveli u pitanje pouzdanost koeficijenata 150 i 1.75 iz Ergun-ove /1952/ jednaÿine, s obzirom da oni zavise od oblika, raspodele veliÿina i hrapavosti površine ÿestica. Ovi koeficijenti se uglavnom primenjuju za ÿestice glatke površine, meĀutim, i tada može doýi do odstupanja usled naÿina pakovanja ÿestica u sloju. Paterson i dr. /1992/ su odreĀivali razlike izmeĀu statiÿnog pakovanog sloja i pakovanog sloja koji se kreýe na niže suprotno-strujno u odnosu na kretanje fluida na osnovu merenja pada pritiska kroz sloj. Za staklene sfere preÿnika 3 mm dobili su slaganje eksperimentalnih rezultata sa Ergun-ovom /1952/ jednaÿinom sa koeficijentima 189 i 1.59. 74 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Njihov generalni zakljuÿak je da je srednja poroznost pokretnog pakovanog sloja, pri istim uslovima, veýa od poroznosti nepokretnog gusto pakovanog sloja. Autori uglavnom daju empirijske zavisnosti pada pritiska u anularnom prostoru od brzine fluida (Ua), koje su Ergun-ovog ili Darcy-evog tipa /napr., Claflin i Fane, 1983; Cecen, 2003/. 2.3.4.2. Pad pritiska u cevnom umetku Kao osnova za postavljanje modela za pad pritiska u cevnom umetku koristi se pristup za predviĀanje pada pritiska u vertikalnom retkom pneumatskom transportu. Ukupni pad pritiska se sastoji iz tri komponente: pada pritiska usled ubrzanja fluida i ÿestica ('Pu), pada pritiska usled delovanja sile teže ('Pg) i pada pritiska usled trenja gasa i ÿestica o zid cevnog umetka ('Pw): wgud PPPP ''' ' (2.91) Prema Yang-u /1978/ ove komponente se mogu predstaviti sledeýim izrazima: pad pritiska usled ubrzanja od z=0 do z=Lt*, > * t * t * t * t Lna 2 p L 0 * t d 2 pp L 0 * t d 2 ff L 0 * tpu v)1(dLD2 v)1(f2 dL D uf2 gdL)1(dP HUHUUHU ³³³ @ (2.92) pad pritiska usled delovanja sile teže van zone ubrzavanja od z=Lt* do z=Lt, (2.93) )LL(g)1(P *ttpg HU ' i pad pritiska usled trenja smeše sastoji se iz pada pritiska usled trenja fluid-zid cevi i ÿestice-zid cevi, d w pfw pfw D FF=F PPP W4  '' ' (2.57) Padovi pritiska usled trenja fluid-zid cevi i ÿestice-zid cevi se predstavljaju jednaÿinama Faning-ovog tipa (jednaÿine 2.58 i 2.59). Uobiÿajen pristup veýine autora /napr. Capes i Nakamura, 1973; Yang, 1978; Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993, Gariý i dr., 1995/ je da se koeficijent trenja fluid-zid cevi, definisan jednaÿinom (258), može prikazati korelacijom za stacionarno turbulentno strujanje fluida bez prisustva ÿestica kroz glatke cevi /Bird et al., 1960/ (jednaÿina 2.60). Koeficijent trenja ÿestice-zid transportne cevi se može odrediti na osnovu brojnih literaturnih korelacija za režim retkog toka (reference i neke od korelacija su navedene u Poglavlju 2.2). Na osnovu analize eksperimentalnih podataka Grbavÿiý /1989/ je ustanovio da pad pritiska na mlaznici praktiÿno ne zavisi od visine sloja i da dominantan uticaj imaju zbivanja u cevnom umetku. TakoĀe je zakljuÿio da su padovi pritiska u anularnoj zoni i u cevnom umetku približno jednaki. 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 75 2.3.5. Hidrodinamiÿki modeli Jedan od važnih problema pri analizi fontanskog i fontansko-fluidizovanog sloja sa cevnim umetkom je korelisanje ponašanja i osobina ovih modifikovanih slojeva u odnosu na klasiÿni fontanski i fontansko-fluidizovani sloj. Polazna osnova za prevazilaženje ovog problema su zajedniÿke karakteristike klasiÿnih i modifikovanih slojeva. Praýenjem uticaja protoka fluida kroz mlaznicu na pad pritiska u sloju uoÿeno je da je pad pritiska pri formiranju fontane u ulaznoj zoni visine L ispod cevnog umetka jednak padu pritiska u cevnom umetku kroz koji se ostvaruje pneumatski transport. S obzirom da raspodela brzina fluida u anularnom prostoru ispod i iznad cevnog umetka ostaje nepromenjena proizilazi da je moguýe koristiti teorije uspostavljene za klasiÿni fontanski i fontansko- fluidizovani sloj. Ulazna zona je neophodna da se ukljuÿi u model (analizu) da bi se proraÿunala fiziÿka razmena gasa i ÿestica izmeĀu anulusa i fontane ispod cevnog umetka. Veýina autora dvofazni tok gas-ÿestice u cevnom umetku razmatra kao redak pneumatski transport, a kretanje ÿestica na niže kroz anularni deo kao kretanje pakovanog sloja /Claflin, 1982; Yang i Keairns, 1983; Claflin i Fane 1984; Grbavÿiý i dr., 1992; Ishikura i dr., 2003/. Claflin i Fane /1983, 1984/ su postavili numeriÿki model za predviĀanje hidrodinamiÿkih parametara fontanskog sloja sa cevnim umetkom, tj. za predviĀanje ukupnog pada pritiska, vreme zadržavanja ÿestica i koliÿine fluida koja penetrira u anularni deo sloja. Polazeýi od bilansa sila za ÿestice: wgbDu PPPPP '''' ' (2.94) dobili su zavisnost promene brzine ÿestica duž cevnog umetka: d 2 p p pf pp 7.4 2 f0Ds D2 vfg)( d )vu(C 4 3 dz dv v U UUUH U (2.95) Na osnovu bilansa sila za fluid u cevnom umetku (jednaÿina 2.91) dobija se promena pritiska za diferencijalni element visine dz: d 2 pp d 2 ff fpp d D2 v)1(f D uf2 g))1(( dz dv v)1( dz dp HUUHUHUUH (2.96) Uz pretpostavku da je –dpd/dz|-dpa/dz, odreĀuje se brzina fluida kroz anularni deo sloja (Ua) na osnovu empirijske korelacije-dpa/dz-Ua: 38.1a da U75.1 dz dp dz dp (2.97) Poroznost u cevnom umetku je: ¸¸¹ · ¨¨© § U H vA G 1 dp p (2.98) Konstatovali su izuzetnu osetljivost modela na poroznost anularnog dela sloja i koeficijent trenja ÿestice-zid cevnog umetka. 76 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju Matthew i dr. /1988/ su postavili matematiÿki model strujanja fluida u anularnom delu sloja, za koje ne važi Darcy-ev zakon, baziran na vektorskom obliku Ergun-ove jednaÿine. Jednaÿina kontinuiteta za fluid u anularnom delu sloja u vektorskom obliku je: 0U ’ (2.99) Promena pritiska preko vektorskog oblika Ergun-ove jednaÿine je: UKKUp 21  ’ (2.100) Divergiranjem jednaÿine (2.100) i kombinovanjem sa jednaÿinom (2.99) dobija se parcijalna diferencijalna jednaÿina drugog reda po pritisku: UUKp 22 ’˜ ’ (2.101) Matthew i dr. /1988/ su dobili dobro slaganje njihovih eksperimentalnih podataka sa predloženim modelom. Zakljuÿili su da se ulazna zona može interpretirati kao klasiÿan fontanski sloj i da se graniÿni uslovi Morgan-a i Littman-a /1980, referenca iz /Matthew i dr., 1988/ mogu upotrebiti za predviĀanje promena pritiska duž granice fontana-anulus unutar ulazne zone. Grbavÿiý i dr. /1992/ su predložili model za predviĀanje brzine cirkulacije ÿestica u fontansko-fluidizovanom sloju sa cevnim umetkom korišýenjem modelskih jednaÿina vertikalnog dvofaznog toka van zone ubrzavanja ÿestica, tj. jednaÿina (2.66), (2.56)÷(2.60), (2.24)÷(2.28), (2.69)÷(2.73), prikazanih u Poglavlju 2.2. Pored navedenih jednaÿina, brzina fluida kroz anularni deo sloja (Ua) se izraÿunava iz empirijske zavisnosti –dPa/dz od Ua dobijene na osnovu eksperimentalnih podataka strujanja fluida u pakovanom sloju. Brzina fluida kroz cevni umetak se odreĀuje na osnovu masenog bilansa: aa0d AUVUA  (2.102) Za odreĀivanje koeficijenta trenja fluid-zid cevnog umetka koristi se Blasius-ova korelacija za strujanje fluida kroz glatke cevi (jednaÿina 2.60), a za odreĀivanje koeficijenta trenja ÿestice-zid koristi se empirijska korelacija, dobijena u njihovim prethodnim ispitivanjima: (2.103) 2dp v/gD0311.0f Model daje vrednosti brzine ÿestica i poroznosti u cevnom umetku, na osnovu kojih se izraÿunava ukupna cirkulacija ÿestica. Model je u vrlo dobroj saglasnosti sa eksperimentalnim podacima. Freitas i Freire /2001b/ su postavili model za predviĀanje brzina gasa i ÿestica, statiÿki pritisak i poroznost duž fontane u ulaznoj zoni i duž cevnog umetka pomoýu sledeýih diferencijalnih jednaÿina (oznake koje se u listi simbola odnose samo na cevni umetak, ovde važe za celu fontanu i u ulaznoj zoni i u cevnom umetku): »¼ º«¬ ª U UH H d d f f G dzdGdzddzd U dz dU (2.104) p d s sp d spp 2 sfD p f s p p sss f D c2 dzc dP cd )cU(C 4 3 1 c g dz dG G c)0z(c dz dc UU U »»¼ º ««¬ ª U U (2.105) 2. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju 77 f d 2 fpf f p 2 sfD f d d d f D U2)(g)1( g d )cU()1(C 4 3 dz dU U dz dG A U dz dP UH UUHU H UHUH (2.106) »»¼ º ««¬ ª H H p p s s G dzdG c dzdc )1( dz d (2.107) U anularnom delu sloja maseni bilans za fluid je: dz dG dz dG AUG ad afa  HU (2.108) Raspodela protoka gasa i maseni protok ÿestica su predstavljeni empirijskim jednaÿinama. Freitas i Freire /2002/ su ispitivali osetljivost prethodno prikazanog hidrodinamiÿkog modela na važne hidrodinamiÿke parametre: brzinu gasa, brzinu ÿestica, poroznost duž fontane u ulaznoj zoni i duž cevnog umetka, koliÿinu gasa koja penetrira u anularni deo sloja, koeficijent trenja gas-ÿestice i brzinu cirkulacije ÿestica. Zakljuÿili su da osetljivost modela zavisi od ulaznog protoka gasa i visine sloja. Pri brzinama gasa bliskim minimalnim vrednostima za fontanovanje osetljivost modela je visoka u odnosu na sve ispitivane parametre. Generalno, U, cs i H su umereno do veoma osetljivi na raspodelu gasa u sloju, dok sa druge strane, ovi parametri pokazuju malu osetljivost na koeficijent trenja gas- ÿestice i brzinu cirkulacije ÿestica. Na pouzdanost predviĀanja parametara modela veliki uticaj ima izbor korelacija za koeficijente trenja gas-zid i ÿestice-zid. 3. SUŠENJE U FLUIDIZOVANOM SLOJU INERTNIH þESTICA 3.1. MEHANIZAM SUŠENJA U FLUIDIZOVANOM SLOJU INERTNIH þESTICA Ako se fluidizacija pogodnih (inertnih) ÿestica vrši zagrejanim vazduhom, a u sloj se uvodi suspenzija doýi ýe do isparavanja vlage, odnosno do sušenja suspenzije. Suspenzija se može uvoditi u sloj inertnih ÿestica bilo raspršivanjem na gornju površinu sloja, bilo jednostavno ukapavanjem u sloj (slika 3.1). Slika 3.1. Šematski prikaz sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Mehanizam sušenja zavisi od gustine i viskoziteta suspenzije koja se dozira. Ako je u pitanju teÿljiva suspenzija, u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica teku simultano tri procesa, kako je šematski prikazano na slici 3.2-a. U prvoj fazi suspenzija se disperguje i adhezionim silama vezuje za površinu dela inertnih ÿestica. U drugoj fazi naneti film suspenzije se suši na inertnoj ÿestici, a potom u treýoj fazi dolazi do otiranja osušenog filma i odnošenja praha sušenog materijala iz sloja. Sva tri procesa teku istovremeno u razliÿitim zonama sloja. Ako se u sloj dozira pasta, tj. suspenzija sa malim sadržajem teÿnosti, tada je mehanizam sušenja nešto drugaÿiji (slika 3.2-b). Vlažni komadi (agregati) paste fluidizuju zajedno sa inertnim ÿesticama. Kako se površinski sloj agregata paste suši, ÿestice praha se otiru, a veliÿina agregata se postepeno smanjuje do njihovog potpunog nestanka. Kada se postupak sušenja suspenzija odvija nanošenjem na inertne ÿestice u fluidizovanom sloju, poželjno je da su inertne ÿestice što približnijeg oblika, veoma uskog opsega preÿnika i istih gustina. U praksi se za sušenje suspenzija najÿešýe koriste monodisperzni slojevi relativno krupnih sferiÿnih inertnih ÿestica preÿnika od 1 do 3 mm /Kudra i Mujumdar, 1995; 2002/. U ispitivanim sistemima za sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju iz ovog rada su kao inertne ÿestice korišýene monodisperzne staklene 80 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica sfere. Ovakav izbor inertnih ÿestica obezbeĀje njihovu ravnomernu fluidizaciju, njihovo dobro mešanje, poželjnu kinetiku procesa i ravnomerno sušenje nanetog sloja suspenzije i, ujednaÿenost sadržaja vlage u sušenom materijalu. Uloga inertnih staklenih sfera je dvojaka: a) Buduýi da su relativno teške za njihovu fluidizaciju potrebna je relativno velika brzina vazduha, što znaÿi da se u sistem može uneti velika masa vazduha (koji je nosioc toplote), najmanje 100 puta više nego kada bi se fluidizovao samo vlažan prah produkta. Velika brzina vazduha obezbeĀuje veoma turbulentne uslove, a sa tim i visoke vrednosti koeficijenata prenosa toplote i mase. MeĀutim, visina sloja ne sme biti prevelika, da bi se pad pritiska održao u razumnim granicama; b) Prisustvo inertnih sfera razvija površinu za razmenu toplote i mase. Slika 3.2. Mehanizam sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica a) teÿljiva suspenzija, b) pasta 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 81 3.2. OPIS EKSPERIMENTALNIH SISTEMA Eksperimentalna ispitivanja termiÿkog sušenja suspenzija su obavljena na dva laboratorijska ureĀaja. Preliminarna istraživanja su obavljena na laboratorijskom ureĀaju nominalnog kapaciteta isparavanja 1.5 dm3H2O/h (preÿnik kolone Dc=72 mm) u cilju postavljanja podloga za projektovanje i izradu uveýanog laboratorijskog (poluindustrijskog) postrojenja izabranog kapaciteta. Druga serija ogleda obavljena je na uveýanom laboratorijskom (poluindustrijskom) demonstracionom postrojenju nominalnog kapaciteta isparavanja 15-20 dm3H2O/h (preÿnik kolone Dc=215 mm) u cilju dobijanja što pouzdanijih podataka za uveýanje razmera procesa i postrojenja. U obe serije ogleda prvo su odreĀeni fluido-dinamiÿki parametri fluidizovanog sloja inertnih ÿestica, zatim kapacitet isparavanja vode, a potom se pristupilo sušenju suspenzija sa razliÿitim sadržajem vode. Obavljeni su ogledi sušenja od lako teÿljivih suspenzija, sa visokim sadržajem vode, do sušenja polusuvih pasta, sa niskim sadržajem vode. Najveýi broj ogleda obavljen je pri sušenju Cineb fungicida [cink(II)-etilen-bis- (ditiokarbamat), polimer], bakar(II)-hidroksida i kalcijum(II)-karbonata. Obavljene su i kvalitativne probe sušenja suspenzija razliÿitih fungicida i pesticida (Ziram [cink(II)-bis- (dimetil-ditiokarbamat)], Propineb [cink(II)-propilen-bis-(ditiokarbamat), polimer], Mangozeb [mangan(II)-etilen-bis-(ditiokarbamat), polimerni kompleks sa cink(II) soli], bakar(II)-oksi- hlorid, bakar(II)-oksi-sulfat, bakar(II)-sulfat, Bordovska ÿorba [smeša kalcijum(II)-hidroksida i bakar(II)-tetra-okso-sulfata] i Tiram [bis-(dimetil-tiokarbamil)-disulfid], suspenzija neorganskih jedinjenja (kalcijum(II)-sulfat, kobalt(II)-karbonat, elektrolitiÿki bakar, natrijum- hlorid), suspenzije kompleksnog jedinjenja organo-bentonita [klasa hidratisanih aluminijum- silikata], suspenzije nekoliko organskih i bioloških materijala (kalcijum(II)-stearat, vinska kiselina, pivski kvasac, sojino mleko, smeše sojinog mleka sa razliÿitim biokulturama, lipozomi, paradajz kaša, sirova jaja, skrob). U tabeli P1.1 iz Priloga 1 su prikazani trivijalni nazivi, CAS oznake, IUPAC nomenklatura, hemijske i strukturne formule, hemijska klasa jedinjenja i neke osnovne karakteristike veýine sušenih materijala. U veýini eksperimenata korišýen je materijal (suspenzija, odnosno pasta) direktno iz odgovarajuýe tehnološke faze u procesu proizvodnje odgovarajuýih preparata pretežno iz HI ŽUPA, Kruševac (Cineb, bakar(II)-hidroksid, Ziram, Propineb, Mangozeb, Bordovska ÿorba i Tiram). Deo preparata obezbeĀen je iz HI ZORKA-Zaštita bilja, Šabac (bakar(II)-oksi- hlorid i bakar(II)-oksi-sulfat), HIP AZOTARA, Panÿevo (kalcijum(II)-karbonat), RTB BOR- Topionica i rafinacija, Bor (elektrolitiÿki bakar) i Instituta za tehnologiju nuklearnih i drugih mineralnih sirovina (ITNMS), Beograd (kalcijum(II)-sulfat, kobalt(II)-karbonat i organo- bentonit). Manji deo ogleda obavljen je sa suspenzijama koje su formirane ponovnim dispergovanjem prethodno osušenog praškastog proizvoda u vodi. Obavljeno je ukupno 327 ogleda, od ÿega 28 u prvoj seriji (u koloni preÿnika 72 mm) i 299 u drugoj seriji (u koloni preÿnika 215 mm). Od ukupno 327 ogleda, 130 se odnosilo na isparavanje vode (tj. sušenje “idealne suspenzije”), a 197 na sušenje razliÿitih suspenzija. 82 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Navedena ispitivanja su obuhvatila definisanje suspenzija koje se mogu sušiti na predloženi naÿin, ocenu kvaliteta produkta, definisanje optimalnih parametara (ulazna temperatura, temperatura sloja, brzina vazduha) za svaku suspenziju pojedinaÿno, uticaj protoka vazduha na karakteristike procesa, uticaj veliÿine inertnih ÿestica na karakteristike procesa, uticaj predgrevanja suspenzije na karakteristike procesa, stepen otiranja inertnih ÿestica i uticaj mehaniÿke agitacije sloja. 3.2.1. Laboratorijski sistem sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, kapaciteta isparavanja 1.5 dm3H2O/h Laboratorijski ureĀaj nominalnog kapaciteta isparavanja 1.5 dm3H2O/h (slika 3.3) sastoji se od staklene fluidizacione kolone preÿnika 72 mm u donjem delu i preÿnika 100 mm u gornjem delu, ukupne visine 300 mm. Kolona je snabdevena mehaniÿkom mešalicom ÿija je uloga razbijanje eventualno nastalih agregata vlažnih ÿestica, kao i kontrola veliÿine mehura na taj naÿin što se mehaniÿkim “seÿenjem” spreÿava porast veliÿine mehura po visini sloja. Sistem je snabdeven standardnim ciklonom I40x100 mm (centrifugalnim separatorom) za izdvajanje osušenih ÿestica produkta, razervoarom za prihvat praškastog produkta i cilindriÿnim filter vreýama dimenzija I150x800 mm. Fluidizaciona kolona se snabdeva vazduhom iz kompresora, ÿija se temperatura održava na željenoj vrednosti na ulazu u sloj inertnih ÿestica pomoýu elektriÿnog predgrejaÿa i sistema za kontrolu temperature (TIC). Protok vazduha se meri rotametrom. Suspenzija se priprema u rezervoaru i održava u homogenom stanju pomoýu mešalice. Doziranje suspenzije u sloj inertnih ÿestica se vrši peristaltiÿkom pumpom sa promenljivim brojem obrtaja koja je snabdevena elastiÿnim silikonskim crevom preÿnika 6 mm. Suspenzija je ukapavana u sredinu sloja inertnih ÿestica na 200 mm od dna kolone. Merenje protoka suspenzije vršeno je na taj naÿin što je rezervoar, koji je elastiÿnim crevom povezan sa peristaltiÿkom pumpom, bio postavljen na vagu nosivosti do 5 kg. Protok suspenzije je odreĀivan praýenjem promene mase rezervoara sa vremenom. Za svaku formiranu suspenziju odreĀivan je sadržaj vode i gustina suspenzije. U ogledima u kojima je isparavana teÿna faza vode, voda (“idealna suspenzija”) je dozirana pomoýu kalibrisane laboratorijske klipne pumpe sa promenljivim hodom klipa. Fluidizovani sloj u koloni je formiran od inertnih ÿestica - staklenih sfera srednjeg preÿnika 0.835 mm (polidisperzna frakcija veoma uskog opsega preÿnika ÿestica koja se koristi u kugliÿnim mlinovima). Temperature su merene digitalnim meraÿima sa Ni-CrNi termoparovima. Treba napomenuti da nije postojala moguýnost praýenja relativne vlažnosti vazduha. Vrednost relativne vlažnosti ulaznog vazduha je pretpostavljana, dok vrednost relativne vlažnosti vazduha na izlazu iz sušnice proizilazi iz odgovarajuýih proraÿuna. Tokom sušenja suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica usled uÿestalih sudara i trenja postoji moguýnost pojave statiÿkog naelektrisanja sitnih ÿestica sušenog materijala. Stoga je ceo laboratorijski sistem dobro uzemljen u cilju prevazilaženja elektrostatiÿkih efekata, 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 83 tj. obezbeĀenja kontrolisanog elektriÿnog pražnjenja ÿestica sušenog materijala. Ostale karakteristike eksperimentalnog sistema navedene su u tabeli 3.1. U laboratorijskom sistemu vršeni su ogledi sa doziranjem vode (“idealna suspenzija”) i ispitivan je proces sušenja suspenzije Cineba (hemijska klasa: tiokarbamati, tabela P1.1 u Prilogu 1). U ogledima u kojima je dozirana voda varirani su protok vazduha, ulazna temperatura vazduha i protok vode. U ogledima u kojima je sušena suspenzija varirani su protok vazduha, ulazna temperatura vazduha i sadržaj vode u suspenziji. U veýini ogleda odreĀivan je sadržaj vlage i aktivne materije u dobijenom prahu, kao i granulometrijski sastav praha. Slika 3.3. Šematski prikaz laboratorijskog postrojenja za sušenje suspenzija 1 - fluidizaciona kolona, 2 - inertne ÿestice, 3 - distributivna ploÿa (i nosaÿ sloja), 4 - mešalica, 5 - ciklon, 6 - filter vreýe, 7 - prihvatna posuda za suv prah, 8 - elektriÿni grejaÿ, 9 - rezervoar suspenzije sa mešalicom, 10 - dozir pumpa, FI - meraÿ protoka vazduha, TI - indikacija temperature, TIC - indikacija i kontrola temperature Tabela 3.1. Karakteristike fluidizacione kolone (Dc=72 mm) i sloja inertnih ÿestica Parametar Simbol Laboratorijski ureĀaj Preÿnik kolone (mm) Dc 72 Preÿnik inertnih ÿestica (mm) dp 0.835 Gustina inertih ÿestica (kg/m3) Ʊp 2640 Statiÿka visina sloja (m) H0 0.06 Masa sloja (kg) Msl 0.85 Masa jedne inertne ÿestice (mg) mp 0.849 Broj ÿestica (u106) (kom.) N 0.448 Ukupna površ. inertnih ÿestica (m2) Ap 1.018 Min. brzina fluidizacije (20qC) (m/s) * UmF 0.537 Brzina odnošenja ÿestica (20qC) (m/s) ** Ut 7.52 Pad pritiska u sloju (Pa) ƅP 901 *odreĀeno iz Ergun-ove /1952/ jednaÿine **odreĀeno prema Kunii-u i Levenspiel-u /1969/ 84 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Potrebno je napomenuti da su preliminarna ispitivanja izvršena na eksperimentalnom sistemu koji nije sasvim adekvatan u pogledu stabilnosti protoka i kontrole ulazne temperature vazduha. TakoĀe, moguýe je da u svim ogledima nisu do kraja bili uspopstavljeni stacionarni uslovi. I pored toga, posmatrano u celini, kvalitet preliminarnih podataka je zadovoljavajuýi i podaci su iskorišýeni za analizu procesa. 3.2.2. Uveýani laboratorijski (poluindustrijski) sistem sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, kapaciteta isparavanja 15-20 dm3H2O/h U cilju dobijanja što pouzdanijih podataka za uveýanje razmera procesa i postrojenja za sušenje, izgraĀeno je poluindustrijsko postrojenje, koje bi omoguýilo dobijanje realnijih podataka u odnosu na laboratorijski sistem. Poluindustrijski ureĀaj za sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih staklenih sfera je šematski prikazan na slici 3.4 i sastoji se od fluidizacione kolone (komore za sušenje), koja na dnu ima raspodeljivaÿ vazduha, preko koga je postavljena mreža od nerĀajuýeg ÿelika nominalne veliÿine okaca od 0.2 mm. Vazduh iz ventilatora se zagreva pomoýu elektriÿnog predgrejaÿa koji je spregnut sa regulatorom temperature (TIC1). Suspenzija se iz rezervoara, koji je snabdeven mešalicom, pomoýu peristaltiÿke pumpe direktno dozira u fluidizovani sloj na 100 mm iznad raspodeljivaÿa vazduha. U nekoliko ogleda, kada je vlažni materijal bio u obliku guste paste, doziranje je izvoĀeno pužnim transporterom. U ovim ogledima fluidizaciona kolona je bila snabdevena mehaniÿkom mešalicom (|30 min-1) radi spreÿavanja stvaranja veýih vlažnih agregata. Sistem za doziranje je spregnut sa regulatorom temperature (TIC2) postavljenim na 0.7 m od dna kolone, ÿime je omoguýeno održavanje zadate izlazne temperature vazduha (Tge). Izlazna temperatura gasa iz kolone je usvojena i kao temperatura “sušenja”. Regulator temperature (TIC3), postavljen na istoj poziciji kao i TIC2, setovan je na vrednost koja je za 20qC viša od zadate temperature sušenja i uloga TIC3 je da doziranjem teÿne faze vode u sistem (zaštitni krug) spreÿi pregrevanje sloja usled eventualnih poremeýaja u radu sistema za doziranje. Izlazna temperatura gasa iz kolone je usvojena i kao temperatura “sušenja”. Tokom izvoĀenja procesa vazduh iznosi prah osušenog produkta iz fluidizovanog sloja inertnih ÿestica. Separacija osušenog produkta iz iskorišýenog vazduha se vrši u tri uzastopna ureĀaja: ciklonu, vreýastom filtru i skruberu. Standardni ciklon sa tangencijalnim uvoĀenjem vazduha (centrifugalni separator) preÿnika I200 mm u cilindriÿnom delu i vreýasti filter sa 5 cilindriÿnih filter vreýa ukupne površine 3.46 m2 su procesni ureĀaji, tj. služe za izdvajanje korisnog produkta. Pre ispuštanja u atmosferu izlazni vazduh prolazi kroz skruber sa inertnim punjenjem (plastiÿni rašigovi prstenovi). Srednje efikasni skruber, niskog pada pritiska, je prvenstveno u ekološkoj funkciji jer pored uklanjanja najsitnijih ÿestica osušenog materijala dolazi i delimiÿno do apsorpcije gasova (mirisa) u teÿnosti skrubera (vodi). 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 85 Iz šematskog prikaza na slici 3.4, uoÿava se da je ventilator postavljen na kraju procesne linije tako da ceo sistem radi pod vakuumom u odnosu na ambijetalni pritisak. Na ovaj naÿin je spreÿeno isticanje i vazduha i osušenog praškastog produkta iz postrojenja za sušenje, što doprinosi efikasnosti izvoĀenja procesa i ekološkoj zaštiti radnog okruženja. Protok vazduha se meri pomoýu prigušne ploÿe, a temperature ispred sloja, u sloju i iza sloja se mere digitalnim meraÿima temperature. Tokom eksperimenata su ulazne i izlazne temperature kontinualno registrovane pomoýu raÿunarskog sistema za automatsko prikupljanje i obradu podataka (akvizicioni sistem). Kao u laboratorijskom sistemu i u ovom sistemu nije postojala moguýnost praýenja relativne vlažnosti vazduha. Vrednost relativne vlažnosti ulaznog vazduha je pretpostavljana, dok vrednost relativne vlažnosti vazduha na izlazu iz sušnice proizilazi iz odgovarajuýih proraÿuna. TakoĀe je i ovaj sistem dobro uzemljen u cilju prevazilaženja elektrostatiÿkih efekata, tj. obezbeĀenja kontrolisanog elektriÿnog pražnjenja ÿestica sušenog materijala. Fotografija opisanog poluindustrijskog demonstracionog sistema je prikazana na slici 3.5. Slika 3.4. Šematski prikaz uveýanog laboratorijskog (poluindustrijskog) sistema za sušenje sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature Zapreminski protok suspenzije (Vsus) je odreĀivan na osnovu merenja promene nivoa u dozirnom rezervoaru sa vremenom. Maseni protok suspenzije (Gsus=Vsus˜Ʊsus) je izraÿunavan korišýenjem odgovarajuýih vrednosti gustine suspenzije (Ʊsus), koje su 86 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica eksperimentalno odreĀivane za svaku pojedinaÿnu suspenziju. Pokušaji da se protok suspenzije meri elektronskim meraÿem zapreminskog protoka su uglavnom bili neuspešni buduýi da periodiÿno dolazi do raslojavanja i taloženja suspenzije u mernoj cevi, promene otpora i promene protoka. U tim sluÿajevima bilo je neophodno periodiÿno naglo poveýati protok (da se izbije nastali “ÿep” staloženog materijala), a nakon toga protok ponovo regulisati na zadatu vrednost. Posledica ovakvog naÿina doziranja je da se pri ovim intervencijama u sloj ubaci previše suspenzije, tako da su ovi ogledi uglavnom okarakterisani povišenim sadržajem vlage u dobijenom prahu. 1 - fluidizaciona kolona 2 - ciklon 3 - vreýasti filter 4 - elektriÿni predgrejaÿ vazduha (32 kW) 5 - komandni ormar 6 - sistem za doziranje paste 7 - kontrola i automatsko prikupljanje podataka 8 - indikacija procesa 9 - razvod fluida 10 - rezervoar za prihvat produkta Slika 3.5. Mobilno poluindustrijsko demonstraciono postrojenje za sušenje suspenzija i pasta u fluidizovanom sloju inertnog materijala Komora za sušenje se sastoji od vertikalne cilindriÿne cevi preÿnika Dc=215 mm i visine 300 mm, na koju se nastavlja koniÿni deo preÿnika 320 mm i gornji cilindriÿni deo visine 300 mm. Ukupna visina komore je 1200 mm, pri ÿemu efektivna visina, iznad raspodeljivaÿa vazduha, iznosi 900 mm. Za formiranje fluidizovanog sloja korišýene su tri vrste monodisperznih sferiÿnih inertnih ÿestica: staklene sfere preÿnika dp=0.93 mm (gustina 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 87 Up=2640 kg/m3), dp=1.2 mm (gustina Up=2640 kg/m3) i dp=1.94 mm (gustina Up=2460 kg/m3). Relevantne karakteristike slojeva inertnih ÿestica su prikazane u tabeli 3.2. Površinska brzina vazduha (obraÿunata za sobnu temperaturu) je varirana od 0.96 do 2.45 m/s, temperatura ulaznog vazduha (Tgi) je varirana izmeĀu 121qC i 430qC, temperatura izlaznog vazduha (Tge) je održavana u intervalu od 43 do 128qC, dok je razlika temperatura (Tgi- Tge) pri navedenim uslovima iznosila od 47 do 317qC. Sadržaj vlage u polaznom materijalu koji se suši (suspenziji) je varirao u granicama od 0.51 do 0.95 kgH2O/kgsus. U radu su prikazane dve serije ogleda, u prvoj seriji je dozirana ÿista voda, a u drugoj seriji sušene su suspenzije Cineba ([CH2-NH-CS2]2-Zn), bakar(II)-hidroksida (Cu[OH]2) i kalcijum(II)-karbonata (CaCO3). Staklene sfere preÿnika 1.94 mm su korišýene u svim ogledima, osim u nekoliko ogleda sušenja suspenzije Cineba gde su korišýene sitnije sfere. U ogledima u kojima je dozirana ÿista voda (“idealna suspenzija”) varirani su protok vazduha, ulazna temperatura vazduha i protok vode. U ogledima u kojima su sušene suspenzije varirani su protok vazduha, ulazna temperatura vazduha i sadržaj vode u suspenziji. U svim ogledima odreĀivan je sadržaj vlage i aktivne materije u dobijenom prahu, a za prah Cineb fungicida odreĀivan je i granulometrijski sastav. U ovom eksperimentalnom sistemu su uspešno sušeni i drugi materijali: fungicidi i pesticidi (Ziram, Propineb, Mangozeb, bakar(II)-oksi-hlorid, bakar(II)-oksi-sulfat, bordovska ÿorba), neorganska jedinjenja (kalcijum(II)-sulfat, kobalt(II)-karbonat, elektrolitiÿki bakar, natrijum-hlorid) i kompleksno jedinjenje organo-bentonit. Eksperimentalne probe sušenja nekoliko organskih i bioloških materijala, kao što su kalcijum(II)-stearat, vinska kiselina, pivski kvasac, sojino mleko, smeše sojinog mleka sa biokulturama, lipozomi, paradajz kaša, sirova jaja, skrob, su bile neuspešne. Tabela 3.2. Karakteristike fluidizacione kolone (Dc=215 mm) i slojeva inertnih ÿestica Parametar Simbol Uveýani laboratorijski ureĀaj (poluindustrijski ureĀaj) Preÿnik kolone (mm) Dc 215 Preÿnik inertnih ÿestica (mm) dp 0.925 1.2 1.94 Gustina inertnih ÿestica (kg/m3) Ʊp 2640 2640 2460 Statiÿka visina sloja (m) H0 0.08 0.1 0.08 0.1 0.095 0.122 Masa sloja (kg) Msl 4.53 5.75 4.45 5.75 5.3 6.79 Masa jedne inertne ÿestice (mg) mp 1.094 2.39 9.4 Broj ÿestica (x 106) (kom) N 4.14 5.26 1.86 2.41 5.99 7.22 Ukupna površ. inertnih ÿestica (m2) Ap 11.12 14.13 8.42 10.89 6.8 8.54 Min. brzina fluidizacije (20qC) (m/s) * UmF 0.603 0.785 1.114 Brzina odnošenja (20qC) (m/s) ** Ut 7.92 9.02 11.07 Pad pritiska u sloju (Pa) ƅP 1201 1501 1201 1501 1329 1707 *odreĀeno iz Ergun-ove /1952/ jednaÿine **odreĀeno prema Kunii-u i Levenspiel-u /1969/ 88 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 3.3. MODELOVANJE PROCESA U SUŠNICI SA FLUIDIZOVANIM SLOJEM INERTNIH þESTICA Pregledom literature je ustanovljeno da postoji veliki broj radova koji se bavi ispitivanjem kinetike sušenja razliÿitih suspenzija na pojedinaÿnim inertnim ÿesticama /napr. Konovalov i dr., 2003; Leontieva i dr., 2004/, kao i u šaržnim procesima u sušnicama sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica /napr. Lee i Kim, 1999; Heinrich i dr., 2003/. Modela za kontinualno sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica ima vrlo malo, i uglavnom se baziraju na ukupnim bilansima mase i toplote /napr. Taruna i Jindal, 2002/. Generalno, za konvektivne sisteme sušenja na inertnim ÿesticama veýi broj autora pretpostavlja formiranje tankog uniformnog filma suspenzije na površini inertnih ÿestica, a s obzirom da inertne ÿestice u sloju obezbeĀuju veliku površinu kontakta, procesi prenosa toplote i mase su brzi ÿak i kad je poveýan sadržaj vlage u agensu za sušenje (atmosferskom vazduhu), s obzirom da se ovakav vazduh, usled naÿina izvoĀenja procesa, i dalje nalazi u stanju udaljenom od stanja termodinamiÿke ravnoteže sa kondenzatom vlage. Stoga se smatra da nema otpora difuziji vlage i prenosu toplote kroz film suspenzije i da se sušenje odvija u periodu “kvazi-konstantne” brzine sušenja. U tom periodu temperatura površine inertnih ÿestica ostaje približno konstantna i bliska je temperaturi adijabatskog zasiýenja vazduha (Twb) a sva dovedena toplota se koristi samo na isparavanje vlage /napr. Lee i Kim, 1993, 1999; Szentmarjay i dr., 1996; Kerkhof, 2000; Leontieva, 2002; Kudra i Mujumdar, 2002; Kutsakova, 2004/. Jedna od osnovnih pretpostavki je da je u fluidizovanom sloju ostvareno idealno mešanje, što znaÿi da su sve inertne ÿestice u sloju na istoj temperaturi i da je isti sadržaj vlage u filmu suspenzije na površini inertnih ÿestica /Lee i Kim, 1999; Kerkhof, 2000/. Iz ove pretpostavke proizilazi da procesom sušenja upravljaju samo spoljni prenos toplote i mase. Kao rezultat idealnog mešanja u sloju ýe biti uniformna raspodela i temperature i sadržaja vlage sušenog materijala. Ova pretpostavka se može delimiÿno prihvatiti, s obzirom da je brzina sušenja vlažnog materijala koji se nalazi na površini inertne ÿestice sporija u odnosu na brzinu dispergovanja (mešanja) inertnih ÿestica u sloju /Trojoski i dr., 1989/. Trojoski i dr. /1989/ su na osnovu ispitivanja stepena okvašenosti staklenih ÿestica teÿnom fazom vode zakljuÿili da intenzitet mešanja inertnih ÿestica u fluidizovanom sloju nije dovoljan da se obezbedi apsolutno uniformna distribucija teÿne faze po celoj zapremini sloja. 3.3.1. Bilansi prenosa toplote i mase Teorijski se kapacitet isparavanja vlage može odrediti iz konvencionalne jednaÿine brzine prenosa mase: lmpyOH yAkW 2 ' (3.1) ako se temperatura površine ÿestice može odrediti sa zadovoljavajuýom taÿnošýu. U ovom izrazu kY je koeficijent prenosa mase, Ap je ukupna površina inertnih ÿestica i 'ylm je srednja 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 89 logaritamska pogonska sila. Markowski /1992/ je dobio zadovoljavajuýe slaganje eksperimentalnih podataka za sušenje suspenzije životinjske krvne plazme na inertnim ÿesticama u “režimu brzog fontanovanja u plitkom sloju”. Sledeýi rad Lykov-a /1967/, Markowski je koristio rešenje Fourier-ove jednaÿine za nestacionarni prenos toplote za predviĀanje temperature na površini inertnih ÿestica, ukupnog koeficijenta prenosa toplote u sloju i predložio je metodu za odreĀivanje pogonske sile za spoljnji prenos mase. MeĀutim, ovaj pristup se ne može tako jednostavno proširiti na sušnicu sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica. Ovaj pristup se može primeniti samo za rastvore i suspenzije gde se pretpostavka da je film uniformno raspodeljen po celokupnoj masi inertnih ÿestica ÿini prihvatljivom. U fluidizovanom sloju je, meĀutim, samo deo inertnih ÿestica obložen filmom suspenzije. Sa druge strane, ako je vlažan materijal u vidu paste, u sloju ýe egzistirati i vlažni agregati. Do sada još uvek ne postoji naÿin da se u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica odredi stvarno raspoloživa kontaktna površina. Za svrhu projektovanja i simulacije sušenja mnogo jednostavniji pristup pri modelovanju je postavljanje ukupnog bilansa toplote za ceo sloj: (3.2) gwA0ge L pwOHA0gepmmgegipgv Q]r)TT(C[G)TT(CG)TT(CG 2   gde su Gv, Gm i GH2O - maseni protoci vlažnog vazduha, suve materije u supenziji i vode u suspenziji na ulazu u sušnicu, Cpg, Cpm i CpwL - specifiÿne toplote ovih komponenti, rw - latentna toplota isparavanja vode, a Qg - toplotni gubici. Kako je maseni protok suspenzije: OHmSUS 2GGG  (3.3) i ako je sadržaj vode u suspenziji definisan kao: G G = x SUS OH 0 2 (3.4) sledi da je G x )x - (1 = G )x - (1 = G OH 0 0 SUS0m 2 (3.5) Zamenom jednaÿine (3.5) u jednaÿinu (3.4) dobija se izraz za odreĀivanje kapaciteta ispravanja teÿne faze vode: r + )T - T(C + )T- T( C ])/xx-[(1 Q - )T - T( CG = G w0Age L pw0Agepm00 ggegipgv OH2 (3.6) Ako se zanemare toplotni gubici (Qg), jednaÿina (3.6) postaje: r + )T - T( C + )T- T( C ])/xx-[(1 )T - T( CG A 1 = A G = W w0Age L pw0Agepm00 gegipgv cc OH OH 2 2 (3.7) gde je WH2O - specifiÿna brzina isparavanja teÿne faze vode, a Ac -površina popreÿnog preseka komore za sušenje neposredno iznad distributora vazduha. 90 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica U sluÿaju da se ne zanemaruju toplotni gubici (Qg): )TT(CGFQ gegipgvgg  (3.8) jednaÿina (3.6) postaje: r + )T - T( C + )T- T( C ])/xx-[(1 )T - T( CG)F1( A 1 = A G = W w0Age L pw0Agepm00 gegipgg v cc OH OH 2 2  (3.9) gde je Fg faktor gubitaka toplote. Pretpostavlja se da gubitke toplote iz sušnice kontroliše prelaz toplote slobodnom (prirodnom) konvekcijom i razmenjena toplota sa okolinom zraÿenjem od zida komore za sušenje u okolinu. Gubici toplote prelazom toplote prirodnom konvekcijom se izraÿunavaju iz sledeýih izraza /đorĀeviý i dr., 1997/: A0geg pk srpk gpk 33.0 pk srgsrsr A0gepsr 2 fsr 3 pk TTA De Nu Q Pr)Gr(135.0Nu )T273( )TT(CgDe PrGr ˜˜O ˜ OP U ˜ (3.10) Gubici toplote usled razmenjene toplote sa okolinom zraÿenjem se izraÿunavaju iz sledeýeg izraza /đorĀeviý i dr., 1997/: »»¼ º ««¬ ª ¹¸ · ©¨ § ¸¸¹ · ¨¨© § ˜˜H 4 A0 4 ge gc1gzr 100 273T 100 273T ACQ (3.11) gde su: H1= 0.52 stepen crnoýe za poliran ÿelik, Cc=5.77˜10-3 kW/(m2K4) konstanta zraÿenja apsolutno crnog tela, Ag (=A1+A2+A4+Akrov, slika 3.6) površina za toplotne gubitke. Slika 3.6. Skica površina za razmenu toplote prirodnom konvekcijom i zraÿenjem 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 91 Ostali relevantni parametri konvektivne sušnice su: - specifiÿna potrošnja vazduha: OH v 2 G G SV (3.12) - specifiÿni utrošci toplote u odnosu na razliku (Tgi-T0A): OH A0gipgv' 2 G TTCG q ˜˜ (3.13) u odnosu na razliku (Tgi-Tge): OH gegipgv 2 G TTCG q ˜˜ (3.14) U tabeli 3.3 su prikazane temperaturne zavisnosti relevantnih fiziÿko-hemijskih parametara za suv vazduh, suvozasiýenu vodenu paru i vodu u teÿnoj fazi, korišýenih u proraÿunu. Tabela 3.3. Fiziÿko-hemijski parametri suvog vazduha, vodene pare i teÿne vode u zavisnosti od temperature /đorĀeviý i dr., 1997/ 3 g 102 g 7 g 5 pgsv T10612.3T10077.5T10152.1006.1C  ˜˜˜ suv vazduh 63g102g5g2sv 10T10497.1T10262.2T10742.4039.17  ˜˜˜˜ P Tg=0qC y350qC teÿna voda 3 g 62 g 3 g L w T107027.7T1087.4T0113.0155.1000  ˜˜˜ U Tg=0qC y200qC 2g 3 gw T10537.3T033.2413.2495r ˜˜ Tg=0qC y200qC S S Swb p0749.0 p3953.75 p2858.30T  ˜˜ 3g 62 g 5 g 33 s T10593.1T10603.8T10728.210299.3p  ˜˜˜˜ 2 TT T A0gesr  sv sr 3 psr M T10718.575.28 C ˜ 3sr52sr 10T10844.610377.2  ˜˜˜ O za proraÿun toplotnih gubitaka u okolinu 6sr2sr 10T10996.322.17  ˜˜ P Tsr=0qC y120qC 92 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 3.4. PRELIMINARNA ISPITIVANJA SUŠENJA SUSPENZIJA NA LABORATORIJSKOM UREđAJU KAPACITETA 1.5 lH2O/h 3.4.1. Izbor adekvatnog sistema za doziranje suspenzija Na poÿetku ispitivanja sušenja najveýi eksperimentalni problem je bio da se obezbedi stabilno doziranje suspenzija i pasta u fluidizovani sloj inertnih ÿestica i dosta vremena je utrošeno da se obezbedi konstantan protok suspenzije u cilju dobijanja pouzdanih podataka. Ispitivano je nekoliko varijanti sistema za doziranje suspenzija, a za testiranje tih sistema su korišýene suspenzije Cineba i bakar(II)-hidroksida, razliÿitog sadržaja vlage. Doziranje vakuum pumpom (dvofluidnom mlaznicom). U ovom sluÿaju se vazduh iz kompresora protokom od V0=8 m3/h uvodio u vakum pumpu preÿnika 5 mm koja je postavljena na zidu kolone pod uglom od 30q, tako da je mlaz usmeren na centar gornje površine sloja fluidizovanih inertnih ÿestica (slika 3.7), a usisno crevo uronjeno je u rezervoar suspenzije koja se stalno meša. Na ovaj naÿin se u sloj dozira suspenzija u vidu fine disperzije kapljica. Kontrola doziranja vršena je manuelno na osnovu praýenja temperature sloja. Ovim postupkom temperatura sloja je održavana približno konstantnom. Ovakvo doziranje ograniÿeno je na teÿljive suspenzije, i utvrĀeno je da je donja granica sadržaja vode za Cineb oko 69%, a za bakar(II)-hidroksid oko 76% vode. Doziranje peristaltiÿkom pumpom. U ovom sluÿaju se suspenzija iz rezervoara, koji je snabdeven mešalicom, pomoýu peristaltiÿke pumpe direktno usipa u fluidizovani sloj inertnih ÿestica. Kontrola doziranja je vršena pomoýu regulatora temperature postavljenog iznad sloja. Na ovaj naÿin se mogu dozirati relativno retke (teÿljive) suspenzije (slika 3.8). Slika 3.7. Šema doziranja suspenzije vakuum pumpom Slika 3.8. Šema doziranja suspenzije peristaltiÿkom pumpom 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 93 Doziranje klipnom pumpom. Da bi se omoguýilo doziranje suspenzija sa manjim sadržajem vode, odnosno pasta, na kolonu je postavljena klipna pumpa (slika 3.9) koja ima dimenzije cilindra I100x300 mm. Manuelnim pokretanjem klipa pasta se potiskuje i u komadiýima ubacuje u centar sloja fluidizovanih inertnih ÿestica. Ubaÿeni agregati vlažne paste se odmah po ubacivanju u sloj razbijaju pomoýu inertnih ÿestica i mehaniÿke mešalice na manje agregate veliÿine oko 3-4 mm, koji fluidizuju zajedno sa inertnim ÿesticama i postepeno se suše. U ovom sluÿaju brzina doziranja (tj. brzina pomeranja klipa) je podešavana u skladu sa vizuelnim praýenjem temperature sloja. Na ovaj naÿin mogle su se dozirati paste Cineba sa oko 60% vode i bakar(II)-hidroksida sa oko 68% vode. Doziranje pužnim transporterom (slika 3.10). Ispitivanja su pokazala da se bakar(II)- hidroksid sa 50% vode može transportovati pužnim transporterom. Kontrola doziranja je vršena pomoýu regulatora temperature postavljenog iznad sloja. Ispitivanja su pokazala da i u ovom sluÿaju sistem radi stabilno. Ubaÿeni komadi paste se odmah po ubacivanju u sloj razbijaju inertnim ÿesticama i mehaniÿkom mešalicom na manje agregate veliÿine oko 3-4 mm, koji fluidizuju sa inertnim ÿesticama i postepeno se suše. Slika 3.9. Šema doziranja paste klipnom pumpom Slika 3.10. Šema doziranja paste pužnim transporterom Na osnovu rezultata dobijenih iz testiranja navedenih varijanti za doziranje suspenzija, za teÿljive suspenzije, sa manjim sadržajem vode, je izabran sistem sa peristaltiÿkom pumpom, a za guste suspenzije, odnosno paste, sistem sa pužnim transporterom, koji su korišýeni i u laboratorijskom i u poluindustrijskom ureĀaju za sušenje suspenzija. U tabeli 3.4 su prikazani rezultati testiranja moguýnosti doziranja vodenih suspenzija Cineba, Cu(OH)2 i CaCO3 razliÿitog sadržaja vlage, kao i optimalni sadržaj vlage za doziranje peristaltiÿkom pumpom (gušýe paste se doziraju pužnim transporterom). 94 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Tabela 3.4. Ocena gustoýe i teÿljivosti pasti Cineba, Ca(OH)2 i CaCO3 suspenzija/ pasta x0 kgH2O/kgsus ocena gustoýe optimalni sadržaj vlage za peristaltiÿku pumpu Cineb 0.5514 0.6177 0.6301 0.6370 0.6435 0.6509 0.6556 0.6611 Polusuva vrlo gusta pasta Viskozna reĀa pasta ReĀa homogena pasta -» ¨- -» ¨- Retka homogena pasta -» ¨- Lakopokretna retka pasta pasta Cineba sa 62 do 65% vode, zadovoljavajuýa sa aspekta moguýnosti doziranja Cu(OH)2 0.5413 0.5565 0.5627 0.5655 0.5845 0.5929 0.6697 Gusta homogena pasta -» ¨- Fina gusta homogena pasta -» ¨- ReĀa homogena pasta Retka homogena pasta Relativno retka suspenzija pasta Cu(OH)2 sa 55- 60% vode, zadovoljavajuýa sa aspekta moguýnosti doziranja CaCO3 0.5193 0.5546 0.5720 0.5771 0.6137 Polusuva vrlo gusta pasta Vrlo gusta pasta Gusta pasta -» ¨- Viskozna reĀa pasta pasta CaCO3 sa 60% vode, zadovoljavajuýa sa aspekta moguýnosti doziranja 3.4.2. Rezultati preliminarnih ispitivanja sušenja suspenzija na laboratorijskom ureĀaju Sušenje suspenzija je izvoĀen kontinualno u laboratorijskom sistemu. Izvršene su dve grupe ogleda: u prvoj grupi ogleda je dozirana teÿna faza vode, kao “idealna suspenzija”, a u drugoj grupi ogleda sušena je suspenzija tehniÿkog Cineb fungicida. U ogledima u kojima je dozirana teÿna faza vode, protok vazduha je bio konstantan u skladu sa maksimalnim moguýnostima kompresora, tako da je i površinska brzina vazduha bila konstantna i imala vrednost U0=0.914 m/s (na T0A=15ºC), koja je 1.81 puta veýa od vrednosti minimalne brzine fluidizacije (UmF) na istoj temperaturi. U ovim ogledima varirana je ulazna temperatura vazduha i ulazni protok vode. Eksperimenti su vršeni na taj naÿin što su u svakom ogledu bili fiksirani protok vazduha i ulazna temperatura vazduha, a variran je protok vode koja se isparava. Maksimalni protok vode koji se pri datim uslovima može tretirati odreĀivan je vizuelnim praýenjem kvaliteta fluidizacije inertnih ÿestica, tj. da li dolazi do zagušivanja sloja. Eksperimentalni rezultati prikazani su u tabeli P2.1 u Prilogu 2, dok su kljuÿni parametri: specifiÿna brzina isparavanja teÿne faze vode (specifiÿni kapacitet isparavanja vode), specifiÿni utrošak toplote i specifiÿna potrošnja vazduha prikazani na slikama 3.11, 3.12 i 3.13. Na slici 3.11-A prikazana je zavisnost specifiÿnog kapaciteta isparavanja vode (WH2O) u funkciji razlike temperatura izmeĀu ulaznog vazduha u sloj i vazduha na izlazu iz sloja (ƅT= 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 95 Tgi-Tge), a na slici 3.11-B u funkciji temperature sušenja (Tge), pri konstantnoj temperaturi ulaznog vazduha (Tgi) i konstantnoj površinskoj brzini (U0 = 0.914 m/s) za oglede u kojima je dozirana teÿna faza vode. Na osnovu slika 3.11-A i 3.11-B se uoÿava da je kapacitet isparavanja direktno proporcionalan pogonskoj sili, tj. razlici temperatura ƅT=Tgi-Tge. Može se smatrati da je temperatura izlaznog vazduha praktiÿno jednaka temperaturi samog sloja, s obzirom da je u veýini ogleda konstatovano da je temperatura izlaznog vazduha za nekoliko stepeni iznad temperature sloja. Sa slika se uoÿava da kapacitet isparavanja može biti veoma visok, i do 100 kgH2O/m2h. Tgi-Tge, oC 0 20 40 60 80 100 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 0 20 40 60 80 100 120 Tgi=111 oC Tgi=137 oC Tgi=173 oC A Tge, oC 20 40 60 80 100 120 140 160 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 0 20 40 60 80 100 120 B Slika 3.11. Specifiÿni kapacitet isparavanja vode u funkciji razlike temperatura (A) i temperature sušenja (B) pri doziranju teÿne faze vode Na slici 3.12 prikazana je specifiÿna potrošnja toplote pri doziranju teÿne faze vode. Specifiÿna potrošnja toplote je obraÿunata na dva naÿina: kao utrošak u odnosu na stvarnu pogonsku silu (vrednost oznaÿena sa q), odnosno utrošak baziran na razlici temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha ƅT=Tgi-Tge i kao utrošak u odnosu na stvarno unetu koliÿinu toplote (vrednost oznaÿena sa q'), odnosno utrošak baziran na stvarnoj razlici temperatura ƅT=Tgi-T0A, gde je T0A - temperatura okoline. Treba napomenuti da je realni utrošak toplote veýi od vrednosti dobijenih za q' za faktor efikasnosti generatora toplote. U ovom sistemu je eksperimentalno utvrĀeno da efikasnost elektriÿnog predgrejaÿa vazduha iznosi 80%. Specifiÿna potrošnja toplote (q) je približno konstantna, tj. nezavisna od ulazne temperature vazduha (Tgi) i od protoka vode (GH2O) i neznatno je iznad latentne toplote isparavanja vode (rw). Stvarni utrošak toplote (q'), obraÿunat u odnosu na razliku temperatura ƅT=Tgi-T0A, veoma zavisi od naÿina izvoĀenja procesa. Za male razlike temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (ƅT=Tgi-Tge) specifiÿni utrošak toplote (q') je veoma visok (i do 35000 kJ/kgH2O), a veýi je što se koriste više ulazne temperature vazduha. Specifiÿni utrošak toplote (q') opada sa poveýanjem razlike temperatura, asimptotski težeýi vrednosti latentne toplote isparavanja vode. 96 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Na slici 3.13. prikazan je specifiÿni utrošak vazduha (SV) pri doziranju teÿne faze vode. Može se uoÿiti da specifiÿna potrošnja suvog vazduha opada sa poveýanjem razlike temperatura ƅT=Tgi-Tge i da se svi podaci mogu prikazati jednom linijom, što znaÿi da je ovaj utrošak nezavisan od ulazne temperature vazduha (Tgi) i protoka vode (GH2O). Tgi-Tge, oC 0 20 40 60 80 100 q ' i q , k J/ kg H 2O 0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 rW q q' Tgi=111 oC Tgi=137 oC Tgi=173 oC Tgi-Tge, oC 0 20 40 60 80 100 SV , k g v az d ./ kg H 2O 0 50 100 150 200 250 300 Slika 3.12. Specifiÿna potrošnja toplote pri doziranju teÿne faze vode u funkciji razlike temperatura Slika 3.13. Specifiÿna potrošnja vazduha pri doziranju teÿne faze vode u funkciji razlike temperatura Praýenjem stabilnosti rada sušnice tokom doziranja teÿne faze vode, primeýeno je da pri temperaturi ulaznog vazduha Tgi<100qC i pri istovremeno veoma malim protocima vode GH2O<0.257 kg/h dolazi do narušavanja stabilnosti rada eksperimentalnog sistema, odnosno do smanjenja intenziteta fluidizacije, tj. zagušivanja sloja inertnih ÿestica. Zbog toga se u ogledima sušenja suspenzija nisu koristile niske ulazne temperature vazduha. Razlozi usled kojih dolazi do zagušivanja sloja inertnih ÿestica detaljnije su opisani u Poglavlju 3.5 (Ispitivanja sušenja suspenzija na uveýanom laboratorijskom (poluindustrijskom) ureĀaju kapaciteta 15-20 dm3H2O/h). Druga serija ogleda na laboratorijskom ureĀaju obuhvatila je sušenje suspenzija tehniÿkog Cineba. Da bi se omoguýilo potiskivanje suspenzije peristaltiÿkom pumpom, poÿetna suspenzija, odnosno pasta Cineba je razblaživana vodom. UtvrĀeno je da se suspenzija sa 65% vode može dozirati pumpom na zadovoljavajuýi naÿin (tabela 3.4). Ovi ogledi izvršeni su pri dva fiksirana protoka vazduha, tako da su površinske brzine vazduha u ovim ogledima bile U0=0.996 m/s (što je 1.98 puta više od minimalne brzine fluidizacije na istoj T0A) i U0=1.424 m/s (što je takoĀe 1.98 puta više od minimalne brzine fluidizacije na istoj T0A). Da bi se spreÿila termiÿka degradacija aktivne materije, ovi ogledi vršeni su na taj naÿin što je temperatura sušenja, odnosno temperatura izlaznog vazduha, održavana na vrednosti ispod 90qC. Rezultati ispitivanja prikazani su u tabeli P2.2 u Prilogu 2, dok su kljuÿni parametri: specifiÿna brzina isparavanja teÿne faze vode (specifiÿni kapacitet isparavanja vode), specifiÿni utrošak toplote i specifiÿna potrošnja vazduha prikazani na slikama 3.14, 3.15 i 3.16. 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 97 Generalno, svi zakljuÿci vezani za oglede sa doziranjem teÿne faze vode u laboratorijskom ureĀaju važe i za sušenje vodene suspenzije tehniÿkog Cineba. U pogledu specifiÿnog kapaciteta isparavanja vode (slika 3.14) može se uoÿiti da je za svaku konstantnu brzinu vazduha (odnosno maseni protok vazduha) kapacitet isparavanja direktno proporcionalan razlici temperatura ƅT=Tgi-Tge. U pogledu specifiÿne potrošnje toplote (slika 3.15) i specifiÿne potrošnje vazduha, takoĀe, važe isti zakljuÿci kao za oglede sa doziranjem teÿne faze vode, s tim što se na ovim dijagramima može uoÿiti nešto veýe rasipanje podataka koje je posledica nemoguýnosti održavanja apsolutno konstantnog protoka suspenzije. Tge, oC 40 50 60 70 80 90 100 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 100 200 300 400 500 A Tge, oC 40 50 60 70 80 90 100 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 100 200 300 400 500 C Tgi-Tge, oC 40 60 80 100 120 140 160 180 200 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 100 200 300 400 500 B U0=0.996 m/s U0=1.424 m/s Tgi-Tge, oC 40 60 80 100 120 140 160 180 200 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 100 200 300 400 500 D Tgi=139 oC Tgi=190 oC Slika 3.14. Specifiÿni kapacitet isparavanja vode pri sušenju tehniÿkog Cineba u funkciji razlike temperatura i temperature sušenja, za U0~const. (A, B) i za Tgi~const. (C, D) Na slici 3.17 je prikazano poreĀenje eksperimentalnih podataka sa vrednostima specifiÿne brzine isparavanja vode (WH2O) dobijenim na osnovu jednaÿine (3.9). Srednje apsolutno odstupanje izmeĀu eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti iznosi 29.8% (za doziranje teÿne faze vode odstupanje je 13.0%, a za sušenje vodene suspenzije Cineba odstupanje je 46.6%). Preliminarna ispitivanja su izvršena na eksperimentalnom sistemu koji nije sasvim adekvatan u pogledu stabilnosti protoka i kontrole ulazne temperature vazduha. 98 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica TakoĀe, moguýe je da u svim ogledima nisu do kraja bili uspostavljeni stacionarni uslovi izvoĀenja procesa. I pored toga, generalno, kvalitet preliminarnih podataka je zadovoljavajuýi. Tgi-Tge, oC 40 60 80 100 120 140 160 180 200 q ', kJ / kg H 2O 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 A rW U0=0.996 m/s U0=1.424 m/s Tgi-Tge, oC 40 60 80 100 120 140 q ', kJ / kg H 2O 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 B rW Tgi=139 oC Tgi=190 oC Slika 3.15. Specifiÿna potrošnja toplote pri sušenju tehniÿkog Cineba u funkciji razlike temperatura (A- U0~const., B- Tgi~const.) Tgi-Tge, oC 40 60 80 100 120 140 160 180 200 SV , k g v az d ./ kg H 2O 5 10 15 20 25 30 35 40 WH2O, cal., kgH2O/(m2h) 0 100 200 300 400 500 W H 2O , e xp ., kg H 2O / (m 2 h ) 0 100 200 300 400 500 H2O Cineb Slika 3.16. Specifiÿna potrošnja vazduha pri sušenju tehniÿkog Cineba u funkciji razlike temperatura Slika 3.17. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti specifiÿne brzine isparavanja vode Na osnovu izvršenih preliminarnih ispitivanja na laboratorijskom ureĀaju je ustanovljeno da eksperimentalni sistem radi stabilno i da ga generalno karakteriše visoka efikasnost. Specifiÿni kapacitet isparavanja vode je vrlo visok, i do 300 kW/m2sloja za oglede sa doziranjem vode. Iskorišýenje energijskog potencijala vazduha je, takoĀe, vrlo visoko. Vlažnost vazduha se na putu kroz fluidizovani sloj poveýa od 4 do 11 puta, zavisno od uslova izvoĀenja ogleda. 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 99 Visoka efikasnost u pogledu specifiÿnog utroška toplote (q') i specifiÿnog utroška vazduha (SV) je posledica visoke razlike temperatura, ƅT=Tgi-Tge, pri ÿemu se temperatura sušenja (Tge) održava na željenoj (dozvoljenoj) vrednosti. Zahvaljujuýi intenzivnom mešanju inertnih ÿestica, usled fluidizacije i mehaniÿkog mešanja, temperatura sloja je ravnomerna po volumenu, ÿime se umanjuje opasnost od lokalnog pregrevanja sušenog materijala u sloju. Utrošak toplote obraÿunat u odnosu na razliku temperatura Tgi-Tge (q), je blizu teorijski potrebnog za faznu transformaciju vode teÿnost-gas, tj. kreýe se oko latentne toplote isparavanja vode. Utrošak toplote obraÿunat u odnosu na stvarnu razliku temperatura Tgi-T0A (q') je najveýi pri najmanjoj razlici Tgi-Tge, i do 35000 kJ/kgH2O za oglede sa doziranjem vode, a asimptotski se približava teorijskom utrošku sa porastom ove razlike temperatura. U svim preliminarnim ogledima vlažnost dobijenog praha Cineba je nešto veýa od zahtevane (1%) i kreýe se od 5.44 - 6.70% u ogledima sa manjom brzinom vazduha (U0=0.997 m/s), odnosno 1.81 - 2.51% u ogledima sa veýom brzinom vazduha (U0=1.445 m/s). Može se oÿekivati da bi poveýanje protoka vazduha za oko 25% rezultiralo zadovoljavajuýom vlažnošýu produkta. Ovo, meĀutim, nije bilo moguýe proveriti u ovoj fazi preliminarnih ispitivanja usled tehniÿke nemoguýnosti poveýanja protoka vazduha. Oko 90 - 95% suvog praha se prikupi u ciklonu, a ostatak u vreýastom filtru, što je u saglasnosti sa granulometrijskim analizama produkta. U laboratorijskom ureĀaju su izvršene i uspešne probe sušenja bakar(II)-hidroksida. Ovi ogledi su izvedeni samo kvalitativno, tako da kvantitativni parametri nisu mereni. Probe sušenja vodenog rastvora vinske kiseline (sa 5, 10 i 20 % suve materije) su bile bezuspešne, buduýi da vrlo brzo nakon poÿetka doziranja vodenog rastvora vinske kiseline u sloj dolazi do slepljivanja inertnih ÿestica i mehaniÿkog blokiranja sloja. Kvalitativno ispitivanje sušenja vodene suspenzije Tirama ([bis-(dimetil-tiokarbamil)-disulfid], tabela P1.1, Prilog 1) u laboratorijskom ureĀaju je takoĀe bilo neuspešno s obzirom da je došlo do nekontrolisanog porasta temperature, sinterovanja sušenog materijala i mehaniÿkog blokiranja sloja inertnih ÿestica, verovatno usled termiÿke degradacije sušenog materijala. 100 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 3.5. ISPITIVANJA SUŠENJA SUSPENZIJA NA UVEüANOM LABORATORIJSKOM (POLUINDUSTRIJSKOM) UREđAJU KAPACITETA 15-20 dm3H2O/h Rezultati preliminarnih ispitivanja sušenja na laboratorijskom nivou su bili podloga za razvoj i projektovanje poluindustrijskog ureĀaja za sušenje suspenzija. U cilju dobijanja što pouzdanijih podataka za dalje uveýanje razmera procesa i postrojenja izvršena su ispitivanja na poluindustrijskom ureĀaju. Sušenje suspenzija je izvoĀeno kontinualno u poluindustrijskom sistemu. U svakom ogledu su podešavani protok vazduha i temperatura ulaznog vazduha (pomoýu regulatora temperature TIC1, slika 3.4) na odreĀenu vrednost. Proces doziranja suspenzije u sistem otpoÿinje onog momenta kada je temperatura izlaznog vazduha dostigla setovanu vrednost. U toku izvoĀenja procesa temperatura izlaznog vazduha je održavana na konstantnoj vrednosti, s obzirom da regulator temperature TIC2 (slika 3.4) kontroliše dinamiku doziranja suspenzije u sistem (doziranje se izvodi diskontinualno, tj. “on-off” regulacijom protoka). Stacionarni rad sistema se uspostavlja nekoliko minuta nakon što temperatura ulaznog vazduha dostigne zadatu vrednost (TIC1). Rad sistema za doziranje je podešen tako da je aktivni period doziranja sa “on-off” regulacijom protoka suspenzije iznosio 75% od ukupnog vremena doziranja. Za pouzdan rad sistema kljuÿna su tri parametra: brzina vazduha, ulazna temperatura vazduha i temperatura sušenja, tj. temperatura sloja. Brzina vazduha odreĀena je uslovima fluidizacije inertnih ÿestica i fiksirana je. Temperatura sušenja odreĀena je termiÿkom stabilnošýu materijala koji se suši i željenom izlaznom rezidualnom vlagom praškastog produkta. Za fiksiranu brzinu i ulaznu temperaturu vazduha, željena temperatura sušenja se održava kontrolom doziranja suspenzije materijala koji se suši. Sistem za sušenje radi veoma stabilno, odnosno u toku sušenja variranja temperature izlaznog vazduha ('Tge) su manje od 2qC. Za svaku od ispitivanih suspenzija odreĀivan je sadržaj vode, gustina i raspodela veliÿine ÿestica. Izvršena je karakterizacija dobijenih praškastih produkata, odnosno odreĀivana je rezidualna vlaga praha i raspodela veliÿine ÿestica. U ogledima sa suspenzijom Cineba dodatno je odreĀivan i sadržaj aktivne materije pre sušenja, u polaznoj suspenziji, i nakon sušenja, u dobijenom suvom produktu. Generalno se oko 95% praha prikupi u ciklonu, a ostatak u vreýastom filtru. Ovo je u saglasnosti sa granulometrijskom analizom produkta, koji je praktiÿno jednak granulometrijskom sastavu polazne suspenzije. Za sušenje suspenzija su najÿešýe korišýene staklene sfere preÿnika 1.94 mm kao inertne ÿestice u fluidizovanom sloju. Naime, ove relativno krupne staklene ÿestice po pravilu pripadaju D grupi prema Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji fluidizacionih osobina materijala (dp>1.5-2 mm). Primena ove grupe ÿestica u fluidizaciji nije uobiÿajena, s obzirom da dolazi do pojave mehura gasa i klipova ÿestica, što u velikoj meri smanjuje efikasnost kontakta izmeĀu gasovite i ÿvrste faze. U našem sistemu navedene pojave nisu toliko 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 101 izražene, odnosno nema znaÿajnijeg uticaja na smanjenje kvaliteta fluidizacije, s obzirom da je preÿnik staklenih sfera bliži donjoj granici preÿnika ÿestica koje se svrstavaju u D grupu. Sa smanjenjem preÿnika ÿestica koje se fluidizuju, poveýava se broj ÿestica po zapremini sloja, a samim tim i raspoloživa površina za kontakt sa suspenzijom. Sa druge strane, ako su ÿestice suviše sitne, energija usled sudara izmeĀu njih nije više dovoljna za efikasno otiranje suve skrame suspenzije sa njihove površine, kao i za drobljenje eventualno nastalih aglomerata materijala koji se suši. Graniÿna veliÿina inertnih ÿestica zavisi od karakteristika materijala koji se suši, tj. od viskoziteta i kohezionih efekata izmeĀu ovlaženih ÿestica. U opsegu operativnih uslova pod kojima su vršena ispitivanja sušenja suspenzija pokazalo se da je optimalna veliÿina staklenih ÿestica 1.2 mm i 1.94 mm, uzimajuýi u obzir dva kontradiktorna faktora, tj. specifiÿnu kontaktnu površinu i preÿnik ÿestica. Eksperimentalni rezultati sušenja suspenzija na poluindustrijskom ureĀaju su prikazani u tabelama P2.3 i P2.4 u Prilogu 2. 3.5.1. Maksimalni protok suspenzije Do naglog opadanja intenziteta fluidizacije dolazi kada se suspenzija dozira u sistem brže u odnosu na brzinu sušenja vlažnog materijala i brzinu otiranja suvog sloja produkta sa površine inertnih ÿestica. U tom sluÿaju poveýava se debljina filma vlažnog materijala na površini inertnih ÿestica, da bi vremenom inertne ÿestice prestale da fluidizuju usled prevelike mase pojedinaÿnih inertnih ÿestica ili aglomerata nastalih slepljivanjem više inertnih ÿestica, pri ÿemu prestaje formiranje i elutracija suvog produkta iz sloja. U ogledima u kojima je dozirana teÿna faza vode (“idealna suspenzija”) u sistem, maksimalno moguýi protok teÿne faze vode (pri fiksiranom protoku vazduha i ulaznoj temperaturi vazduha) odreĀivan je tako da ne ugrozi stabilnost rada sušnice. Uoÿeno je da temperatura sloja ne sme biti niža od 35qC. Daljim poveýavanjem protoka teÿne faze vode, tj. snižavanjem temperature sloja, inertne ÿestice se slepljuju formirajuýi krupne i vlažne agregate, prouzrokujuýi nestabilnu i neuniformnu fluidizaciju, kanalisanje vazduha kroz sloj i konaÿno potpunu blokadu sloja (slika 3.18). U ogledima u kojima su sušene vodene suspenzije Cineba i Cu(OH)2, temperatura sušenja (tj. temperatura izlaznog vazduha iz sloja) je odreĀivana na osnovu zahtevanih karakteristika izlaznog suvog praha. Niska temperatura sušenja rezultuje u visokoj rezidualnoj vlazi produkta, dok visoka temperatura sušenja prouzrokuje smanjenje sadržaja aktivne materije. Uoÿeno je da vrednost maksimalnog protoka suspenzije pri kom se održava stabilan rad sistema raste sa poveýanjem ulazne temperature vazduha. Vrednost maksimalnog protoka suspenzije takoĀe raste sa poveýanjem statiÿke visine sloja inertnih ÿestica, pošto je za prenos toplote i mase raspoloživa veýa kontaktna površina. Maksimalni protok suspenzije se poveýava sa poveýanjem površinske brzine vazduha kao rezultat intenzivnije fluidizacije i poveýane brzine isparavanja vode usled veýih vrednosti koeficijenata prenosa toplote i mase. 102 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Navedene procesne parametre treba uskladiti tako da se obezbedi optimalna brzina doziranja suspenzija i sa aspekta energijske efikasnosti i sa aspekta zahtevanog kvaliteta produkta. Slika 3.18. Šematski prikaz fluidizovanog sloja stabilnih i nestabilnih hidrodinamiÿkih karakteristika 3.5.2. Temperatura u sloju Na slici 3.19-A prikazan je karakteristiÿan aksijalni profil temperatura u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica pri sušenju vodene suspenzije CaCO3 sa diskontinualnim naÿinom doziranja, tj. “on-off” regulacijom protoka suspenzije. U ovom sluÿaju su termoparovi bili postavljeni duž fluidizovanog sloja radijalno na 70 mm od zida kolone. Može se uoÿiti da temperatura sloja na vrlo kratkom rastojanju od raspodeljivaÿa vazduha postaje približno konstantna u masi sloja. Vrednosti temperatura u sloju, prikazane na slici 3.19-A, predstavljaju usrednjene vrednosti. Odstupanja od srednjih vrednosti su u granicama od r4.3oC. Ogled je ponovljen sa kontinualnim doziranjem suspenzije u sloj pomoýu peristaltiÿke pumpe. Dobijeni su praktiÿno isti rezultati kao i pri diskontinualnom doziranju sa “on-off” regulacijom protoka, sa jedinom razlikom što su u ovom sluÿaju odstupanja od srednjih vrednosti manja, tj. r2.4oC. Isti zakljuÿak se može izvesti i na osnovu aksijalnog profila temperatura u sloju izmerenih pri sušenju vodene suspenzije Cineba, prikazanog na slici 3.19-B. Promena temperatura ulaznog i izlaznog vazduha iz sloja tokom procesa sušenja za isti ogled sušenja suspenzije Cineba (slika 3.19-B), merena pomoýu raÿunarskog sistema za automatsko prikupljanje podataka, je data kao ilustracija da su tokom stabilnog rada sistema obe temperature praktiÿno konstantne. U poÿetnom periodu termostatiranja sistema (približno 18 minuta) je dozirana ÿista voda, a nakon toga je dozirana suspenzija Cineba. Sa slika 3.19-A i 3.19-B se može uoÿiti da je temperatura sloja oko 15qC niža od temperature izlaznog vazduha, što je u saglasnosti sa rezultatima drugih autora da je temperatura ÿestica sušenog materijala u sloju iznad temperature adijabatskog zasiýenja vazduha, a u isto vreme ispod temperature izlaznog gasa i da se razlika izmeĀu temperatura 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 103 inertnih ÿestica i izlaznog vazduha poveýava što je ulazna temperatura gasa niža /Trojoski i dr., 1989 Markowski, 1992; Mujumdar i Kudra, 2002/. Ovi rezultati ukazuju na to da nije celokupna površina inertnih ÿestica u sloju prekrivena filmom suspenzije, tako da se sušenje, pored konvektivnog odvija delimiÿno i konduktivnim mehanizmom, što je u skladu sa rezultatima Trojoski-og i dr. /1989/ da intenzitet mešanja inertnih ÿestica u fluidizovanom sloju nije dovoljan da se obezbedi apsolutno uniformna distribucija teÿne faze po celoj zapremini sloja. TakoĀe, u trenutku otiranja suve skrame sa površine inertnih ÿestica temperatura ÿestica je viša od temperature adijabatskog zasiýenja vazduha, s obzirom da ovaj proces poÿinje kada je dostignuta kritiÿna vrednost sadržaja vlage koja je bliska konaÿnoj vrednosti. Tsloj, oC 0 100 200 300 400 z, m m -100 0 100 200 300 400 diskontinualno doziranje srednje odstupanje: ± 4.3 oC Tsloj, oC 0 100 200 300 400 z, m m -100 0 100 200 300 400 kontinualno doziranje srednje odstupanje: ± 2.4 oC Slika 3.19-A. Aksijalni profili temperatura suspenzija CaCO3, Gsus = 35 kg/h, x0 = 0.7, Tgi = 308 oC, Tge = 96 oC Tsloj, oC 0 50 100 150 200 250 300 z, m m -100 0 100 200 300 400 diskontinualno doziranje W, s 0 1000 2000 3000 4000 T gi i T ge , o C 0 50 100 150 200 250 diskontinualno doziranje Tgi Tge Slika 3.19-B. Aksijalni profil temperatura i promena temperature ulaznog i izlaznog vazduha iz sloja suspenzija Cineb, Gsus = 27 kg/h, x0 = 0.64, Tgi = 230 oC, Tge = 89 oC 104 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Kao što se može videti sa slika 3.19-A i 3.19-B veýi deo sloja se ponaša svojstveno agregativnoj fluidizaciji, tj. usled intenzivnog mešanja inertnih ÿestica ostvaruju se približno izotermni uslovi. MeĀutim, temperatura manjeg dela sloja, neposredno iznad raspodeljivaÿa vazduha (z=0), je viša i to u izvesnim aplikacijama može predstavljati problem. Pri sušenju termoosetljivih materijala u ovoj zoni sloja temperatura može dostiýi vrednost njihove taÿke topljenja, tako da dolazi do promene reoloških karakteristika sušenog materijala i slepljivanja sloja. Ako materijal koji se suši sadrži lepljive i lako topljive komponente vrlo je verovatno da ýe doýi do blokade sloja i pri njihovom kratkotrajnom zadržavanju u toplijoj zoni. Moguýa rešenja za prevazilaženje ovog problema su da se suspenzija uvodi pri dnu fluidizovanog sloja inertnih ÿestica i na taj naÿin vrši kontinualno pothlaĀivanje toplije zone ili da se sušenje vrši pri umerenim ulaznim temperaturama vazduha (ispod 100qC), mada ýe u ovom sluÿaju kapacitet isparavanja vlage i ukupna efikasnost procesa biti znatno manji. U oba sluÿaja je preporuÿljiva upotreba mehaniÿke agitacije u cilju spreÿavanja stvaranja veýih aglomerata. Pri ovome treba imati u vidu da ostali procesni parametri budu optimalno usklaĀeni da bi se održala ravnoteža izmeĀu brzine sušenja filma suspenzije i brzine otiranja osušenog produkta sa površine inertnih ÿestica. O sušenju lepljivih i termoosetljivih materijala ýe biti nešto više reÿi kasnije, u Poglavlju 3.5.9. Nepogodna situacija do koje može doýi pri sušenju suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica je istovremeno doziranje suspenzije i zaštitne vode u sloj. Regulator temperature (TIC3) je podešen na vrednost koja je oko 20qC iznad temperature sušenja i reguliše doziranje teÿne faze vode u sistem, što predstavlja “prvi zaštitni krug” pri termostatiranju sloja pre poÿetka doziranja suspenzije, a “drugi zaštitni krug” u toku sušenja suspenzije za spreÿavanje pregrevanja sloja usled eventualnih poremeýaja u radu sistema (slika 3.4). Sinterovanje dela sloja može nastati usled topljenja i menjanja reološkog stanja sušenog materijala u toploj zoni pri dnu sloja, usled izraženih adhezivnih karakteristika sušenog materijala ili usled prekoraÿenja vrednosti maksimalnog protoka suspenzije za stabilan rad sušnice. Pri tome sloj inertnih ÿestica poÿinje otežano da fluidizuje i predgrejani ulazni vazduh kanališe kroz sloj. U tom sluÿaju poÿinje istovremeno doziranje i suspenzije i vode, s obzirom da regulatori temperature za kontrolu njihovog doziranja (TIC2 i TIC3) primaju pogrešnu informaciju da je temperatura sloja znatno viša od stvarne, s obzirom da registruju temperaturu zagrejanog ulaznog vazduha koji kanališe kroz sloj. Na ovaj naÿin dolazi do prekomernog natapanja sloja teÿnošýu. 3.5.3. Opšte karakteristike sušenja suspenzija i analiza rezultata U tabeli 3.5 prikazani su podaci za jedan tipiÿan ogled sušenja vodene suspenzije Cineba u fluidizovanom sloju inertnog materijala. Na slici 3.20 prikazan je specifiÿni kapacitet isparavanja vode (ogledi sa doziranjem teÿne faze vode) obraÿunat po jedinici popreÿnog preseka sloja (kgH2O/m2h), u zavisnosti temperature sušenja (Tge) i razlike temperatura (Tgi-Tge), pri konstantnim temperaturama 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 105 ulaznog vazduha (Tgi) i konstantnoj površinskoj brzini vazduha (U0 = 1.77 m/s). Sa slike se uoÿava da kapacitet isparavanja vode može biti veoma visok, i do 1000 kgH2O/m2h. Zahvaljujuýi intenzivnom mešanju inertnih ÿestica u sloju, izlazna temperatura vazduha je praktiÿno jednaka temperaturi sloja, što je generalna karakteristika agregativno fluidizovanih sistema. Može se uoÿiti da je kapacitet isparavanja vode, pri konstantnoj brzini vazduha, direktno proporcionalan razlici temperatura ulaznog i izlaznog vazduha iz sloja (Tgi-Tge). Treba napomenuti da od ogleda do ogleda nije bilo moguýe održati apsolutno konstantnu temperaturu ulaznog vazduha, pa su podaci selektovani za približno iste temperature. Na primer, linija za srednju ulaznu temperaturu Tgi =308°C obuhvata oglede u kojima je ulazna temperatura vazduha varirala u opsegu od 305.7°C do 309.8°C. Isto važi i za brzinu vazduha tako da se srednja vrednost od U0=1.77 m/s odnosi na interval od 1.60 do 1.92 m/s. Tabela 3.5. Tipiÿan ogled sušenja u fluidizovanom sloju inertnog materijala (suspenzija Cineb fungicida, x0 = 0.70 kgH2O/kgsus, inertne ÿestice dp=0.93 mm) Zapreminski protok vazduha (20°C), m3/h V0 270 Površinska brzina vazduha (20°C), m/s U0 2.07 Ulazna temperatura vazduha, °C Tgi 195 Izlazna temperatura vazduha, °C Tge 67 Protok suspenzije, kgsus/h GSUS 25.48 Ekspanzija sloja, odnos dinamiÿke visine sloja/statiÿke visine sloja 2.50 Protok vode (u suspenziji), kgH2O/h GH2O 17.84 Protok suve materije (u suspenziji), kgdm/h Gm 7.64 Specifiÿna isparljivost, kgH2O/m2h WH2O 491 Specifiÿna potrošnja vazduha, kgvazd./kgH2O SV 18.25 Specifiÿna potrošnja toplote (na osnovu Tgi-Tge), kJ/kgH2O q 2357 Specifiÿna potrošnja toplote (na osnovu Tgi-T0A), kJ/kgH2O q’ 3315 Vlažnost produkta, % xf 0.78 “Hold-up” suspenzije i ÿestica produkta u sloju, % h 7.1 Tge, oC 40 50 60 70 80 90 100 110 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 0 200 400 600 800 1000 1200 Tgi-Tge, oC 0 50 100 150 200 250 300 350 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 0 200 400 600 800 1000 1200 Tgi=153 oC Tgi=205 oC Tgi=255 oC Tgi=308 oC Tgi=358 oC Slika 3.20. Specifiÿna brzina isparavanja vode (doziranje teÿne faze vode) za U0=1.77 m/s, inertne ÿestice dp=1.94 mm 106 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Na slici 3.21 prikazan je specifiÿni kapacitet isparavanja vode (ogledi sa doziranjem teÿne faze vode) u zavisnosti temperature sušenja (Tge) i razlike temperatura (Tgi-Tge), pri konstantnoj temperaturi ulaznog vazduha (Tgi) i dve vrednosti površinske brzine vazduha. Može se uoÿiti da je kapacitet isparavanja vode, za svaku konstantnu vrednost brzine vazduha, takoĀe, direktno proporcionalan pogonskoj sili, tj. razlici temperatura (Tgi-Tge). Toplotni gubici u okolinu su raÿunati prema jednaÿini (3.8) i dobijeni rezultati su prikazani na slici 3.22. Sa poveýanjem fluidizacionog broja i poveýanjem ulazne temperature vazduha poveýavaju se i toplotni gubici u okolinu, pošto se poveýava razlika temperatura izmeĀu sušnice i okoline. Tge, oC 40 60 80 100 120 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 500 550 600 650 700 750 800 Tgi-Tge, oC 190 210 230 250 270 W H 2O , k g H 2O / (m 2 h ) 500 550 600 650 700 750 800 U0=1.69 m/s U0=1.94 m/s Slika 3.21. Specifiÿna brzina isparavanja vode (doziranje teÿne faze vode) za Tgi=308qC inertne ÿestice dp=0.93 mm za set ogleda sa U0=1.94 m/s inertne ÿestice dp=1.94 mm za set ogleda sa U0=1.69 m/s Na slici 3.23 prikazan je specifiÿni utrošak toplote pri isparavanju vode u funkciji razlike temperatura Tgi-T0A, gde je T0A temperatura okoline. Utrošak toplote je obraÿunat na dva naÿina: kao utrošak na stvarnu pogonsku silu (vrednost oznaÿena sa q), tj. utrošak obraÿunat na razliku temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (Tgi-Tge) i kao utrošak u odnosu na stvarno unetu koliÿinu toplote (vrednost oznaÿena sa q'), tj. utrošak obraÿunat na stvarnu razliku temperatura (Tgi-T0A). Realni utrošak toplote veýi je od q' za faktor efikasnosti generatora toplote. U našem U/UmF (na Tge) 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 Q g, k J/ s 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 Tgi=153 oC Tgi=205 oC Tgi=308 oC Tgi=358 oC Slika 3.22. Toplotni gubici u funkciji fluidizacionog broja (doziranje teÿne faze vode), inertne ÿestice dp=1.94 mm 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 107 sistemu eksperimentalno utvrĀena efikasnost elektriÿnog predgrejaÿa vazduha iznosi 82%. Specifiÿni utrošak toplote (q) je približno konstantan, tj. nezavisan od ulazne temperature vazduha (Tgi) i od protoka vode (GH2O) i neznatno je iznad latentne toplote isparavanja vode (rw). Stvarni utrošak toplote (q') veoma zavisi od naÿina izvoĀenja procesa. Kao što se vidi sa slike, stvarna specifiÿna potrošnja toplote se smanjuje sa poveýanjem razlike temperatura 'T=Tgi-Tge, odnosno poveýanjem pogonske sile. Istovremeno pri višim ulaznim temperaturama vazduha specifiÿna potrošnja toplote je manja. Utrošak toplote je najveýi pri najmanjem 'T=Tgi-Tge, a asimptotski se približava teorijskom utrošku sa porastom 'T=Tgi- Tge. Buduýi da je realno korišýenje energije srazmerno razlici temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (Tgi-Tge), podaci na ovoj slici sugerišu zakljuÿak da je sušnica sa fluidizovanim slojem utoliko termiÿki efikasnija ukoliko se proces izvodi pri veýoj razlici temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha. Specifiÿni utrošak vazduha pri doziranju teÿne faze vode je (slika 3.24), takoĀe, manji što je razlika temperatura (Tgi-Tge) veýa. Kada su ostvareni uslovi za ravnomerno sušenje i isparavanje vlage iz materijala koji se suši, što je niža temperatura vazduha na izlazu iz sušnice to je veýe energijsko iskorišýenje rada sušnice i manja potrošnja agensa za sušenje. Sa slike 3.24 se uoÿava da podaci slede istu liniju. Tgi-Tge, oC 50 100 150 200 250 300 350 q ' , kJ / kg H 2O 0 2000 4000 6000 8000 10000 rW Tgi-Tge, oC 50 100 150 200 250 300 350 q , k J/ kg H 2O 0 2000 4000 6000 8000 10000 rW Tgi, oC 153 178 203 205 218 245 255 308 358 Slika 3.23. Specifiÿna potrošnja toplote (doziranje teÿne faze vode) Tgi-Tge, oC 0 50 100 150 200 250 300 350 SV , k g v az d. / kg H 2O 0 20 40 60 80 100 120 140 H2O CaCO3 Cineb Cu(OH)2 Slika 3.24. Specifiÿna potrošnja vazduha 108 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 3.5.4. Efikasnost procesa Uspešnost rada sušnice, kao i radni režim u kom se odvija sušenje opisuju se pomoýu razliÿitih parametara, kao što su volumetrijska brzina isparavanja vlage, gubici toplote u okolinu, specifiÿna potrošnja toplote i termiÿka (energijska) efikasnost. Od svih navedenih parametara u tehniÿkoj literaturi se najÿešýe sreýe parametar termiÿke efikasnosti, koji uglavnom povezuje koliÿinu toplote iskorišýene za sušenje vlažnog materijala u sušnici sa ukupnom toplotom dovedenom u sušnicu, koja je obraÿunata u odnosu na temperaturu površine inertnih ÿestica (K’T) /napr. Markowski, 1992/ ili u odnosu na temperaturu okoline (KT) /napr. Pan i dr., 2001/ i definisana je sledeýom jednaÿinom: )TT( )TT( ili, )TT( )TT( A0gi gegi T pgi gegi T '   K  K (3.15) Energijska efikasnost sistema se može opisati na razliÿite naÿine. Generalno, bez obzira na definiciju efikasnosti, pri konvektivnom sušenju sa jednim prolazom agensa za sušenje (vazduha) kroz vlažni materijal, visoke efikasnosti se postižu na raÿun visoke temperature ulaznog vazduha i ostvarivanja uslova pri kojima je izlazni vazduh što je moguýe bliži stanju zasiýenja, odnosno, da bi se što potpunije iskoristio energijski potencijal ulaznog vazduha, sušenje bi trebalo da se izvodi na takav naÿin da se stanje vazduha na izlazu iz ureĀaja što više približi stanju zasiýenja vlagom. Na koji god naÿin da se izrazi energijska efikasnost, ona u principu obuhvata kumulativne efekte. Kudra /1998/ je predložio simultanu analizu lokalne (trenutne) i kumulativne efikasnosti sušenja i energijske efikasnosti u cilju boljeg sagledavanja performansi sušnice i optimizacije ureĀaja i procesa sa aspekta iskorišýenja energije. Energijska efikasnost (KE) i efikasnost sušenja (KD) su definisane i adaptirane za naš sistem preko sledeýih izraza: )TT(CG rG energijeUlaz eisparavanjzapotrebnaEnergija A0gi)naT(pgv )naT(wexp,OH E ge ge2  K (3.16) )TT(CG rG energijeIzlazenergijeUlaz eisparavanjzapotrebnaEnergija gegi)naT(pgv )naT(wexp,OH D ge ge2   K (3.17) pri ÿemu je D E T K K K Efikasnost sušenja (KD) i energijska efikasnost (KE), koje su originalno povezane sa sadržajem vlage u materijalu /Kudra, 1998/, u okviru ove analize su usvojene i adaptirane da se utvrdi njihova zavisnost od razlike temperatura vazduha na ulazu i izlazu iz sušnice 'T = Tgi-Tge (slike 3.25-A i 3.25-B). Adaptacija je izvršena u smislu usrednjavanja vrednosti efikasnosti sušenja (KD) i energijske efikasnosti (KE) za ulazne i izlazne uslove procesa (jednaÿine 3.16 i 3.17). 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 109 U svim ogledima u kojima je raĀeno sa doziranjem teÿne faze vode efikasnost sušenja (KD) je varirala od 0.46 do 0.95, a vrednost energijske efikasnosti (KE) se kretala od 0.14 do 0.90, u zavisnosti od temperature ulaznog vazduha. Visoke vrednosti za KD i KE odnose se na oglede u kojima je temperatura izlaznog vazduha bila neznatno viša (nekoliko stepeni) od temperature adijabatskog zasiýenja vazduha, što znaÿi da je krajnji sadržaj vlage u vazduhu blizak maksimalnoj vrednosti, pri ÿemu je izlazni vazduh i dalje u nezasiýenom stanju. U procesu sušenja CaCO3 suspenzija vrednost KD je varirala izmeĀu 0.75 i 0.95, a vrednost KE izmeĀu 0.53 i 0.75. Usrednjene vrednosti za KD i KE su veoma korisne sa aspekta poreĀenja razliÿitih tipova sušnica. Razmatrajuýi samo podatke za sušenje vodene suspenzije CaCO3, proizilazi da su vrednosti za KD i KE relativno visoke u poreĀenju sa drugim sistemima za sušenje suspenzija /Kudra, 1998, 2000/. Ovo ukazuje na dobre performanse tehnologija zasnovanih na sušenju suspenzija nanošenjem na inertne ÿestice, bilo da se radi o sistemima sa fluidizovanim, fontanskim ili modifikovanim fontanskim slojem. Naime, raspršavanjem i nanošenjem suspenzije materijala koji se suši na inertne ÿestice u vidu tankog teÿnog filma moguýe je ostvariti veliku koncentraciju sušenog materijala u raspoloživoj zapremini sušnice. I poveýanje površine za razmenu i poveýanje koncentracije ÿestica sušenog materijala vode ka intenzifikaciji procesa u sušnici i poveýanoj efikasnosti korišýenja energije, tj. poveýan je efekat isparavanja vlage u odnosu na sisteme za sušenje bez inertnih ÿestica. K D 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 H2O Tgi, oCCaCO3 Tgi, oC 262 308 364 A B Tgi-Tge, oC 0 50 100 150 200 250 300 350 K E 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 153 205 255 308 358 Slika 3.25. Zavisnost efikasnosti sušenja (A) i energijske efikasnosti (B) od razlike temperatura Efikasnost sušnice sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica može se ilustrovati podatkom da je tipiÿni specifiÿni kapacitet isparavanja vode kod komercijalnih sprej sušnica u proseku 5-25 kgH2O/(m2h), a kod sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i do 1000 kgH2O/(m2h). Jedino su po kapacitetu isparavanja vode kompetitivne klasiÿne pneumatske sušnice bez inertnih ÿestica (250-1250 kgH2O/(m2h)), pri ÿemu treba imati u vidu da se uglavnom koriste za sušenje vlažnih prahova /AVP Dryer Handbook/. 110 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Termiÿka efikasnost (KT) obraÿunata u odnosu na temperaturu okoline (T0A) prema jednaÿini (3.15) se u našem sistemu za sve izvedene oglede kreýe u intervalu od 0.911 do 0.344. U odnosu na vrednost termiÿke efikasnosti od KT|0.3 dobijenoj pri sušenju sojinog mleka u vibrofluidizovanom sloju inertnih ÿestica /Pan i dr., 2001/, za sliÿne operativne uslove (Tgi|150qC) u ogledima sa doziranjem teÿne faze vode u našem laboratorijskom sistemu je postignuta vrednost od KT|0.25-0.48, a u poluindustrijskom sistemu KT|0.56. Da bi se obezbedila maksimalna efikasnost procesa pri zadatoj temperaturi ulaznog vazduha (Tgi), potrebno je temperaturu izlaznog vazduha (Tge) održavati na što nižoj moguýoj vrednosti koja je ograniÿena kvalitetom produkta i kvalitetom fluidizacije. Najÿešýe je rezidualna vlaga produkta glavni kriterijum za voĀenje procesa. Generalno sadržaj vlage u izlaznom prahu opada sa poveýanjem temperature sušenja, kao što je prikazano na slici 3.26. Oblik prikazanih zavisnosti zavisi od karakteristika materijala koji se suši. U sluÿaju sušenja vodene suspenzije CaCO3 na sadržaj rezidualne vlage u prahu temperatura izlaznog vazduha praktiÿno nema uticaja (slika 3.26). Na slici 3.26 se može uoÿiti veýe rasipanje podataka koje je posledica nemoguýnosti održavanja apsolutno konstantnog protoka suspenzija. Tgi-Tge, oC 40 60 80 100 120 140 x f , % 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 CaCO3 Cineb Cu(OH)2 bakar(II)-oksi -hlorid Slika 3.26. Sadržaj vlage u produktu u zavisnosti od temperature sušenja S obzirom da rezidualna vlažnost praškastog produkta direktno zavisi od temperature sušenja, termiÿka efikasnost opada ako se materijal suši do nižih sadržaja vlage. Termiÿka efikasnost se poveýava što je ulazni protok suspenzije veýi jer je se poveýava razlika temperatura (Tgi-Tge) kada se ulazna temperatura vazduha održava konstantnom. U sluÿaju malog protoka suspenzije samo se deo energijskog potencijala vazduha koristi za isparavanje vlage, tako da temperatura izlaznog vazduha ostaje relativno visoka, a samim tim termiÿka efikasnost je niska. Pri veýim protocima suspenzije troši se veýa koliÿina toplote na isparavanje vlage što vodi porastu termiÿke efikasnosti. Ovo navodi na zakljuÿak da protok suspenzije treba da bude što je moguýe veýi sa aspekta maksimalne termiÿke efikasnosti. MeĀutim, poveýanjem protoka teÿne faze snižava se temperatura sušenja i na taj naÿin 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 111 poveýava rezidualna vlažnost produkta. Pored toga, prekomerno uvoĀenje teÿne faze može prouzrokovati defluidizaciju sloja. Stoga je optimalan onaj protok suspenzije pri kome se ostvaruje maksimalna termiÿka efikasnost za zahtevanu rezidualnu vlažnost produkta. Termiÿka efikasnost sušenja zavisi i od uslova okoline, s obzirom da se u našem sistemu kao gasoviti agens za sušenje koristi atmosferski vlažan vazduh. Tako ýe u zimskom periodu termiÿka efikasnost rada sušnice biti manja usled poveýanih toplotnih gubitaka u okolinu, kao i usled smanjenih potencijala vazduha za prenos toplote i primanje isparene vlage. 3.5.5. Efekat mlevenja i habanje inertnih ÿestica Mehanizam sušenja teÿnog filma nanetog na površinu inertne ÿestice obuhvata isparavanje vlage, sušenje filma, skidanje (otiranje) osušenog proizvoda sa površine ÿestica i drobljenja osušenog materijala usled intenzivnog mešanja u fluidizovanom sloju. Udeo pojedinih mehanizama u ukupnom procesu sušenja odreĀuje granulometrijski sastav praškastog proizvoda i realno je oÿekivati izvestan stepen usitnjavanja materijala koji se tretira. Na primer, usled karakteristika Cineba trenje i sudari izmeĀu inertnih ÿestica u sloju prouzrokuju izvestan stepen sitnjenja, s obzirom da je srednji preÿnik ÿestica dobijenog praha (8.52 Pm) manji od srednjeg preÿnika ÿestica u polaznoj suspenziji (10.48 Pm) (slika 3.27). U sluÿaju Cu(OH)2 i CaCO3 suspenzija, granulometrijski sastav suvog praha je skoro identiÿan granulometrijskom sastavu polazne suspenzije. Prema tome, u veýini aplikacija sušenja u pokretnom sloju inertnih ÿestica u daljem tehnološkom procesu može se izbeýi naknadna operacija mlevenja. dp, mm 0.1 1 10 100 ku m u la ti vn a ra sp od el a, % 0 20 40 60 80 100 ciklon: 50% dp=5.94 mm suspenzija: 50% dp=7.16 mm dp, mm 0.1 1 10 100 fr ak ci on a ra sp od el a, % 0 2 4 6 8 10 12 14 ciklon: 50% dp=8.52 mm suspenzija: 50% dp=10.48 mm Slika 3.27. Raspodela veliÿine ÿestica pri sušenju tehniÿkog Cineb fungicida u sloju staklenih sfera U navedenim parcijalnim mehanizmima sušenja u fluidizovanom sloju bitnu ulogu ima i vrsta inertnih ÿestica, s obzirom da izbor ÿestica mora biti takav da obezbedi termiÿku stabilniost i odsustvo habanja inertnih ÿestica, kao i što je moguýe bolje prijanjanje teÿnog filma po površini ÿestica sa aspekta maksimalnog iskorišýenja kontaktne površine 112 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica raspoložive za prenos toplote i mase. Sa druge strane inertne ÿestice treba da imaju takvu površinu sa koje ýe se što lakše odvajati osušeni proizvod. Prema Vieira-i i dr. /2004/ inertne ÿestice koje imaju veliki kontaktni ugao pospešuju sušenje, pošto je manja adhezija izmeĀu inertnih ÿestica i suspenzije. TakoĀe, geometrijski oblik inertnih ÿestica odreĀuje efikasnost sušenja suspenzije ili oblaganja suspenzijom. Na osnovu saznanja iz literature najÿešýe se u praksi koriste sferiÿne inertne ÿestice preÿnika 1y3 mm od stakla, keramike, bakra, aluminijuma, alumine (Al2O3), cirkonijum oksida (ZrO2), zatim monodisperzne ÿestice razliÿitih oblika od teflona, polistirena, polietilena i sl. Tabela 3.6. Karakteristike razliÿitih kuglica i kumulativni gubitak mase nakon 15 ÿasova rada vertikalnog kugliÿng mlina /http://www.jyoticeramic.com/ Karakteristike Y-ZrO2 Mg-ZrO2 ZrSiO4 Al2O3 Staklo Ce-ZrO2 Gustina, g/cm3 6.0 5.73 3.84 3.70 2.25 6.22 Nasipna gustina, kg/dm3 3.6 3.59 3.59 2.32 1.55 3.92 Tvrdoýa po Moh-ovoj skali 9 8.5 7.5 9.0 5.5 8.0 Srednji preÿnik ÿestica, mm 2.0 1.55 1.50 1.63 1.66 1.00 Sferiÿnost > 0.98 0.94 0.97 0.87 0.98 0.94 Boja biserno bela zlatno žuta bela bela transparentna zelenkasta Za primenu u mlinovima odliÿan dobar priliÿno dobar loš loš priliÿno dobar U našim eksperimentalnim sistemima (laboratorijskom i poluindustrijskom) su uspešno izvoĀeni ogledi sa monodisperznim staklenim sferama preÿnika 0.84, 1.2 i 1.94 mm, kao i sa polietilenskim monodisperznim cilindriÿnim zrnima ekvivalentnog preÿnika od oko 3.3 mm (pri nižim ulaznim temperaturama vazduha). Vizuelno nije opaženo mehaniÿko habanje korišýenih inertnih ÿestica posle dužeg vremenskog perioda. Za industrijsku primenu fluidizovanog sloja ne sme se zanemariti ÿinjenica da postoji kumulativni efekat habanja inertnih ÿestica. U tabeli 3.6 su prikazane osnovne karakteristike nekoliko vrsta ÿestica korišýenih u vertikalnom laboratorijskom kugliÿnom mlinu, prema podacima firme Jyoticeramic-Japan. U istoj tabeli je prikazan i dijagram kumulativnog 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 113 gubitka mase pojedinih vrsta ÿestica nakon 15 ÿasova neprekidne upotrebe u mlinu. Treba napomenuti da su uslovi pod kojima je testirano mehaniÿko habanje ÿestica u mlinu mnogo ekstremniji nego što je to sluÿaj pri fluidizaciji istih ÿestica, stoga je i gubitak mase ÿestica u fluidizovanom sloju znatno manji u odnosu na vrednosti date u tabeli 3.6. Nekoliko ogleda sušenja vodene suspenzije Cineb fungicida uslužno je obavljeno na poluindustrijskom postrojenju firme NARA Machinery Co. Ltd., Frechen, Nemaÿka. U tabeli 3.7 su prikazane karakteristike tri vrste inertnih ÿestica: staklene sfere korišýene u našem poluindustrijskom sistemu i Al2O3 i ZrO2 sfere korišýene u poluindustrijskoj sušnici sa fluidizovanim slojem u NARA Machinery Co. Ltd. za sušenje vodene suspenzije Cineb fungicida. Tabela 3.7. Karakteristike inertnih ÿestica Inertne ÿestice dp (mm) Up (kg/m3) UmF 20oC (m/s) Staklene sfere 1.2 2640 0.78 Al2O3 sfere 3 3400 1.76 Y-ZrO2 sfere 2.8 7300 2.53 dp, mm 1 10 100 ku m u la ti vn a ra sp od el a, % 0 20 40 60 80 100 dp, mm 1 10 100 fr ak ci on a ra sp od el a, % 0 2 4 6 8 10 12 14 ZrO2: 50% dp=5.46 mm Al2O3: 50% dp=5.94 mm suspenzija: 50% dp=7.16 mm Slika 3.28. Raspodela veliÿine ÿestica pri sušenju suspenzije formulisanog Cineba u sloju Al2O3 i Y-ZrO2 sfera Ispitivanja u NARA Machinery Co. Ltd. su pokazala da izmeĀu korišýenja staklenih i Al2O3 sfera nema bitnih razlika. Korišýenje teških Y-ZrO2 sfera (ZrO2 stabilisan itrijumom) obezbeĀuje u odreĀenom stepenu niži granulometrijski sastav izlaznog praha. Slika 3.28 pokazuje rezultate ispitivanja sušenja vodene suspenzije formulisanog Cineb fungicida izvedenih u NARA Machinery Co. Ltd.. Uoÿava se da je sa sferama Al2O3 99% 114 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica ÿestica praha Cineba ispod 24.25 Pm, dok je sa sferama Y-ZrO2 99% ÿestica praha Cineba ispod 14.80 Pm. 3.5.6. Zadržavanje produkta u sloju (“hold-up”) Pregledom literature zapaženo je da ispitivanja sušenja razliÿitih vrsta vlažnih materijala ukazuju da postoji znaÿajna akumulacija produkta na površini inertnih ÿestica. Prema tome, na produktivnost sušnice znaÿajno utiÿe proces otiranja produkta sa površine inertnih ÿestica ÿija dinamika zavisi od stepena adhezivnosti (lepljivosti), pucanja osušene skrame, otiranja osušenog produkta i sliÿnih fenomena /Vieira i dr., 2004; Leontieva i dr., 2002; Spitzner-Neto i dr., 2002/. Naroÿito ozbiljni problemi mogu nastati pri sušenju suspenzija velikog viskoziteta ili kada se tokom sušenja materijala formiraju pseudo- plastiÿni filmovi, kao što je sluÿaj sa voýnim kašama /Reyes i dr., 1998/. Stoga se ÿesto koristi mehaniÿka agitacija, koja pospešuje otiranje produkta sa inertnih ÿestica i istovremeno spreÿava pojavu kanalisanja gasa i formiranje klipova inertnih ÿestica i gasa u fluidizovanom sloju. Pošto se stacionarnost procesa može postiýi samo u sluÿaju kad je vreme sušenja kraýe od vremena oblaganja inertnih ÿestica suspenzijom /Kutsakova, 2004/, poznavanje stepena zadržavanja produkta u sloju i srednjeg nominalnog vremena zadržavanja u sušnici je od izuzetnog znaÿaja. U nekoliko ogleda odreĀivano je zadržavanje (“hold-up”) materijala koji se suši u sloju inertnih ÿestica analizom uzoraka materijala iz sloja. Pre svakog ogleda je kroz sloj uvoĀen vazduh sa podešenom vrednosti temperature i brzine do uspostavljanja termiÿke ravnoteže u sloju. Kada su vrednosti temperatura ulaznog i izlaznog vazduha bile približno konstantne, poÿinjalo je doziranje suspenzije. Po dostizanju stacionarnih uslova procesa, ogledi su izvoĀeni još 10-15 minuta. Nakon toga je zaustavljan protok vazduha i protok suspenzije u kratkom vremenskom periodu da bi se uzeli uzorci iz sloja. Masa zadržanog sušenog materijala u uzorku je odreĀena iz razlike mase inertnih ÿestica sa “hold-up”-om i mase ÿistih inertnih ÿestica. U ovim ogledima su korišýene suspenzije Cineba i CaCO3. Statiÿka visina sloja krupnijih inertnih ÿestica (dp = 1.94 mm) je bila 0.11 m, a odgovarajuýa masa sloja je iznosila 5.54 kg. Za sitnije inertne ÿestice (dp = 0.93 mm) ove vrednosti su bile 0.8 m i 4.6 kg, respektivno. U tabeli 3.8 su prikazani operativni uslovi i reprezentativni rezultati opisanih ogleda, dok je na slici 3.29 prikazana promena stepena zadržavanja materijala u sloju (“hold-up”) u zavisnosti od protoka suspenzije i temperature sušenja (temperature vazduha iznad sloja). Za inertne ÿestice preÿnika dp = 1.94 mm “hold-up” sušenog materijala varira izmeĀu 0.50 i 3.68% u odnosu na ukupnu masu uzorka iz sloja. “Hold-up” sušenog materijala u sloju se smanjuje sa porastom temperature izlaznog vazduha (Tge) pri konstantnoj temperaturi ulaznog vazduha, što je u saglasnosti sa zapažanjem da rezidualna vlaga praha takoĀe opada sa porastom temperature izlaznog vazduha (slika 3.26). Najverovatnije i sadržaj vlage sušenog materijala koji okružuje inertnu ÿesticu opada sa poveýanjem Tge (slika 3.29-B), stoga je 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 115 opravdano oÿekivati da ovaj sadržaj vlage direktno utiÿe na adhezivnost i “hold-up” u sloju /Leontieva i dr., 2002/. “Hold-up” sušenog materijala se poveýava sa poveýanjem protoka suspenzije, što se i oÿekivalo (slika 3.29-A, tabela 3.8). Kritiÿne vrednosti protoka suspenzije, nakon kojih dolazi do naglog porasta “hold-up”-a sušenog materijala, za tri seta podataka pri konstantnim ulaznim temperaturama su aproksimativno 11 kg/h, 22 kg/h i 34 kg/h. Za inertne ÿestice preÿnika dp = 0.93 mm “hold-up” sušenog materijala je znatno veýi (5 - 8%). GSUS, kg/h 5 10 15 20 25 30 35 40 h , % 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 Tgi=198oC Tgi=250oC Tgi=311oC A Tge, oC 80 85 90 95 100 105 110 h , % 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 B Slika 3.29. Uticaj protoka suspenzije, temperature ulaznog i izlaznog vazduha na “hold- up” materijala (suspenzija Cineb fungicida) U tabeli 3.8 je za ove ÿestice (dp = 0.93 mm) naveden samo jedan podatak, s obzirom da za njih nisu odreĀivani hidrodinamiÿki parametri. Masa produkta zadržana na površini inertnih ÿestica (Mp) varira izmeĀu 0.03 i 0.01 kg/m2. Pod pretpostavkom da je gustina materijala koji se nalazi na površini inertne ÿestice jednaka aritmetiÿkoj sredini gustina suspenzije i praha, može se odrediti hipotetiÿka debljina filma vlažnog materijala (Gf) kojom je obložena inertna Tabela 3.8. Zadržavanje (“hold-up”) osušenog materijala u sloju inertnih ÿestica Inertne ÿestice dp, mm Suspenzija U0 m/s GSUS kg/h Tgi oC Tge oC h % Gf µm Mp kg/m2 0.93 Cineb, x0=0.70 2.10 25.5 195 67 7.10 52.0 0.029 1.94 CaCO3, x0=0.70 1.65 29.3 308 101 1.70 24.9 0.014 35.2 311 87 3.68 56.2 0.030 34.6 311 97 1.48 23.4 0.012 29.5 311 108 1.14 18.1 0.009 24.1 250 86 2.15 33.6 0.017 21.5 250 96 1.18 18.7 0.010 17.7 250 106 0.91 14.5 0.007 13.4 198 85 1.27 20.1 0.010 10.6 198 92 0.56 9.0 0.005 1.94 Cineb, x0=0.67 1.70 8.6 198 106 0.50 8.0 0.004 116 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica ÿestica. Iz proraÿuna proizilazi da hipotetiÿka debljina filma varira izmeĀu 8 i 50 Pm. Ova dva parametra su raÿunata prema sledeýim izrazima: > @ > @ ¸¸¹ · ¨¨© § U U G 1 100 %h 1 2 mmd 1000 3 vm pp f (3.18) > @> @2pslp mA100 %hM M (3.19) Vrednosti debljina slojeva u našim ogledima su niže u odnosu na vrednosti od 60 do 200 Pm na teflonskim kockama (3-5 mm) dobijenim pri sušenju životinjske krvi i homogenizovanog žumanceta i belanceta u fluidizovanom sloju /Mujumdar i Kudra, 2002/. Najverovatnije je razlika u tome što su sušeni znatno lepljiviji materijali i što inertne ÿestice nisu sfernog oblika, i pored toga što su od teflona (manji stepen adhezije u odnosu na staklo /Pan i dr., 2001/), pa je otiranje produkta otežano. Mehaniÿko otiranje osušenog produkta sa inertne ÿestice odreĀuje srednju debljinu sloja na inertnoj ÿestici, a samim tim i “hold-up” produkta u fluidizovanom sloju, koji uglavnom nije konstantan s obzirom da zavisi od procesnih parametara. Usled toga mehaniÿko otiranje osušenog produkta nije jednostavno opisati kvantitativno. Ono prvenstveno zavisi od adhezivnih karakteristika materijala koji se suši. Što je viskozitet sušenog materijala veýi to ýe biti izraženiji stepen zadržavanja produkta u sloju /Spitzner- Neto i dr., 2002/. Pored toga, za razliÿite vrste inertnih ÿestica ýe biti i razliÿit “hold-up” istog materijala u sloju. Pan i dr. /2001/ su zapazili da je “hold-up” sojinog mleka na teflonskim sferoidima manji za 15% u odnosu na “hold-up” u sloju staklenih sfera. Stabilnost procesa sušenja zavisi od brzine otiranja sušenog materijala i odnošenja suvog praha iz sloja. U sluÿaju da nisu uspostavljeni stacionarni uslovi, tj. nije uspostavljena ravnoteža izmeĀu brzine sušenja vlažnog materijala i brzine otiranja osušenog produkta, sušenje veoma lako prelazi u kotiranje i aglomeraciju inertnih ÿestica. Sistemi sa fluidizovanim slojem se koriste u praksi za procese kotiranja i aglomeracije, meĀutim u našem sluÿaju to je predstavljalo neželjen efekat. Ako nema prekomernog “hold-up”-a produkta u sloju, sušenje se može izvoditi u stabilnom režimu uz optimalno podešene radne parametre. 3.5.7. Srednje vreme zadržavanja produkta u sloju Znaÿajno je napomenuti da je nakon sušenja vodene suspenzije Cineba u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica sadržaj aktivne materije najmanje 3% veýi u odnosu na vrednosti dobijene pri sušenju u postojeýim industrijskim tunelskim sušnicama. U tunelskim sušnicama proseÿno vreme sušenja na 80qC iznosi 48 ÿasova, dok je u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica nominalno vreme zadržavanja sušenog materijala veoma kratko. U tabeli 3.9 su prikazane vrednosti sadržaja vlage i aktivne materije u suvom produktu nakon sušenja suspenzije tehniÿkog Cineba. Na osnovu podataka iz tabele se može uoÿiti da je pri izvoĀenju procesa pod optimalnim uslovima zadovoljen primarni uslov za sušenje pesticida, 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 117 odnosno da je sadržaj vlage u prahu ispod 1%, i da nije došlo do degradacije produkta, tj. sadržaj aktivne materije je visok (92-99%). Treba napomenuti da su ispitivanja na poluindustrijskoj sušnici pokazala da je vlažnost praha iz vreýastog filtera nešto veýa od vlažnosti praha iz ciklona, od 0.1 do do 1%, verovatno zbog dužeg zadržavanja ÿestica na vreýama, tako da su izložene dužem kontaktu sa vlažnim vazduhom pri ÿemu dolazi do sorpcije vlage iz vazduha. Ova pojava nema znaÿajnijeg uticaja, s obzirom da se u proseku 95% od ukupne koliÿine praškastog produkta izdvoji u ciklonu. U cilju odreĀivanja nominalnog vremena zadržavanja sušenog materijala u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica izvršeni su ogledi sa stepenastom promenom boje suspenzije koja se dozira u eksperimentalnom sistemu prikazanom na slici 3.30. U ovu svrhu se u toku sušenja suspenzije Cineba (beli prah) skoro trenutno prelazilo na doziranje suspenzije Cu(OH)2 (plavi prah) pomoýu trokrakog ventila (3, slika 3.30). Uzorkovanje praha na izlazu iz ciklona pomoýu specijalno dizajnirane komore (8) je vršeno u kratkim vremenskim intervalima (3 sekunde). Analiza uzoraka je izvršena pomoýu SigmaScan softvera /SigmaScan, 1993/. Sadržaj Cu(OH)2 praha u svakom uzorku je odreĀen na osnovu merenja intenziteta boje i na slici 3.31 je dat odziv sistema na stepenastu promenu. Na osnovu dobijenog odziva zapaža se da se sistem ponaša kao reaktor sa idealnim mešanjem, u odnosu na sušeni materijal. U ovom ogledu je nominalno vreme zadržavanja sušenog materijala u sloju oko 8 s, što indicira da se usled vrlo kratkog vremena boravka mogu uspešno sušiti i termoosetljivi materijali. Tabela 3.9. Sadržaj vlage i sadržaj aktivne materije u osušenom prahu Cineba ciklon xf, % 0.8 0.69 0.71 0.6 0.39 0.29 0.3 0.5 0.2 0.59 0.4 0.5 0.5 0.4 vreýasti filter xf, % 1.21 0.7 0.7 0.7 0.9 ciklon %AM 96.37 97.13 96.22 98.9 97.78 98.69 98.18 98.8 98.2 98.8 98.3 94.5 93.8 92 vreýasti filter %AM 96.52 95.85 97.9 93.3 94.86 Slika 3.30. Šematski prikaz eksperimentalnog postupka za odreĀivanje nominalnog vremena zadržavanja produkta u sloju 1-rezervoar suspenzije Cineb fungicida, 2-rezervoar suspenzije Cu(OH)2, 3-trokraki ventil, 4-peristaltiÿka pumpa, 5-fluidizaciona kolona, 6-ciklon, 7-rotacioni ventil, 8- komora za uzorkovanje praha S obzirom da “hold-up” sušenog materijala varira sa promenom temperature izlaznog vazduha i protoka suspenzije (tabela 3.8), opravdano je oÿekivati da ýe isti parametri uticati i na raspodelu vremena zadržavanja praha, mada je uobiÿajeno vreme zadržavanja do nekoliko desetina sekundi. U toku izvoĀenja ogleda proseÿno vreme sušenja, od poÿetka doziranja suspenzije do pojave praha na izlazu, iznosi oko 1 min. Zbog ovako kratkog vremena 118 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica boravka, sistem je pogodan za tretiranje termiÿki osetljivih suspenzija i pasta pri adekvatno podešenim operativnim uslovima. Dobijeni rezultati su u saglasnosti sa podacima za sušenje u vrtložnom sloju inertnih ÿestica /Kudra i Mujumdar, 2002, tabela 4.2/, gde za sušenje životinjske krvi i svežih jaja navedena vremena zadržavanja produkta od 30 do 85 s. TakoĀe, odziv našeg sistema je uporedljiv sa odzivom fluidizovanih slojeva inertnih ÿestica sa i bez mehaniÿke agitacije na stepenastu promenu u procesu sušenja smeša karbohidrata pomoýu obeležene supstance /Reyes i dr., 2001/. Rezultati Reyes-a i dr. /2001/ ukazuju da se obeležena supstanca detektuje na izlazu iz sušnice nakon kratkog vremena, pri ÿemu njena koncentracija dostiže maksimalnu vrednost u toku prvih nekoliko minuta. W, s 0 10 20 30 40 C / C 0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 100% Cu(OH)2 100% Cineb C/C0=1-e (W/WR) x0=0.7 U0/UmF=2.0 Tgi=306 oC Tge=105 oC Slika 3.31. Odziv sistema na stepenastu promenu boje suspenzije 3.5.8. PoreĀenje eksperimentalnog i izraÿunatog kapaciteta isparavanja Za definisanu geometriju fluidizovanog sloja (Ac), protok vazduha, tj. površinska brzina vazduha, proizilazi iz hidrodinamike fluidizovanog sloja i obiÿno treba da bude 2 do 3 puta veýa od minimalne brzine fluidizacije (UmF). Pošto je izlazna temperatura vazduha (Tge) izabrana na osnovu termiÿke stabilnosti materijala koji se suši i zahtevanog sadržaja rezidualne vlage u produktu, iz jednaÿine (3.9) se dobija jednostavna zavisnost izmeĀu ulazne temperature vazduha (Tgi) i specifiÿne brzine isparavanja vode (WH2O). Na slici 3.32 je prikazano poreĀenje eksperimentalnih podataka sa vrednostima WH2O dobijenim iz proraÿuna korišýenjem procenjene vrednosti za specifiÿni toplotni kapacitet suve materije Cpm | 0.85 kJ/kg°C. Srednje apsolutno odstupanje izmeĀu eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti iznosi 5.8%, pri ÿemu su za 85% podataka odstupanja u intervalu od r10%. Sa slike se može uoÿiti da je veýe odstupanje eksperimentalnih od izraÿunatih vrednosti u sluÿaju suspenzija, naroÿito za suspenzije Cu(OH)2 i bakar(II)-oksi-hlorid. S obzirom da su jednaÿinom (3.9) obuhvaýeni gubici toplote u okolinu prirodnom konvekcijom i zraÿenjem (aproksimativno procenjeni), razlike izmeĀu eksperimentalnih i 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 119 izraÿunatih vrednosti potiÿu najverovatnije usled nemoguýnosti održavanja apsolutno konstantnog protoka suspenzije i apsolutno konstantne i temperature i protoka ulaznog vazduha. TakoĀe, moguýe je da u svim ogledima nisu do kraja bili uspopstavljeni stacionarni uslovi. Generalno, specifiÿni kapaciteti isparavanja vode ostvarene u poluindustrijskoj sušnici sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica su vrlo visoke i iznose od 69 do 1000 kgH2O/hm2sloja (pri doziranju teÿne faze vode) i od 212 do 896 kgH2O/hm2sloja (pri sušenju razliÿitih suspenzija), zavisno od uslova ogleda. U odnosu na vrednosti od 34-86 kgH2O/hm2sloja u radu Pan-a i dr. /2001/ dobijenih pri sušenju sojinog mleka na teflonskim ÿesticama u vibrofluidizovanom sloju (H/Dc=0.7), pri sliÿnim uslovima (Tgi|150qC) pri doziranju teÿne faze vode u našem sistemu (H/Dc =0.5) je postignut veýi kapacitet isparavanja vode od 295 kgH2O/hm2sloja. U sluÿaju laboratorijske sušnice (H/Dc =0.8) koja je približnije geometrije sistemu iz rada Pan-a i dr. /2001/, pri sliÿnim uslovima je postignut kapacitet isparavanja vode od 80 kgH2O/hm2sloja, što je približno jednako maksimalnoj vrednosti objavljenoj u radu Pan-a i dr. /2001/. WH2O, cal., kgH2O/(m2h) 0 200 400 600 800 1000 1200 W H 2O , e xp ., kg H 2O / (m 2 h ) 0 200 400 600 800 1000 1200 H2O Cineb Cu(OH)2 bakar(II)-oksi-hlorid NaCl CaCO3 Slika 3.32. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti specifiÿne brzine isparavanja vode 3.5.9. Sušenje lepljivih materijala Osnovni nedostatak predstavljenog sistema je nepoželjna pojava sinterovanja (slepljivanja) inertnih ÿestica pri sušenju nekih materijala i uspostavljanje ekstremnih operativnih uslova, tj. promena brzine doziranja suspenzije /Kudra i dr., 1989/, ili izlazne temperature vazduha (slika 3.26) usled ÿega dolazi do naglog porasta sadržaja vlage. Posledica toga je neravnomerna raspodela temperature, njen nagli porast i paljenje sloja. Nastali krupni aglomerati remete hidrodinamiku sistema. Primena fluidizovanog sloja inertnih ÿestica za sušenje materijala koji sadrže ugljene hidrate i masnoýe je praktiÿno nemoguýa s obzirom da lepljivost tih materijala vodi ka nestabilnosti procesa, osim u sluÿajevima gde se dodaju razni aditivi /Benali i Amazouz, 2002/ koji smanjuju adhezivnost. Sušenje termoosteljivih i bioloških materijala još uvek predstavlja veliki izazov usled njihove degradacije. Nekoliko faktora koji potiÿu iz mehanizma sušenja uticaýe na pozitivne ili negativne rezultate pri tretmanu ovakvih materijala: - mehaniÿko dejstvo inertnih ÿestica usled sudara izmeĀu zida kolone i sloja inertnih ÿestica, izmeĀu samih inertnih ÿestica i trenja usled cirkulacije inertnih ÿestica u sloju. Ovi 120 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica procesi zavise od protoka vazduha, mase i osobina inertnih ÿestica, kao i od geometrije i konfiguracije sušnice, - termiÿki efekti usled razliÿitih mehanizama prenosa toplote, koji zavise od brzine prenosa toplote, hidrodinamiÿkih karakteristika sloja, osobina sušenog materijala i konfiguracije sušnice, - efekat akumulacije sušenog materijala u sloju, koji zavisi od reoloških osobina sušenog materijala. U tom smislu se na razliÿite naÿine kvantifikuju rizici degradacije produkta, tj. rizici gubitka kvaliteta produkta /Mujumdar i Kudra, 2002/. Sušenje nekoliko organskih i bioloških materijala (kalcijum(II)-stearat, vinska kiselina, pivski kvasac, sojino mleko i njihove smeše, lipozomi, paradajz sok, sveža jaja, skrob) su bile neuspešne u našem sistemu sa fluidizovanim inertnim slojem. U ovim probama je došlo do kanalisanja vazduha kroz sloj posle svega nekoliko minuta, pri ÿemu vreo ulazni vazduh dospeva direktno u gornji deo komore za sušenje do regulatora temperature TIC2, koji je spregnut sa sistemom za doziranje materijala. Dolazi do poremeýaja rada sistema za doziranje, tj. usled naglog porasta izlazne temperature vazduha doziranje suspenzije u ovakav sloj se nastavlja. Posledica ovoga je “plavljenje” sloja sa suspenzijom i prestanka fluidizacije nakon vrlo kratkog vremena. Usled navedenih nedostataka sistema, sušenje svakog potencijalnog preparata se mora testirati na laboratorijskom nivou. TakoĀe, važno je napomenuti da u nekim sluÿajevima nije dovoljno kratkotrajno testiranje za donošenje verodostojnih zakljuÿaka. Na primer, sušenje suspenzija formulisanih preparata na bazi Cineba i bakar(II)-hidroksida na poluindustrijskom postrojenju nije uspelo. U pitanju su preparati kojima su dodavani razni aditivi (disperganti, okvašivaÿi, punioci, itd.). U sluÿaju formulisane Cineb C-65 suspenzije (smeša tehniÿkog Cineba, kaolina, tenziofiksa i supražila) i premiksa Cineba C-65 (bez kaolina) posle 3-4 i 6 ÿasova rada, respektivno, zapaženi su prvi simptomi nestabilnog rada sistema, najverovatnije usled kumulativnog efekta akumulacije sušenog materijala u inertnom sloju. Vrlo brzo posle otpoÿinjanja nestabilnog rada sistema je dolazilo do kanalisanja vazduha kroz sloj. Usled velike inertnosti sistema za zagrevanje vazduha, deo sloja inertnih ÿestica koji je nepokretan je bio u direktnom kontaktu sa vrelim dnom komore za sušenje (ploÿom distributora), a krajnja posledica ove pojave je paljenje sloja. U sluÿaju formulisanog bakar(II)-hidroksida, pored stvaranja praškastog proizvoda, deo sloja inertnih ÿestica se aglomeriše na taj naÿin što se inertne ÿestice oblažu vrlo tvrdim i teško rastvornim slojem bakar(II)-hidroksida. Aglomerati su veliÿine 5-10 mm i remete hidrodinamiku sistema. Imajuýi u vidu da formulisani preparati sadrže u sebi zapaljivu komponentu (tenziofiks) kao i lepljivu komponentu (kaolin), potrebna su dopunska ispitivanja, bez kojih je nemoguýe garantovati uspešno sušenje formulisanih preparata u kontinuitetu. 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 121 3.5.10. Uticaj prisustva teÿne faze na pad pritiska u sloju inertnih ÿestica Stabilni radni režim sušnice se može ostvariti kad je brzina uklanjanja filma suspenzije sa površine inertne ÿestice veýa ili u krajnjem sluÿaju jednaka brzini doziranja suspenzije. S obzirom da postoje razliÿite vrste materijala koje se mogu sušiti, složenost procesa sušenja na inertnim ÿesticama proistiÿe iz adhezivnih sila izmeĀu vlažnih inertnih ÿestica, koje utiÿu na fluido-dinamiÿke karakteristike sloja. U tom smislu su izvršena ispitivanja uticaja prisustva teÿne faze u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica u poluindustrijskom ureĀaju na pad pritiska pri doziranju teÿne faze vode i sušenju vodene suspenzije Cineba. Ogledi su izvedeni pri približno konstantnom protoku (|145 m3/h) i temperaturi ulaznog vazduha (|300qC), na razliÿitim temperaturama sušenja (100qC, 90qC, 80qC i 70qC). U tabeli 3.10 su prikazani eksperimentalni rezultati izvršenih ispitivanja. Tabela 3.10. Rezultati ispitivanja uticaja prisustva teÿne faze na pad pritiska u sloju inertnih ÿestica Broj ogleda Suspenzija x0 kgH2O/kgSUS V0 m3/h Tgi oC Tge oC 'Psloj Pa 0 suve staklene sfere (dp=1.94mm) - 141.2 294 115 1118.34 1 voda 1 143.1 307 100 1128.15 2 voda 1 150.3 308 91 1177.20 3 voda 1 146.7 303 81 1187.01 4 voda 1 148.5 299 71 1206.63 5 Cineb 0.74 148.5 295 100.5 1196.82 6 Cineb 0.74 143.1 298 90 1216.44 7 Cineb 0.74 141.2 299.5 80.5 1216.44 Na osnovu podataka za pad pritiska u sloju inertnih ÿestica u funkciji temperature sušenja, prikazanih na slici 3.33, može se uoÿiti da se generalno pad pritiska u sloju u prisustvu teÿne faze poveýava u odnosu na pad pritiska u sloju suvih inertnih ÿestica sa smanjenjem temperature sušenja. Sa slike 3.33 se može uoÿiti neznatno poveýanje pada pritiska od 0.9% na Tge=100qC pri isparavanju vode. U sluÿaju sušenja suspenzije Cineba pri približno istim radnim uslovima ovo poveýanje je izraženije i iznosi 7%, što se može pripisati veýem stepenu adhezije suspenzije Cineba na Tge, oC 60 70 80 90 100 110 120 'P , P a 1100 1120 1140 1160 1180 1200 1220 1240 suve inertne cestice H2O Cineb Slika 3.33. Pad pritiska u sloju inertnih ÿestica pri doziranju vode i sušenju suspenzije Cineba u zavisnosti od temperature sušenja 122 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica površini inertnih ÿestica, kao i izraženijim kohezionim silama izmeĀu vlažnih inertnih ÿestica. Smanjenjem temperature sušenja, samim tim poveýanjem protoka teÿne faze (vode ili suspenzije Cineba), poveýava se pad pritiska u odnosu na sloj suvih inertnih ÿestica. Na osnovu trenda podataka za vodu i suspenziju Cineba sa slike 3.33 se može uoÿiti da se pri veýim protocima teÿne faze razlika u poveýanju pada pritiska smanjuje, što ukazuje na to da pri odreĀenom stepenu okvašenosti sloja inertnih ÿestica razlike u osobinama materijala koji se suše imaju sve manji uticaj. Pri veýim protocima suspenzije Cineba, odnosno nižim temperaturama sušenja, uoÿeno je neznatno smanjenje intenziteta (kvaliteta) fluidizacije, tako da sušenje na Tge=70qC nije izvedeno. Na osnovu dobijenih rezultata se uopšteno može zakjluÿiti da poveýanje pada pritiska u prisustvu teÿne faze u sloju koje potiÿe od vrste sušenog materijala i kohezivnih sila izmeĀu vlažnih inertnih ÿestica, nije drastiÿno, tj. kreýe se u granicama od 0.9 do 7.9% za vodu i od 7.0 do 8.8% za suspenziju Cineba. Na osnovu prikazanih rezultata ispitivanja sušenja na uveýanom laboratorijskom postrojenju može se konstatovati, kao i za laboratorijski ureĀaj, da sistem radi stabilno i da ga karakteriše visoka efikasnost. Specifiÿna isparljivost je vrlo visoka od 69 do 1000 kgH2O/hm2sloja pri doziranju vode i od 212 do 896 kgH2O/hm2sloja pri sušenju suspenzija, zavisno od uslova pod kojim su izvoĀeni ogledi. Iskorišýenje energijskog potencijala vazduha je, takoĀe, vrlo visoko. Vlažnost vazduha se na putu kroz sloj poveýa od 4 do 11 puta, zavisno od uslova ogleda. Visoka efikasnost u pogledu specifiÿnog utroška toplote (q) i specifiÿnog utroška vazduha (SV) potiÿe od visoke razlike temperatura izmeĀu ulaznog vazduha i sloja (Tgi-Tge), pri ÿemu se temperatura sloja održava na zahtevanoj vrednosti. U svim ogledima sušenja suspenzija, vlažnost dobijenog praha, kao i sadržaj aktivne materije su uglavnom bili u zadovoljavajuýim granicama. Produkt se dobija u vidu suvog teÿljivog praha za razliku od tunelskih sušnica gde se dobija u vidu suvog kolaÿa, koji se u zavisnosti od vrste materijala spontano ili uz utrošak dopunske energije dezintegriše. Pored toga, granulometrijski sastav produkta je nešto niži od granulometriskog sastava polazne suspenzije. Na ovaj naÿin u daljem tehnološkom procesu najÿešýe nije potrebno obavljati operaciju mlevenja. Industrijski prototip, koji je realizovan na osnovu istraživanja prikazanih u ovom radu nalazi se u eksploataciji od marta 2003. god., u potpunosti je u skladu sa predviĀenim procesnim parametrima. Centralni deo sistema je fluidizaciona kolona preÿnika 800 mm. Pri ulaznoj temperaturi vazduha od 292qC, temperaturi sušenja od 105qC i protoku vazduha od 2.12 m3N/s ostvaruje se proizvodni kapacitet od 8.05 t suve materije za 24 h, polazeýi od suspenzije sa 65% vode. Može se uoÿiti da jedan relativno mali fluidizacioni ureĀaj zamenjuje veoma veliku komoru za sušenje. Efektivna površina fluidizacione kolone je oko 700 puta manja od potrebne površine tava za sušenje za isti kapacitet. Ostvarena je ušteda energije za sušenje od najmanje 50% u odnosu na raniju tehnologiju sušenja, što je ekvivalentno uštedi od oko 825 m3N prirodnog gasa dnevno. Ukupni ekonomski efekti, pored uštede u energiji za sam proces sušenja, ukljuÿuju i uštedu aktivne materije, eliminaciju troškova energije za mlevenje produkta, a potreban je i znatno manji broj rukovaoca usled automatskog rada postrojenja. 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 123 3.6. DOSUŠIVANJE PRAHA Higroskopnost praškastog produkta je jedna od osobina materijala koja ne bi trebalo da se zanemari pri izvoĀenju sušenja. Ako se higroskopni materijal, osušen do vrednosti koje su manje od ravnotežnog sadržaja vlage, izloži dejstvu atmosferskog vlažnog nezasiýenog vazduha može doýi do vlaženja materijala i uspostavljanja novog ravnotežnog stanja izmeĀu materijala i okoline i pri tome ýe verovatno postati lepljiv. U toku sušenja, što je veýa ulazna temperatura vazduha to ýe se više vlage ispariti i na taj naÿin ýe se poveýati relativna vlažnost vazduha unutar sušnice. Ovo može uticati na sadržaj vlage osušenog praha. U našem sistemu za neke vrste materijala nije bilo moguýe ostvariti zahtevanu izlaznu vlažnost, koja je za preparate za zaštitu bilja strogo definisana i iznosi najÿešýe ispod 1%, a u nekim sluÿajevima i ispod 0.5%. Iz tih razloga je uveýano laboratorijsko postrojenje dograĀeno sa tri sistema za naknadno dosušivanje prahova. Cilj je bio da se proveri moguýnost obezbeĀivanja potrebne vlažnosti praha produkta. Ispitane su tri varijante dosušivanja i to: dosušivanje primarnog praha Cineb fungicida u fluidizovanom sloju inertnog materijala i dosušivanje u fluidizovanom sloju samog materijala koji se suši (primarnog praha Cineb fungicida i Cu(OH)2) i dosušivanje primarnog praha bakar(II)-oksi- hlorida u ciklonskom dosušivaÿu. 3.6.1. Dosušivanje u fluidizovanom sloju inertnog materijala Eksperimentalni sistem sa dosušivanjem po ovoj varijanti prikazan je na slici 3.34. Sastoji se od staklene kolone preÿnika Dc=110 mm ukupne visine 400 mm. Kolona je snabdevena mehaniÿkom mešalicom (|100 min-1) ÿija je uloga razbijanje agregata praha, buduýi da prah Cineb fungicida ima izražena adhezivna svojstva. Kolona je napunjena monodisperznim inertnim staklenim sferama preÿnika dp=0.355 mm. Primarno osušeni prah se iz ciklona (6) usisava ejektorom (14) i kao dvofazna smeša zagrejan vazduh - prah Cineba provodi kroz fluidizovani sloj inertnog materijala. Vazduh za dosušivanje (iz kompresora) se pomoýu elektriÿnog predgrejaÿa zagreva na željenu temperaturu. Protok vazduha za dosušivanje varirao je od V0=6-10 m3/h, što je svega oko 3-4% od protoka vazduha u primarnoj sušnici. Dosušeni prah se prihvata u ciklonu (17, slika 3.34), nakon ÿega se vazdušna struja sprovodi u vreýasti filter. Ceo sistem je dobro uzemljen u cilju prevazilaženja elektrostatiÿkih efekata. Uloga inertnih staklenih sfera u koloni za dosušivanje je dvojaka: - prah Cineba po svojim karakteristikama pripada grupi C po Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji materijala, što znaÿi da se ne može uopšte dovesti u fluidizovano stanje, s obzirom da se odmah formiraju kanali u sloju kroz koje protiÿe vazduh praktiÿno bez kontakta sa ÿesticama, što je i eksperimentalno utvrĀeno; - inertne staklene sfere omoguýuju da se u relativno maloj koloni obezbedi brzina vazduha koja je 2-3 puta iznad minimalne brzine fluidizacije staklenih sfera. 124 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Na ovaj naÿin fluidizuje se, u stvari, sloj inertnih sfera, a prah koji se dosušuje se provodi kroz sloj inertnih ÿestica. Tipiÿno vreme boravka praha u sloju (kontaktno vreme) je oko 0.3 s. Ostale karakteristike ovog sistema navedene su u tabeli 3.11. Ogledi dosušivanja primarnog praha Cineba veýeg sadržaja vlage od propisanog u opisanom sistemu za dosušivanje su vršeni na taj naÿin što je pre poÿetka sušenja u celom sistemu, u delu sistema za dosušivanje podešen protok i ulazna temperatura sekundarne struje vazduha. Nakon ukljuÿivanja postrojenja u rad, prah Cineb fungicida iz primarne sušnice se usisava zagrejanim vazduhom (sekundarna struja) pomoýu ejektora (14) i kao dvofazna smeša vazduh-ÿestice Cineba se provodi kroz fluidizovani sloj inertnih staklenih sfera. Rezultati ispitivanja su prikazani u tabeli 3.12. Slika 3.34. Uveýano laboratorijsko postrojenje sa dodatkom za dosušivanje 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - fluidizaciona kolona za dosušivanje (Dc=110 mm), 12 - mehaniÿka mešalica, 13 - motor mešalice, 14 - ejektor, 15 - elektriÿni predgrejaÿ vazduha (2 kW), 16 - ciklon (I40 mm x 100 mm), 17 - vreýasti filter, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 125 Tabela 3.11. Karakteristike kolone i sloja u sistemu za dosušivanje Parametar Simbol Kolona za dosušivanje Preÿnik kolone (mm) Dc 110 Preÿnik inert. ÿestica (mm) dp 0.355 Gustina inert. ÿestica (kg/m3) Ʊp 2630 Statiÿka visina sloja (m) H0 0.10 Masa sloja (kg) Msl 1.48 Masa jedne inertne ÿestice (mg) mp 0.062 Broj ÿestica (x106) (kom.) N 23.9 Ukupna površ. inertnih ÿestica (m2) Ap 9.47 Minimalna brzina fluidizacije (na 20qC) (m/s) * UmF 0.145 Brzina odnošenja (na 20qC) (m/s) ** Ut 2.96 Pad pritiska u sloju (Pa) ƅP 1500 *odreĀeno iz Ergun-ove /1952/ jednaÿine **odreĀeno prema Kunii-u i Levenspiel-u /1969/ Tabela 3.12. Eksperimentalni rezultati dosušivanja primarnog praha Cineba u fluidizovanom sloju inertnog materijala (staklene sfere, dp=0.355 mm, frakcija 0.29-0.42 mm) Primarna sušnica Dosušivanje Ogled broj Oznaka uzorka V0 m3/h H mm Tgi qC Tge qC xf % A.M. % V0 m3/h H mm Tgi qC Tge qC xf % A.M. % 1 200 100 190 80 0.75 - 17 1* 10 80 85 83 0.27 - 2 200 100 170 80 0.29 70.37 18 2* 10 80 85 82 0.16 84.80 3 200 100 190 80 0.80 77.00 19 3* 10 80 85 83 0.50 84.00 4 200 100 190 90 0.39 82.60 20 4* 10 120 100 95 0.47 85.80 5 220 100 190 90 1.76 - 21 5* 10 120 85 80 2.16 - 6 250 100 190 87 2.30 90.04 23 6* 6 120 80 74 0.70 89.47 7 260 100 187 90 1.15 93.40 7a* 77 62 0.58 87.99 7b* 85 69 0.30 83.85 7c* 100 84 0.71 76.03 7d* 112 93 0.50 71.04 24 7e* 9.3 120 67 56 0.33 72.03 Numeracija ogleda 17-24 je prema tabeli P2.4 iz Priloga 2 * - Oznaÿava uzorak iz ciklona na aparaturi za dosušivanje NAPOMENA: Ogledi 17-21 su raĀeni sa pastom Cineba koja je dugo stajala (najverovatnije da je došlo do izvesnog stepena degradacije); ogledi 23 i 24 su raĀeni sa svežom pastom Cineba Na slici 3.35 prikazan je uticaj temperature na ulazu u fluidizacioni sloj inertnih ÿestica za dosušivanje na vlažnost praha i sadržaj aktivne materije, na primeru uzoraka dobijenih 126 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica dosušivanjem primarnog praha iz ogleda 24. Može se uoÿiti da se sadržaj vlage u prahu nakon dosušivanja smanji za skoro 4.5 puta, bez obzira na temperaturu dosušivanja. MeĀutim, karakteristiÿno je sniženje sadržaja aktivne materije, koje je izraženije što je ulazna temperatura sekundarnog vazduha veýa. Moguýe je da strujanje u ovom sistemu nije bilo idealno, te da deo ÿestica praha boravi u sloju mnogo duže od nominalnih 0.3 s. Ovo se zakljuÿuje analizom ogleda 7e* koji ima sadržaj aktivne materije od 72.03%. Ovaj ogled je raĀen na najnižoj temperaturi (Tgi=67qC), ali je raĀen nakon ogleda 7d* na najvišoj temperaturi (Tgi=112qC), pa je verovatno u uzorku i deo materijala iz prethodnog ogleda. Može se zakljuÿiti da dosušivanje u fluidizovanom sloju inertnog materijala može obezbediti potrebnu vlažnost praha pod uslovom da se radi na nižim temperaturama i da se reši hidrodinamika strujanja na odgovarajuýi naÿin. MeĀutim, rezultati pokazuju da ovaj sistem nije pogodan za materijale kod kojih postoji moguýnost termiÿke degradacije aktivne materije. Tgi, oC 70 80 90 100 110 120 x f , % 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 A primarna sušnica sistem za dosušivanje Tgi, oC 70 80 90 100 110 120 sa dr ža j a kt iv ne m at er ije ( A .M .) , % 70 75 80 85 90 95 100 B primarna sušnica sistem za dosušivanje Slika 3.35. Uticaj temperature na dosušivanje primarnog praha Cineba iz ogleda 24 (tabela 3.12) u fluidizovanom sloju inertnog materijala A- na sadržaj vlage u dosušenom prahu, B- na sadržaj aktivne materije u dosušenom prahu 3.6.2. Dosušivanje u fluidizovanom sloju materijala Eksperimentalni sistem za dosušivanje u fluidizovanom sloju paškastog produkta prikazan je na slici 3.36. Glavni deo sistema je fluidizaciona kolona preÿnika Dc=286 mm, ukupne visine 400 mm. Izvršena su dva ogleda sa fluidizovanim slojem prethodno dobijenih prahova Cineba i Cu(OH)2 iz primarne sušnice. Kako je veý naglašeno, ovi prahovi se teško dovode u fluidzovano stanje. Fluidizaciju je moguýe obezbediti, što je opšta karakteristika materijala iz grupe C po Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji materijala, ili tretiranjem u vibro- fluidizovanom sloju ili mehaniÿkim mešanjem. U našem sluÿaju primenjena je mehaniÿka mešalica (sa približno 100 min-1) ÿija je uloga da razbija stvorene kanale u sloju. Vizuelnim osmatranjem utvrĀen je zadovoljavajuýi kvalitet fluidizacije. 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 127 Slika 3.36. UreĀaj za dosušivanje sa fluidizovanim slojem praha 1 - fluidizaciona kolona (Dc=286 mm), 2 – raspodeljivaÿ, 3 – mešalica, 4 - motor mešalice, 5 - vreýasti filter, 6 - elektriÿni predgrejaÿ vazduha (2 kW), FI - meraÿ protoka, TIC - indikacija i kontrola ulazne temperature vazduha, TI - indikator temperature Ogledi u ovom sistemu su izvršeni na drugaÿiji naÿin u odnosu na prethodni sistem (sa inertnim ÿesticama): primarno osušenim prahom Cineba (oko 3 kg), odnosno prahom Cu(OH)2 (oko 2 kg), napunjena je fluidizovana kolona, a zatim je praýena dinamika sušenja sa vremenom, tj. vremenska promena vlažnosti praha i sadržaja aktivne materije. Svrha ovog ogleda je bila da se odredi potrebno vreme boravka praha u sušnici, kao osnove za proraÿun kontinualnog ureĀaja. Rezultati ispitivanja su prikazani u tabelama 3.13 i 3.14. Na slici 3.37 prikazana je promena temperatura sa vremenom, kao i sadržaj vlage i aktivne materije praha Cineb fungicida. Na uslove ovog ogleda znaÿajno utiÿe ÿinjenica da se sloj postepeno zagreva (jer je materijal na poÿetku hladan, što ne bi bio sluÿaj u kontinualnom sistemu), bez obzira što je temperatura vazduha na ulazu približno konstantna. Za ovaj ogled karakteristiÿna je i niska poÿetna vlažnost praha (xf=0.51%). Može se uoÿiti da se vlažnost praha redukuje na 0.1% za 30 min, pri ÿemu nema bitnih razlika u sadržaju aktivne materije. vreme, min 0 10 20 30 40 50 60 70 sa d rž aj a kt iv n e m at er ije ( A .M .) , % 80 85 90 95 x f , % 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 A vreme, min 0 10 20 30 40 50 60 70 te m p er at ur e, o C 0 20 40 60 80 100 B ispred sloja u sloju iznad sloja Slika 3.37. Dosušivanje u fluidizovanom sloju praha Cineba – promena sadržaja vlage praha i sadržaja aktivne materije (A) i promena temperatura (B) sa vremenom 128 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Tabela 3.13. Rezultati dosušivanja u fluidizovanom sloju praha Cineba Preÿnik kolone za dosušivanje Dc=286 mm Protok ulaznog vazduha (na 20qC) V0=7.73 m3/h Materijal za dosušivanje je smeša primarnih prahova dobijenih u ogledima 24, 25 i 26 (3 kg) T1 - temperatura vazduha ispred sloja (qC) T2 - temperatura vazduha u sloju (qC) T3 - temperatura vazduha iznad sloja (qC) vreme min T1 qC T2 qC T3 qC Oznaka uzorka xf % A.M. % 0 18 20 16 B1 0.51 89.45 2 68 22 16 4 85 27 19 6 92 32 22 8 95 36 26 10 95 40 28 B2 0.47 89.72 12 89 39 28 14 95 44 31 16 96 48 33 18 95 51 36 20 94 54 39 B3 0.37 88.97 22 90 54 38 24 93 58 42 26 94 61 45 28 93 63 47 30 93 65 49 B4 0.10 90.59 32 88 57 42 34 93 64 47 36 93 67 49 38 93 68 50 40 93 69 51 B5 0.14 90.34 42 88 60 45 44 93 68 51 46 94 71 53 48 95 72 56 50 95 73 56 B6 0.45 90.66 52 90 65 50 54 94 72 54 56 95 74 55 58 94 74 56 60 94 75 56 B7 0.12 89.50 62 90 66 51 64 94 72 55 66 95 74 57 68 95 76 57 70 94 77 58 B8 0.50 93.49 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 129 Tabela 3.14. Rezultati dosušivanja u fluidizovanom sloju praha Cu(OH)2 Preÿnik kolone za dosušivanje Dc=286 mm Protok ulaznog vazduha (na 20qC) V0=9.3 m3/h Materijal za dosušivanje: 2 kg praha, visina sloja oko 11 cm T1 - temperatura vazduha ispred sloja (qC) T2 - temperatura vazduha u sloju (qC) Masa vreýastog filtra: 0 min - 836 g, 47.9 min - 922 g vreme min T1 qC T2 qC 'P mmH2O Oznaka uzorka xf % 0.0 18 20 50 1 2.52 2.0 69 28 50 4.2 75 30 50 6.0 90 34 50 8.1 109 38 59 10.1 124 45 64 10.3 124 46 66 2 2.40 12.2 122 52 66 14.1 119 60 63 16.0 118 67 67 16.5 118 67 69 3 2.41 18.6 115 70 78 20.2 112 74 83 21.8 109 76 91 4 1.29 24.1 106 77 99 26.2 103 77 104 28.1 101 78 107 5 0.99 31.1 99 83 134 32.3 98 81 138 33.0 98 81 136 6 0.81 36.1 96 83 132 38.0 95 82 130 7 0.70 44.0 93 85 144 45.4 93 84 148 46.8 92 82 150 47.9 92 82 152 8 0.59 Na slici 3.38 prikazana je promena temperatura i sadržaj vlage praha Cu(OH)2 sa vremenom. I u ovom sluÿaju na uslove ogleda znaÿajno utiÿe postepeno zagrevanje sloja (koji je na poÿetku ogleda hladan) u periodu od 20 min. U toku dosušivanja praha Cu(OH)2 se istovremeno pratila i koliÿina akumulisanog praha na vreýastom filtru, bez otresanja. S obzirom da je vremenom protok vazduha opadao usled poveýanja otpora na vreýastom filtru, ulazna temperatura vazduha nije održavana na konstantnoj vrednosti. Zagrevanje ulaznog vazduha je prekinuto nakon 10 min da bi se spreÿilo pregrevanje sloja usled slabijeg intenziteta fluidizacije. Za ovaj ogled karakteristiÿna je relativno visoka poÿetna vlažnost primarnog praha (xf=2.52%). Sa slike 3.38 se može uoÿiti da se vlažnost praha redukuje 3 puta (0.81 % vlage) nakon 33 min, što odgovara trenutku kada je sloj dostigao približno konstantnu temperaturu 130 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica (oko 80qC). Na osnovu rezultata izvršenih ogleda može se zakljuÿiti da se i ovaj sistem može iskoristiti za dosušivanje praha. vreme, min 0 10 20 30 40 50 x f , % 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 A vreme, min 0 10 20 30 40 50 te m p er at ur e, o C 0 20 40 60 80 100 120 140 B ispred sloja u sloju Slika 3.38. Dosušivanje u fluidizovanom sloju praha Cu(OH)2 – promena sadržaja vlage praha (A) i temperatura (B) sa vremenom 3.6.3. Dosušivanje u koloni sa ciklonskim strujanjem praha (ciklonski dosušivaÿ) Eksperimentalni sistem sa ciklonskim dosušivanjem prikazan je na slici 3.39. Dodatak za dosušivanje sastoji se od kolone od pleksiglasa preÿnika Dc=110 mm ukupne visine 700 mm (11). Primarno osušeni prah se pomoýu sekundarne struje vazduha iz ciklona (6) tangencijalno uvodi na dno kolone za dosušivanje. Vazduh za dosušivanje (iz kompresora) se pomoýu elektriÿnog predgrejaÿa zagreva na željenu temperaturu. Protok vazduha za dosušivanje je bio V0=22 m3/h. Dosušeni prah se iz ciklonskog dosušivaÿa prihvata u sekundarnom ciklonu (13) i vreýastom filteru (14). Ceo sistem je dobro uzemljen u cilju prevazilaženja elektrostatiÿkih efekata. Izvršena su dva ogleda dosušivanja primarnog praha bakar(II)-oksi-hlorida, pri ÿemu je u drugom ogledu u koloni za dosušivanje postavljena cev preÿnika 0.075 m i dužine 0.7 m (11a) u cilju pospešivanja spiralnog kretanja vazdušne struje. Ogledi dosušivanja praha bakar(II)-oksi-hlorida u opisanom sistemu za dosušivanje su vršeni na taj naÿin što je pre poÿetka sušenja u celom sistemu, u delu sistema za dosušivanje podešen protok i ulazna temperatura sekundarne struje vazduha. Nakon ukljuÿivanja postrojenja u rad, prah bakar(II)-oksi-hlorida se iz ciklona primarne sušnice (6) usisava zagrejanim vazduhom (sekundarna struja) i kao dvofazna smeša vazduh-ÿestice se provodi spiralnom putanjom kroz ciklonski dosušivaÿ. Eksperimentalni uslovi, karakteristike kolone za ciklonsko dosušivanje i rezultati ispitivanja su prikazani u tabelama 3.15 i 3.16. Iz tabele 3.16 se može uoÿiti da se rezidualna vlažnost praha smanjuje u odnosu na primarni prah iz primarne sušnice se smanji za 0.63% (ogled 1), odnosno za 0.36% (ogled 2). 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 131 U oba sluÿaja nije dovoljno dosušen prah, odnosno sadržaj vlage je veýi od zahtevanih 1%, što znaÿi da je potrebno obezbediti duže vreme boravka u ciklonskom dosušivaÿu. U ovom sistemu procenjeno vreme vreme boravka praha u dosušivaÿu kretalo se od 1 do 2.7 s, što je neuporedivo manje nego u prethodna dva sistema. Produžavanjem vremena boravka (približno dvostruko) mogla bi se obezbediti zahtevana vlažnost praha. Na osnovu prikazanih preliminarnih rezultata može se zakljuÿiti da je ovaj sistem dosušivanja najpogodniji pre svega za termoosetljive materijale zbog relativno kratkog vremena boravka praha u dosušivaÿu. Slika 3.39. Uveýano laboratorijsko postrojenje sa dodatkom za ciklonsko dosušivanje 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera sušnice, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - kolona za dosušivanje (Dc=110 mm), 12 - elektriÿni predgrejaÿ vazduha (2 kW), 13 - ciklon (I60 mm x 120 mm), 14 - vreýasti filter, 14a - programator vreýastog filtera, 15 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature 132 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Tabela 3.15. Karakteristike kolone za ciklonsko dosušivanje i rezultati dosušivanja ogled 1 ogled 2 Maseni protok praha kgsm/h 11.01 11.61 Preÿnik spoljne cevi m 0.11 0.11 Preÿnik unutrašnje cevi m - 0.075 Širina anularne zone u dosušivaÿu m 0.055 0.018 Dužina dosušivaÿa m 0.7 0.7 Površina dosušivaÿa (anulus) m2 0.0095 0.0051 Ekvivalentni preÿnik dosušivaÿa m2 0.1100 0.0805 Maseni fluks praha u dosušivaÿu kg/m2h 1159 2283 Broj zaokreta vazdušne struje u dosušivaÿu 6.364 6.364 PreĀeni put m 2.199 1.499 Ulazna temperatura vazduha oC 105 105 Zapreminski protok vazduha na 20oC m3/h 22 22 Ulazna brzina vazduha u ciklon m/s 17 17 Maseni protok vazduha kg/s 0.007 0.007 Optereýenje vazdušnog toka kgsm/kgvaz 0.420 0.443 Površinska brzina vazduha na temperaturi dosušivanja m/s 0.82 1.53 Nominalno vreme boravka praha s 2.7 1.0 Tabela 3.16. Eksperimentalni podaci za ciklonsko dosušivanje Primarna sušnica Dosušivaÿ xf % Tgi, qC Tge, qC Tul, qC Tizl, qC OGLED 1: Eksperimentalni rezultati, bakar(II)-oksi-hlorid x0=0.601, bez unutrašnje cevi Suspenzija 60.08 Ispod primarnog ciklona 1.93 292 97 - - Ispod sekundarnog ciklona (dosušivanje) 1.30 0.63 smanjenje dosušivanjem 292 97 105 73 OGLED 2: Eksperimentalni rezultati, bakar(II)-oksi-hlorid x0=0.579, sa unutrašnjom cevi Suspenzija 57.88 Ispod primarnog ciklona 1.75 275.5 99.5 - - Ispod sekundarnog ciklona (dosušivanje) 1.39 0.36 smanjenje dosušivanjem 275 99 105 66 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 133 3.7. HLAđENJE PRAHA Higroskopni ili termoplastiÿni prahovi (na povišenoj temperaturi postaju lepljivi) i poželjno je da budu ohlaĀeni do zahtevane temperature pre pakovanja, da ne bi došlo do njihovog zgrudnjavanja. Ako prah iz primarne sušnice pre skladištenja nije doveden na dovoljno nisku temperaturu, može doýi do nastavka procesa sušenja unutar sudova u koje se prah odlaže. þak i mala masa isparene vlage može zasititi vazduh unutar sudova za skladištenje, a tokom prirodnog hlaĀenja materijala ta masa vlage se izdvaja iz vazduha tako da dolazi do orošavanja praha, tj. slepljivanja i zgrudnjavanja. Iz navedenih razloga je važno izvršiti efikasno hlaĀenje praha nakon izlaska iz sušnice. Ovo je naroÿito znaÿajno za preparate kod kojih je aktivna materija termoosetljiva, kao što je to sluÿaj sa preparatom Cineb fungicida. U industrijskim uslovima u HI ŽUPA, Kruševac, nakon tunelske sušnice prah se pakuje u kontejnere zapremine 1 m3. U praksi je primeýeno da temperatura u sredini kontejnera sa osušenim prahom Cineba vrlo sporo opada, u nekim sluÿajevima od poÿetnih 85qC do oko 45qC nakon 48 sati, što po pravilu prouzrokuje gubitak dela aktivne materije. U toku ispitivanja uveýanog laboratorijskog postrojenja za sušenje u HI ŽUPA, Kruševac izvršeno je preliminarno ispitivanje naknadnog hlaĀenja praha u nekoliko sistema. 3.7.1. HlaĀenje u režimu pneumatskog transporta U ovom sluÿaju je uveýano laboratorijsko postrojenje dograĀeno sa sistemom za hlaĀenje praha u režimu pneumatskog transporta, kako je šematski prikazano na slici 3.40. Protok vazduha za hlaĀenje iznosio je V0=8 m3/h, tako da je vreme boravka ÿestica praha u liniji za pneumatski transport (do izdvajanja u sekundarnom ciklonu) iznosilo oko 1.5 s. Konstatovano je da se na ovaj naÿin prah Cineba, dobijen u primarnoj sušnici, ohladi od inicijalne temperature od 95qC do temperature ispod 40qC. Ova ispitivanja raĀena su tokom testiranja uveýanog laboratorijskog postrojenja u HI ŽUPA, Kruševac, u kontinuitetu u vremenskom periodu od 72 ÿasa. Ispitivanja su pokazala da sadržaj vlage praha Cineba, koji je izuzetno higroskopan, varira sa relativnom vlažnošýu ambijentalnog vazduha u zavisnosti od doba dana, a pri konstantnim ostalim operativnim parametrima. Na slici 3.41 prikazano je variranje rezidualne vlažnosti primarnog i ohlaĀenog praha, kao i temperature i relativne vlažnosti vazduha korišýenog za hlaĀenje. U ispitivanom periodu rezidualna vlažnost na izlazu iz sistema za sušenje iznosila je 0.4±0.02%, meĀutim, sadržaj vlage u ohlaĀenom prahu kretao se i do 0.9%, pri ÿemu se na dijagramu jasno uoÿava korespondencija izmeĀu sadržaja vlage u ohlaĀenom prahu i relativne vlažnosti vazduha korišýenog za hlaĀenje. 134 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Slika 3.40. Uveýano laboratorijsko postrojenje sa dodatkom za hlaĀenje praha u režimu pneumatskog transporta 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera sušnice, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - cevovod za pneumatski transport preÿnika 30 mm i dužine 3 m, 12 - ciklon (I60 mm x 120 mm), 13 - vreýasti filter, 13a - programator vreýastog filtera, 14 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature VREME (h) 0 5 10 15 20 25 30 0.0 0.5 1.0 10 100 2 RELATIVNA VLAŽNOST VAZDUHA ZA HLAÐENJE (%) TEMPERATURA VAZDUHA ZA HLAÐENJE (oC) VLAŽNOST OHLAÐENOG PRAHA (%) VLAŽNOST PRAHA NA IZLAZU IZ SUŠNICE (%) Slika 3.41. Uticaj relativne vlažnosti atmosferskog vazduha na rezidualnu vlagu praha 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 135 3.7.2. HlaĀenje u fluidizovanom sloju U ovom sluÿaju ispitana je moguýnost da se hlaĀenje praha obavi u fluidizovanom sloju. Ogled je izveden u cilju odreĀivanja nominalnog vremena boravka ÿestica Cu(OH)2 u hladnjaku na aparaturi prikazanoj na slici 3.36. Ostale karakteristike fluidizacionog sistema su iste sa karakteristikama sistema prikazanim u tabeli 3.13, s tim što je u ovom sluÿaju sloj fluidiziran hladnim (ambijetalnim) vazduhom temperature 18qC. Ogled je izveden na taj naÿin što je kolona za fluidizaciju trenutno napunjena sa 3 kg prethodno zagrejanog Cu(OH)2 praha, nakon ÿega je sloj fluidiziran, a praýena je dinamika hlaĀenja sloja preko Ni-Cr-Ni termopara uronjenog u sredinu sloja. Iz dijagrama hlaĀenja (slika 3.42) može se uoÿiti da je za hlaĀenje praha od 95qC do 45qC vazduhom temperature 18qC potrebno nominalno vreme zadržavanja od oko 7 min. Potrebno nominalno vreme boravka praha u sloju bi se moglo skratiti ako bi se poveýao protok hladnog vazduha iznad optimuma za fluidizaciju praha, meĀutim ovo bi rezultiralo poveýanim odnošenjem praha iz sloja. vreme, min 0 5 10 15 20 te m pe ra tu ra u s lo ju , o C 0 20 40 60 80 100 temperatura vazduha za hlaðenje pocetna temperatura praha Slika 3.42. Dinamika hlaĀenja praha Cu(OH)2 iz primarne sušnice u laboratorijskom hladnjaku sa fluidizovanim slojem 3.7.3. HlaĀenje u ciklonskom hladnjaku U eksperimentalnom sistemu za dosušivanje u ciklonskom ureĀaju, prikazanom na slici 3.39, izvršena su i dva ogleda bez zagrevanja sekundarne struje vazduha za dosušivanje. Rezultati hlaĀenja primarnog praha sa atmosferskim vazduhom u ciklonskom ureĀaju, takoĀe, ukazuju na uticaj relativne vlažnosti vazduha. Iz tabele 3.17 se može uoÿiti da se rezidualna vlažnost praha poveýa u odnosu na primarni prah iz ciklona sušnice usled adsorpcije vlage iz sekundarne struje vazduha za 0.33% u ogledu 1, a za 0.22% u ogledu 2. 136 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Tabela 3.17. Eksperimentalni podaci za hlaĀenje u ciklonskom ureĀaju Primarna sušnica Dosušivaÿ xf % Tgi, qC Tge, qC Tul, qC Tizl, qC OGLED 1: Eksperimentalni rezultati, bakar(II)-oksi-hlorid x0=0.6008, bez unutrašnje cevi Suspenzija 60.08 Ispod primarnog ciklona 1.93 292 97 - - Ispod sekundarnog ciklona (pneumatski transport i hlaĀenje) 2.26 0.33 porast hlaĀenjem 268 99 22 22 OGLED 2: Eksperimentalni rezultati, bakar(II)-oksi-hlorid x0=0.5788, sa unutrašnjom cevi Suspenzija 57.88 Ispod primarnog ciklona 1.75 275.5 99.5 - - Ispod sekundarnog ciklona (pneumatski transport i hlaĀenje) 1.97 0.22 porast hlaĀenjem 276 100 24 25 3.7.4. HlaĀenje u pužnom transporteru sa duplikatorom Na osnovu prethodnih rezltata može se zakljuÿiti da sve varijante hlaĀenja praha hladnim svežim (atmosferskim) vazduhom nisu pogodne. Potrebno je obezbediti dopunsku opremu (ciklon, vreýasti filter, rotacione ventile i ventilator vazduha za hlaĀenje). Pored toga, hlaĀenje svežim vlažnim vazduhom ima za posledicu poveýanje sadržaja rezidualne vlage u ohlaĀenom prahu, a ugradnja sušaÿa za vazduh za hlaĀenje bi dodatno komplikovala prethodno opisana rešenja. Iz ovih razloga je preliminarno ispitano i rešenje da se osušeni prah iz ciklona i vreýastog filtera sprovede u pužni transporter kojim se prah transportuje do kontejnera za produkt (slika 3.43). Pužni transporter je snabdeven duplikatorom kroz koji koji struji voda temperature oko 15qC i protokom od 80 dm3/h. Pužni transporter je bio preÿnika 25 mm, ukupne dužine 650 mm. Preliminarna ispitivanja su pokazala da je u svim sluÿajevima obezbeĀena krajnja temperatura praha ispod 45qC od inicijalnih 95qC. Imajuýi u vidu da u ovom sluÿaju prah koji se hladi nije u direktnom kontaktu sa hladnim vlažnim vazduhom može se zakljuÿiti da je ovaj sistem hlaĀenja najpogodniji sa aspekta eliminisanja moguýnosti naknadnog poveýanja rezidualne vlažnosti praškastog produkta. 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 137 Slika 3.43. Poluindustrijsko postrojenje za sušenje prošireno sa pužnim transporterom sa duplikatorom 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil; 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera sušnice, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - pužni transporter sa duplikatorom, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature 138 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 3.8. IZDVAJANJE OSUŠENIH þESTICA PRODUKTA Tokom izvoĀenja procesa vazduh iz sušnice iznosi prah osušenog produkta. Separacija osušenog produkta iz iskorišýenog vazduha se vrši u tri uzastopna ureĀaja: ciklonu, vreýastom filtru i skruberu. Standardni ciklon sa tangencijalnim uvoĀenjem vazduha (centrifugalni separator) preÿnika I200 mm u cilindriÿnom delu i vreýasti filter sa 5 cilindriÿnih filter vreýa ukupne površine 3.46 m2 su procesni ureĀaji, odnosno služe za izdvajanje korisnog praškastog produkta. Pre ispuštanja u atmosferu izlazni vazduh, posle vreýastog filtera, prolazi kroz skruber sa inertnim punjenjem (plastiÿni rašigovi prstenovi). Srednje efikasni skruber, niskog pada pritiska, je prvenstveno u ekološkoj funkciji, jer pored uklanjanja najsitnijih ÿestica osušenog materijala dolazi i delimiÿno do apsorpcije gasova, odnosno mirisa, u teÿnosti skrubera (vodi). U toku ispitivanja sušenja suspenzija na inertnim ÿesticama sistematski su vršene analize granulometrijskog sastava osušenog produkta, uglavnom za Cineb fungicid. Jedan od najnepogodnijih i reĀih sluÿajeva raspodele veliÿina ÿestica suvog praha Cineb fungicida, sa aspekta udela veoma sitnih ÿestica je: ispod 10.50 Pm : 85.87 % ispod 5.25 Pm : 47.70 % ispod 2.15 Pm : 15.82 % ispod 1.10 Pm : 8.28 % ispod 0.55 Pm : 3.19 % Nije postojala moguýnost za sistematsku analizu granulometrijskog sastava svih osušenih produkata, osim za materijale koji su bili od praktiÿnog interesa za HI ŽUPA, Kruševac, gde su ove analize i vršene. Granulometrijski sastavi prahova, dobijenih sušenjem vodenih suspenzija bakar(II)-karbonata i bakar(II)-hidroksida, su vrlo sliÿni kao u sluÿaju praha Cineba, odnosno uobiÿajeno je da je najveýi udeo ÿestica veliÿine iznad 5-10 Pm. Prema eksperimentalnim ispitivanjima na poluindustrijskom postrojenju za sušenje suspenzija minimalna efikasnost izabranog tipa ciklona za ispitivane praškaste produkte (Cineb, bakar(II)-karbonat i bakar(II)-hidroksid) iznosi u proseku 95%, minimalna efikasnost vreýastog filtera iznosi oko 98%. Prema proraÿunu efikasnost skrubera je 80%. Sa ovim podacima i vrednostima masenog protoka i koncentracije praškastog produkta na izlazu iz sušnice mogu se izraÿunati koliÿine ÿestica osušenog produkta u struji vazduha i odgovarajuýe koncentracije. Prema proraÿunu maksimalna emisija iz postrojenja iz postrojenja za sušenje je 0.1 kg/h sa koncentracijom ÿestica od 16.3 mg/m3, što je znatno niže od graniÿnih vrednosti prema važeýem Pravilniku o graniÿnim vrednostima emisije, naÿinu i rokovima merenja i evidentiranja podataka (Sl.glasnik RS 30/97). Prema ovom Pravilniku su definisane maksimalne vrednosti emisione koncentracije za ukupne praškaste materije (za emisiju preko 0.5 kg/h maksimalno dozvoljena koncentracija je 50 mg/m3, a za emisiju ispod 0.5 kg/h maksimalno dozvoljena koncentracija je 150 mg/m3). Treba napomenuti da je u sistemu za separaciju osušenog produkta iz vazdušnog toka veliki problem efikasno izdvojiti ÿestice ispod 3. Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica 139 2 Pm, meĀutim to je u ovim ispitivanjima zanemareno, s obzirom da je njihov udeo u ukupnoj masi produkta u veýini sluÿajeva relativno mali. þestice produkta prikupljene u vodi skrubera bi se organizacijom procesa na industrijskom nivou mogle vraýati direktno u proces sinteze materijala koji se suši, tako da bi bio rešen i problem otpadnih voda. Generalno, separacija vrlo sitnih ÿestica iz gasnog toka u praksi predstavlja veliki problem. þestice ispod 5 Pm se vrlo teško izdvajaju iz izlaznog vazduha u standardnim ciklonima. Efikasnost ciklona zavisi od ulazne brzine gasa u ciklon, preÿnika ÿestica, gustine ÿestica, koncentracije ÿestica i granulometrijskog sastava. Za iste ÿestice, pri istoj ulaznoj brzini efikasnost ciklona je veýa što je preÿnik ciklona manji. I pored toga što je u našem poluindustrijskom sistemu za sušenje ciklon bio relativno malog preÿnika I200 mm, oko 5% ÿestica se strujom vazduha odnosi u vreýasti filter. Efikasnost vreýastog filtera zavisi iskljuÿivo od veliÿine ÿestica. Što se tiÿe mokrog preÿišýavanja gasova, i za najefikasnije Venturi skrubere problematiÿno je izdvajanje ÿestica ispod 2 Pm. 4. SUŠENJE U FONTANSKOM SLOJU INERTNIH þESTICA SA CEVNIM UMETKOM 4.1. MEHANIZAM SUŠENJA U FONTANSKOM SLOJU INERTNIH þESTICA SA CEVNIM UMETKOM U fontanskom sloju sa cevnim umetkom se suspenzija može raspršavati na vrh anularnog dela sloja inertnih ÿestica, na dnu kolone (u fontanu unutar ulazne zone) ili ukapavanjem unutar sloja inertnih ÿestica u više taÿaka po popreÿnom preseku anularnog prostora. U našem sistemu je suspenzija ukapavana unutar sloja inertnih ÿestica u više taÿaka po popreÿnom preseku anularnog dela (slika 4.1). Inertne ÿestice se kroz anularni deo kreýu naniže u vidu pakovanog sloja i nakon prolaska inertnih ÿestica kroz zonu naprskavanja, na njihovoj površini se obrazuje tanak film suspenzije. Na dnu anularnog dela sloja, u ulaznoj zoni ispod cevnog umetka, inertne ÿestice zahvata struja zagrejanog vazduha i transportuje ih kroz cevni umetak. U toku transporta inertne ÿestice se zagrevaju, film suspenzije se suši do nekog kritiÿnog sadržaja vlage obrazujuýi suvu skramu na površini inertnih ÿestica. Suva skrama puca i otresa se sa površine inertnih ÿestica usled meĀusobnog trenja inertnih ÿestica, trenja izmeĀu inertnih ÿestica i zida cevi, kao i usled sudara inertnih ÿestica sa deflektorom postavljenim iznad cevnog umetka. Inertne ÿestice oÿišýene površine padaju na vrh anularnog prostora i otpoÿinju novi ciklus. Za razliku od fluidizovanog sloja inertnih ÿestica u ovom sistemu su sušene samo teÿljive suspenzije. Slika 4.1. Šematski prikaz sušenja u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 142 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 4.2. UVEüANI LABORATORIJSKI SISTEM SA FONTANSKIM SLOJEM INERTNIH þESTICA I CEVNIM UMETKOM Ispitivanje sušenja suspenzija je izvoĀeno u sistemu šematski prikazanom na slici 4.2. Treba napomenuti da postoje dva izmenljiva modula komore za sušenje, jedan je kolona fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, a drugi je kolona sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom, tako da su ispitivanja sušenja suspenzija u fluidizovanom (slika 3.4) i fontanskom sloju sa cevnim umetkom (slika 4.2) vršena na praktiÿno istom sistemu, samo sa razliÿitim modulima komora. Komora za sušenje sa fontanskim slojem se sastoji od cilindriÿne kolone preÿnika Dc=215 mm u donjem delu i Dc=320 mm u gornjem delu. Ukupna visina kolone je 1475 mm, dok je efektivna visina (iznad mlaznice) 1225 mm. Vazduh je uvoĀen u komoru za sušenje kroz mlaznicu preÿnika Dn=70 mm. Dno komore je koniÿno (45q). Cevni umetak preÿnika Dd=70 mm i dužine Lt=900 mm je postavljen u centralnu zonu kolone iznad mlaznice, sa moguýnošýu promene rastojanja izmeĀu mlaznice i poÿetka cevi (L, slika 4.2). Deflektor je postavljen iznad cevnog umetka na rastojanju z1=1175 mm od mlaznice. Kao inertne ÿestice u sloju su korišýena monodisperzna cilindriÿna zrna polietilena niske gustine ekvivalentnog preÿnika 3.3 mm. Njihova gustina je 921 kg/m3, a sferiÿnost 0.873. U svim ogledima statiÿka visina sloja inertnih ÿestica u anularnoj zoni je iznosila H=900 mm. Ukupni protok vazduha je meren pomoýu kalibrisane prigušne ploÿe povezane sa vodenim manometrom. Protok vazduha kroz anurani deo sloja je odreĀivan indirektno merenjem gradijenta pritiska u anuranom delu. Za izraÿunavanje brzine vazduha u anuranom delu sloja korišýena je kalibraciona kriva dobijena na osnovu eksperimentalno odreĀene zavisnosti gradijenta pritiska od brzine vazduha pri strujanju kroz pakovani sloj polietilenskih ÿestica (dp=3.3 mm, Up=921 kg/m3) u koloni preÿnika 60 mm. Dobijeni podaci su korelisani zavisnošýu izmeĀu modifikovanog faktora trenja za pakovani sloj i Reynolds-ovog broja za ÿestice za anularnu zonu sloja. Pretpostavljeno je da poroznost u anularnoj zoni identiÿna poroznosti u pakovanom sloju. Kao rezultat je dobijena sledeýa korelacija: 979.0Re/7.94f pApA  (4.1) Maseni protok ÿestica je odreĀivan merenjem brzine obeleležene inertne ÿestice u anularnoj zoni sloja kroz stakleni prozor na zidu kolone i korišýenjem relacije: aaapp v)1(AG HU (4.2) Suspenzija koja se suši uvodi se u centralni deo anularne zone sloja inertnih ÿestica kroz ÿetiri cevi preÿnika 4 mm postavljenih na 400 mm od dna kolone (Lf, slika 4.2). Usled intenzivne cirkulacije inertnih ÿestica (polietilen) u sloju, suspenzija se disperguje i formira tanak film na njihovoj površini. Tokom transporta inertnih ÿestica kroz cevni umetak film suspenzije se suši stvarajuýi skramu suvog materijala na površini inertnih ÿestica. Usled 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 143 trenja izmeĀu gasa i inertnih ÿestica, kao i izmeĀu samih inertnih ÿestica, kao i usled sudara inertnih ÿestica sa deflektorom postavljenim iznad transportne cevi, suva skrama puca i odvaja se sa površine inertnih ÿestica i suv prah se odnosi van kolone u struji gasa. Inertne ÿestice, nakon izlaska iz transportne cevi, padaju na vrh anularne zone sloja, klize naniže i ponovo se oblažu tankim slojem suspenzije. Separacija osušenog produkta iz iskorišýenog vazduha se vrši u tri uzastopna ureĀaja, opisanih u Poglavlju 3.2.2. Osušeni prah se odvaja iz izlaznog gasnog toka u ciklonu i vreýastom filtru sa automatskim otresanjem. Pre izlaska iz sistema vazduh prolazi kroz skruber sa pakovanim slojem. Ventilator je postavljen na kraju procesne linije tako da sistem radi pod vakuumom u odnosu na ambijetalni pritisak. Ulazna temperatura vazduha u komoru za sušenje se održava na zadatoj vrednosti pomoýu regulatora temperature TIC1. Regulator temperature TIC2, koji je postavljen na vrhu komore za sušenje, upravlja radom pumpe za doziranje suspenzije (“on-off” regulacija protoka) tako da se izlazna temperatura gasa održava na konstantnoj vrednosti. Izlazna temperatura gasa iz kolone je usvojena i kao temperatura “sušenja”. Regulator temperature TIC3, takoĀe smešten na vrhu kolone, podešen je na vrednost temperature koja je oko 20ºC veýa od vrednosti temperature na koju je podešen regulator temperature TIC2, tj. od temperature sušenja (TIC3=TIC2+20ºC). Njegova uloga je da upravlja zaštitnim hlaĀenjem vodom u cilju spreÿavanja pregrevanja sloja inertnih ÿestica u sluÿaju da doĀe do poremeýaja rada pumpe za doziranje suspenzije. S obzirom da pumpa za doziranje suspenzije radi u “on- off” regulaciji, brzina doziranja je podešena tako da približno 85% od ukupnog vremena procesa sušenja doziranje bude u aktivnom periodu. Temperature i statiÿki pritisci mereni su u anularnoj zoni sloja u pet pozicija na jednakim rastojanjima izmeĀu z1=0 (dno anularne zone, nivo mlaznice) i z1=H (vrh anularne zone). Temperature i statiÿki pritisci mereni su duž cevnog umetka pomoýu pokretne sonde postavljene u osi cevi. Zapreminski protok suspenzije je odreĀivan preko promene nivoa u rezervoaru suspenzije tokom odreĀenog vremenskog perioda. Na ovaj naÿin se dobija usrednjena vrednost zapreminskog protoka suspenzije pri diskontinualnom naÿinu doziranja, tj. “on-off” regulaciji protoka suspenzije. Korišýenjem vrednosti gustina suspenzija, koje su odreĀivane za svaku ispitivanu šaržu, mogu se izraÿunati maseni protoci suspenzija. Tokom izvoĀenja ogleda kontinualno su beležene vrednosti svih relevantnih temperatura za proces pomoýu raÿunarskog sistema za automatsko prikupljanje i obradu podataka (akvizicioni sistem). I u ovom sistemu nije postojala moguýnost praýenja relativne vlažnosti vazduha. Vrednost relativne vlažnosti ulaznog vazduha je pretpostavljana, dok vrednost relativne vlažnosti vazduha na izlazu iz sušnice proizilazi iz odgovarajuýih proraÿuna. TakoĀe je i ovaj sistem dobro uzemljen u cilju prevazilaženja elektrostatiÿkih efekata, tj. obezbeĀenja kontrolisanog elektriÿnog pražnjenja ÿestica sušenog materijala. Ukupno je izvršeno 19 ogleda podeljenih u dve grupe. U prvoj grupi ogleda u sistem je dozirana teÿna faza vode (“idealna suspenzija ”), a druga grupa ogleda je vršena sa suspenzijama kalcijum(II)-karbonata, kalcijum(II)-stearata i Cineb fungicida (klasa 144 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom tiokarbamata, tabela P1.1 u Prilogu 1). Srednji preÿnici ÿvrstih ÿestica koje ulaze u sastav suspenzija su 14.8 (0.1 ÷ 60), 12.9 (2 ÷ 60) i 17.3 (1 ÷ 70) µm, respektivno. IzvoĀenje svakog pojedinaÿnog ogleda je trajalo oko tri ÿasa. Režim rada postrojenja za sušenje je bio stabilan, odnosno tokom izvoĀenja ogleda svi procesni parametri su bili konstantni. Parametri u stanju minimalne fluidizacije (UmF i ƥmF), potrebni za izraÿunavanje varijacionih konstanti za odreĀivanje koeficijenata trenja, odreĀivani su pomoýu Ergun-ove /1952/ jednaÿine. Brzina odnošenja inertnih ÿestica (Ut) je odreĀena korišýenjem jednaÿina predloženih od strane Kunii-a i Levenspiel-a /1969/. Slika 4.2. Šematski prikaz sistema za sušenje u fontanskom sloju sa cevnim umetkom 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - kolona, 5a - mlaznica za uvoĀenje vazduha, 5b - koniÿno dno, 5c - cevni umetak, 5d - distributor vazduha, 5e - pokretna sonda za merenje pritiska i temperature, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica za uvoĀenje vode, 9b - punjenje, 10 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI- indikator temperature sa pokretnom sondom, TIC - indikacija i kontrola temperature 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 145 4.3. MODELOVANJE PROCESA U SUŠNICI SA FONTANSKIM SLOJEM INERTNIH ýESTICA I CEVNIM UMETKOM Poznavanje mehanizama prenosa toplote i mase izmeĀu ÿestica i fluida predstavlja osnov, pored hidrodinamiÿkog modela, za modelovanje složenijih procesa. U okviru ovog rada je definisan matematiÿki model za simulaciju sušenja suspenzija u sistemu sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom na osnovu hidrodinamiÿkog modelovanja i modelovanja prenosa mase i toplote. Jednodimenzioni model vertikalnog dvofaznog toka gas-ÿvrste ÿestice, u koji je ukljuÿen model za odreĀivanje brzine i poroznosti u stanju zagušivanja dvofaznog toka, dopunjen je bilansima prenosa mase i toplote u cevnom umetku u cilju predviĀanja promene sadržaja vlage u gasovitoj fazi tokom sušenja, promene temperatura gasne faze i ÿvrste faze. Pri tome treba naglasiti jednu bitnu razliku izmeĀu fontanskog i fontansko- fluidizovanog sloja sa cevnim umetkom u odnosu na pneumatski transport. U pneumatskom transportu se moguýi režimi strujanja razmatraju pri konstantom protoku ÿestica, dok to kod sistema sa cevnim umetkom nije moguýe ostvariti, s obzirom da se oni ponašaju kao “samoregulišuýi” sistemi kod kojih svaka promena protoka gasa na mlaznici izaziva promenu brzine gasa u cevnom umetku i promenu protoka ÿvrste faze. 4.3.1. Hidrodinamiÿko modelovanje vertikalnog dvofaznog toka u cevnom umetku Veýina autora dvofazni tok gas-ÿestice u cevnom umetku razmatra kao redak pneumatski transport, a kretanje ÿestica na niže kroz anularni deo kao kretanje pakovanog sloja kroz koji se suprotno-strujno kreýe fluid /Claflin, 1982; Yang i Keairns, 1983; Claflin i Fane, 1984; Grbavÿiý i dr., 1992; Ishikura i dr., 2003/. Kroz cevni umetak, koji je postavljen u centralnu zonu fontanskog sloja, u principu se odvija pneumatski transport inertnih ÿestica. Sam transport ÿestica kroz cevni umetak ne zavisi od vremena, stacionaran je, ali ne sme se zanemariti zona ubrzavanja ÿestica duž cevi. U toj zoni se brzina ÿestica poveýava od poÿetne vrednosti na ulazu u cev do neke konaÿne vrednosti na odreĀenoj visini u cevi, i nakon toga ostaje konstantna duž ostatka cevi. Na ovaj naÿin su svi parametri dvofaznog strujanja kroz cev funkcija visine cevi. Režim ubrzavanja ÿestica bi se mogao zanemariti samo u sluÿaju veoma dugaÿkih transportnih cevi, što je u praksi vrlo retko. Imajuýi u vidu da je u našem sistemu korišýena cev relativno male dužine, za modelovanje cirkulacije inertnih ÿestica u fontanskom sloju sa cevnim umetkom opravdana je primena bilansnih jednaÿina koje opisuju vertikalno dvofazno strujanje fluid-ÿestice u režimu ubrzavanja ÿestica. Jednodimenzioni model turbulentnog retkog dvofaznog toka gas-krupne ÿestice u zoni ubrzavanja ÿestica je razvijen i eksperimentalno verifikovan u ranijim eksperimentalnim istraživanjima /Grbavÿiý i dr., 1997; Gariý i dr., 1995/. Teorijsku osnovu modela vertikalnog dvofaznog toka fluid-ÿvrste ÿestice predstavljaju bilansi koliÿine kretanja i jednaÿine kontinuiteta za obe faze, kao i 146 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom varijacioni model za odreĀivanje koeficijenta trenja fluid-ÿvrste ÿestice. Jednodimenzioni model vertikalnog dvofaznog toka gas-ÿvrste ÿestice omoguýuje predviĀanje osnovnih parametara dvofaznog toka kroz cev, tj. masenog protoka i brzine ÿestica, poroznosti i gradijenta pritiska. Za jednodimenziono strujanje smeše fluid-ÿestice jednaÿine kontinuiteta za fluid (gas) i ÿestice su, respektivno: fdf G dz d uA dz d HU (2.48) G dz d vA1 dz d pdp UH (2.49) Bilans koliÿine kretanja jednodimenzionog strujanja smeše nestišljivog fluida i ÿestica može se prikazati prema Leung-u /1980a/, pod pretpostavkom da su karakteristike gasa konstantne /Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993/: > @ > @ wfpd2p2f F - g + ) - (1 - dz dp - = v ) - (1 dz d + ) u ( dz d HUHU»¼ º«¬ ªHUHU (2.50) Pojedinaÿni bilansi koliÿine kretanja za fluid i ÿestice /Nakamura i Capes, 1973; Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993/, respektivno su: F - ) v-(u - g - dz dp - = ) u ( dz d f 2 f d2 f EUH»¼ º«¬ ªHHU (2.52) > @ F - ) - (1 g - ) v-(u + dz dp - ) - (1 = v ) - (1 dz d pp 2d2 p HUE»¼ º«¬ ªHHU (2.53) U jednaÿinama (2.50), (2.52) i (2.53) figuriše srednji lokalni (“statiÿki”) pritisak fluida, pd. Može se pokazati da zbir individualnih bilanasa koliÿine kretanja daje jednaÿinu za bilans koliÿine kretanja smeše fluid-ÿestice, što znaÿi da su samo dve jednaÿine nezavisne. U bilansima koliÿine kretanja ÿlan E(u–v)2 predstavlja silu trenja izmeĀu fluida i ÿestica po jedinici mase sloja. Fp i Ff su gradijenti pritiska usled trenja ÿestice–zid i fluid-zid, respektivno. Za gradijent pritiska usled trenja smeše fluid-ÿestice o zidove transportne cevi pretpostavlja se aditivni karakter, tj. da se može razdvojiti na gradijent pritiska usled trenja fluid-zid i gradijent pritiska usled trenja ÿestice–zid transportne cevi (jednaÿina 2.57), što predstavlja konvenciju, s obzirom da se eksperimentalno može odrediti samo ukupni efekat trenja smeša–zid cevi, pa se na osnovu izraÿunatog gradijenta pritiska usled trenja fluid-zid iz razlike dobija vrednost za pad pritiska usled trenja ÿestice-zid. Gradijenti pritiska usled trenja izazvanog strujanjem fluida i usled trenja ÿvrstih ÿestica o zid transportne cevi definišu se jednaÿinama Faning-ovog tipa (jednaÿine 2.58 i 2.59). Lokalni koeficijenti trenja (faktori trenja), ff i fp, se mogu odrediti iz jednaÿina (2.60) i (2.63). Bilans koliÿine kretanja za smešu gas-ÿestice je opšte prihvaýen, meĀutim sporan je bilans koliÿine kretanja za ÿestice i u literaturi postoji nekoliko jednaÿina /Leung, 1980a; 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 147 Littman i dr., 1993/. S obzirom da nisu utvrĀene znaÿajne prednosti bilo kog bilansa koliÿine kretanja za ÿestice u odnosu na jednaÿinu (2.53) /Littman i dr., 1993/, ova jednaÿina je ukljuÿena u naš model. Da bi se u odreĀenom sistemu odredili pad pritiska, brzina fluida, brzina ÿestica i poroznost, pored jednaÿina kontinuiteta (jednaÿine 2.48 i 2.49), bilansa koliÿine kretanja smeše fluid-ÿestice (jednaÿina 2.50) i bilansa koliÿine kretanja za ÿestice (jednaÿina 2.53), potrebne su i odgovarajuýe korelacije za predviĀanje gradijenta pritiska usled trenja fluid-ÿestice (E), fluid- zid transportne cevi (Ff) i ÿestice- zid transportne cevi (Fp) /Grbavÿiý, 1989/. Ako je poznata površinska brzina gasa i maseni protok ÿestica jednaÿine kontinuiteta i bilansi koliÿine kretanja za vertikalni dvofazni tok, po jednom od algoritama modela (tabela 4.2), mogu se numeriÿki rešiti da bi se dobile vrednosti brzine ÿestica, poroznosti i gradijenta statiÿkog pritiska duž transportne cevi (z>0, slika 4.3). Slika 4.3. Šematski prikaz fontanskog sloja sa cevnim umetkom Bilansi koliÿine kretanja za smešu gas-ÿestice i ÿestice (jednaÿine 2.50 i 2.53) mogu se preurediti korišýenjem jednaÿina kontinuiteta iznad napojne taÿke (z>0) u sledeýe izraze: »¼ º«¬ ª HUHUEH dz d u - F+ g + ) v-(u 1 = dz dp - 2fff 2d (4.3) > @ dz d + F + F+ g + ) - (1 = dz dp - pffp d HJHUHU (4.4) gde je: u - v = 2 f 2 p UUJ (4.5) Kombinacijom jednaÿina (4.3) i (4.4) dobija se sledeýi izraz: > @ u + ) - (1 F + F + ) - (1 g ) - ( - ) v-(u = dz d 2 f fpfp 2 UHJ HHUUHEH (4.6) Numeriÿko rešenje jednaÿine (4.6) u kombinaciji sa jednaÿinom kontinuiteta za ÿestice (jednaÿina 2.49) i jednaÿinom (4.3) daje aksijalne vrednosti poroznosti, brzine 148 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom ÿestica, brzine fluida i gradijenta pritiska duž transportne cevi. U ovim proraÿunima Ff je izraÿunato iz jednaÿina (2.58) i (2.60), Fp iz jednaÿina (2.59) i (2.63), a Ƣ iz jednaÿine (2.24). Brzine gasa i ÿestica su zatim odreĀivane iz jednaÿina kontinuiteta (jednaÿine 2.48 i 2.49), dok je -dpd/dz je izraÿunato iz jednaÿina (4.3) ili (4.4). Poÿetni uslov za jednaÿinu (4.6) je vrednost poroznosti na ulazu u transportnu cev, H0 (na z=0, slika 4.3). Numeriÿkom integracijom izraÿunatog gradijenta pritiska duž transportne cevi se dobija aksijalni profil statiÿkog pritiska duž transportne cevi. Za ovaj proraÿun graniÿni uslov je bio statiÿki pritisak izmeren na vrhu transportne cevi (pd1). S obzirom da vazduh, koji se uvodi u kolonu sa fontanskim slojem i cevnim umetkom, delimiÿno penetrira iz fontane u anularni deo sloja u okviru ulazne zone sloja (ispod cevnog umetka), ukupni maseni protok vazduha predstavlja zbir protoka kroz anularni deo sloja i kroz transportnu cev: adv GGG  (4.7) Maseni protok vazduha kroz anularnu zonu sloja (Ga) može se indirektno odrediti merenjem gradijenta pritiska u anularnoj zoni i korišýenjem eksperimentalno uspostavljene korelacije za zavisnost gradijenta pritiska od Reynolds-ovog broja date jednaÿinom (4.1). 4.3.1.1. Koeficijenti trenja fluid-ÿestice, fluid-zid i ÿestice-zid Bezdimenzioni koeficijent trenja fluid-ÿvrste ÿestice (E) odreĀuje se iz korelacije dobijene korišýenjem varijacionog raÿuna i partikulativno fluidizovanog sloja kao model sistema /Grbavÿiý i dr., 1991/. Za partikulativno fluidizovani sloj se pretpostavlja da je veza izmeĀu koeficijenta trenja fluid-ÿestice i gradijenta pritiska takva da je u celom opsegu poroznosti za odreĀeni gradijent pritiska trenje minimalno. U partikulativno fluidizovanom sloju su potpuno definisani poÿetak i kraj odgovarajuýeg intervala poroznosti, tj. graniÿni uslovi. Poÿetak intervala je stanje minimalne fluidizacije, a kraj kada su sve ÿestice odnešene strujom fluida iz sloja. Zavisnost koeficijenta trenja fluid-ÿestice od poroznosti, prema principima varijacionog raÿuna, definisana je jednaÿinom Euler-Lagrange-ovog tipa /Grbavÿiý i dr., 1991/: »»¼ º ««¬ ª ¹¸ · ©¨ § H HHOOE E C + - 1 - - 1 1 + C - 1 = 1 mF mF 2 2 1/ 2 mF (2.24) Konstante koje figurišu u zavisnosti koeficijenta trenja fluid-ÿestice od poroznosti, C1, C2 i ƫ, su definisane jednaÿinama (2.25), (2.26) i (2.27), a koeficijent trenja fluid-ÿestice u stanju minimalne fluidizacije (EmF) je definisan jednaÿinom (2.28). Prema ovom modelu je zavisnost koeficijenta trenja od poroznosti, odnosno od koncentracije ÿestica, u potpunosti definisana karakteristikama ÿestica i fluida i uslova u taÿki minimalne fluidizacije. To praktiÿno znaÿi da E zavisi samo od bezdimenzionog parametra U2mF/(H3mF U2t) koji se jednostavno može eksperimentalno odrediti. 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 149 Koeficijent trenja fluid-zid (Ff) se odreĀuje iz jednaÿine (2.58) korišýenjem korelacije za standardni faktor trenja, koja bazira na Blasius-ovom rešenju za strujanje fluida kroz glatke cevi /Bird et al., 1960/, što je inaÿe uobiÿajen pristup veýine autora /napr. Capes i Nakamura, 1973; Yang, 1978; Grbavÿiý, 1989; Littman i dr., 1993, Gariý i dr., 1995/: (2.60) Re0.0791/ = f 0.25 f gde je Reynolds-ov broj funkcija površinske brzine fluida (Re=Dt Uf U/P). Koeficijent trenja ÿestice-zid (Fp) odreĀuje se iz jednaÿine (2.59) primenom korelacije za faktor trenja dobijene na osnovu ranijih eksperimentalnih istraživanja u režimu stacionarnog dvofaznog toka kroz cev, tj. van zone ubrzavanja ÿestica /Gariý i dr., 1995/: »¼ º«¬ ª H H H U/ u - 1 0.0017 = U U - 1 f ts -1.5 t 3 p (2.63) 4.3.1.2. Poÿetni uslovi na ulazu u transportnu cev Neophodno je ukljuÿiti ulaznu zonu (z1=0 do z1=L, slika 4.4) u modelovanje sistema da bi se odredila fiziÿka razmena gasa i ÿestica izmeĀu anularne zone i fontane ispod cevnog umetka. Uslovi na poÿetku transportne cevi generalno zavise od konfiguracije sistema za doziranje ÿvrstih ÿestica u transportnu zonu. Ova analiza je ograniÿena na primenu fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva kao rešenja za doziranje ÿestica u transportnu cev. U analizi je najjednostavnije poýi od pretpostavke da se ulazna zona ponaša identiÿno klasiÿnom fontanskom, odnosno fontansko-fluidizovanom sloju, što je i potvrĀeno od strane više autora /Buchanan i Wilson, 1965, referenca iz /Eng i dr., 1989/; Yang i Kearins, 1983; Berruti i dr., 1988; Mathew i dr., 1988/. Na slici 4.4 je šematski prikazana ulazna zona u transportnu cev. Deo sloja izmeĀu z=-L i z=0 je praktiÿno identiÿan ulaznoj zoni u klasiÿnom fontanskom ili fontansko-fluidizovanom sloju. Vazduh koji se uvodi kroz mlaznicu formira unutrašnju fontanu u zoni visine L (ulazna zona), zahvata ÿestice iz anularne zone i potiskuje ih kroz transportnu cev. U anularnoj zoni izmeĀu fontane i zida kolone sloj ÿestica se veoma sporo kreýe naniže, odnosno ponaša se kao pakovani sloj koji klizi, poroznost sloja je praktiÿno konstantna i identiÿna je poroznosti pakovanog sloja. Paterson i dr. /1992/ su na osnovu rezultata ispitivanja razlika izmeĀu nepokretnog pakovanog sloja i pakovanog sloja koji se kreýe na niže suprotno-strujno u odnosu na kretanje fluida merenjem pada pritiska kroz sloj, došli do zakljuÿka da je srednja poroznost pokretnog pakovanog sloja, pri istim uslovima, veýa od poroznosti nepokretnog gusto pakovanog sloja. U našem sluÿaju je Slika 4.4. Šematski prikaz ulazne zone u cevni umetak 150 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom uvek pretpostavljana vrednost poroznosti koja odgovara stanju minimalne fluidizacije, što je ujedno i najveýa vrednost koju može imati pakovan sloj. þestice se iz anularne zone u fontanu kreýu radijalno. Na dnu fontane aksijalna brzina i koncentracija ÿestica su jednake nuli. Duž fontane brzina ÿestica se poveýava, a poroznost smanjuje da bi na ulazu u transportnu cev dostigle neke vrednosti v0 i H0. Ove vrednosti su konaÿne za fontanu unutar ulazne zone (ispod cevnog umetka), a istovremeno poÿetne za transportnu cev. Sam transport ÿestica kroz cevni umetak ne zavisi od vremena, stacionaran je, ali ne sme se zanemariti zona ubrzavanja ÿestica u cevi u kojoj se brzina ÿestica i dalje poveýava od vrednosti v0 na ulazu u cev do konaÿne vrednosti, na nekoj visini, i zatim ostaje konstantna duž ostatka cevi. Na ovaj naÿin su svi parametri dvofaznog strujanja kroz cev funkcija visine cevi. Režim ubrzavanja ÿestica bi se mogao zanemariti samo u sluÿaju veoma dugaÿkih transportnih cevi, što je u praksi vrlo retko. Grbavÿiý i dr. /1997/ su predložili metod za odreĀivanje uslova na ulazu u transportnu cev, za sluÿaj kad je anularna zona zatvorena na vrhu gde nema isticanja gasa za fontanovanje iz fontane u anularni deo unutar ulazne zone, primenjujuýi Mathur-ov i Epstein-ov /1974/ opšti bilans sila za ÿestice u fontani. Na osnovu analize snimaka ulazne zone fontanskog sloja, naÿinjenih brzim kamerama /Thorley i dr., 1959; Lefroy i Davidson, 1969/ zapaženo je da se kontinualno, u pravilnim vremenskim intervalima, sloj ÿestica na granici izmeĀu fontane i anularne zone obrušava, koje zatim zahvata mlazni tok vazduha. Efekti sudara izmeĀu ÿestica u fontani postaju znaÿajni, meĀutim mogu se zanemariti kada je rastojanje transportne cevi od mlaznice kratko. S toga se pretpostavlja da je radijalna brzina ÿestica, na granici fontana-anularni prostor, konstantna. Pretpostavljajuýi da je preÿnik fontane konstantan i približno jednak preÿniku cevi, postavljanjem masenog bilansa za element zapremine fontane unutar ulazne zone (slika 4.5), dolazi se do izraza za maseni protok ÿestica na vrhu fontane u ulaznoj zoni, odnosno kroz transportnu cev: Slika 4.5. Kretanje ÿestica u diferencijalnoj zapremini fontane ulazne zone (4.8) L D ) - (1 v = dz D ) - (1 v = c A = G darpdarp 0 L- sdpp SHUSHUU ³ U jednaÿini (4.8) Ha predstavlja poroznost pokretnog pakovanog sloja u anularnoj zoni i konstantna je. Iz prethodne jednaÿine, na osnovu kontinuiteta (jednaÿina 2.49) izmeĀu z=- L i z=0, dobija se izraz: > @ D ) - (1 v = ) - (1 v dz d A dard SHH (4.9) 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 151 Kombinacijom jednaÿina (4.8) i (4.9) dobija se linearna zavisnost površinske brzine ÿestica u fontani od visine fontane, tj. u oblasti izmeĀu z=-L i z=0: L z c = ) - (1 v sH (4.10) Marthur i Epstain /1974/ postavili su bilans sila za dno fontanskog sloja, uz pretpostavku da sila koja ubrzava ÿestice u fontani potiÿe od trenja fluida koji nosi ÿestice, a sila koja ih usporava je gravitaciona sila: p fp pp D 2 fz z 2 g)( d4 C)vu(3 dz dv v dz dn n v 2 1 U UUU U  (4.11) Ovaj bilans je iskorišýen za opisivanje kretanja roja ÿestica kroz fontanu izmeĀu z=- L i z=0. Kumulativni broj ÿestica u fontani takoĀe linearno zavisi od visine i može se pokazati da je: z d )D - (1v6 = n 3 p dar z H (4.12) Kombinovanjem jednaÿine (4.12) sa bilansom sila Mathur-a i Epstain-a /1974/ (jednaÿina 4.11), dobija se: p fp pp D 2 fs 2 g)( d4 C)vu(3 dz dv v z v 2 1 U UUU U  (4.13) U ovoj jednaÿini CD predstavlja koeficijent trenja usled opstrujavanja ÿestica, koji se može dovesti u vezu sa bezdimenzionim koeficijentom trenja fluid-ÿestice (E), odreĀenim pomoýu varijacionog modela. Sila trenja koja na deluje na jednu izolovanu ÿesticu u suspenziji fluid-ÿestice ýe za faktor f(H) biti veýa od sile koja deluje na usamljenu ÿesticu u fluidu: )4/d(vuC)(f 2 1 F)(fF 2pf 2 DsDS1D SU˜H ˜H (4.14) Sila trenja izmeĀu fluida i ÿestica po jedinici mase sloja E(u–v)2 se prevodi na silu trenja koja deluje na jednu izolovanu ÿesticu u suspenziji fluid-ÿestice sledeýim izrazom: )6/d( )1( vu F 3p 2 1D SH E (4.15) Kombinacijom jednaÿina (4.14) i (4.15) dobija se veza izmeĀu koeficijenta otpora za ÿesticu u suspenziji (CD) i koeficijenta trenja fluid-ÿestice (E): EUHH˜ f p DsD ) - (13 d4 = )(fC C (4.16) 152 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Kombinovanjem jednaÿina (4.13) i (4.16) dobija se sledeýi izraz /Grbavÿiý i dr., 1997/: p fp p 2 11 2 g)( )1( )vu( = dz dv v z v U UUHU E (4.17) Jednaÿina (4.17) se može numeriÿki rešiti ako je poznata površinska brzina fluida, maseni protok ÿestica, dimenzije fontane u ulaznoj zoni i uz poÿetni uslov da je na poziciji z=-L brzina ÿestica i njihova koncentracija jednaka nuli, tj. v=0 i (1-ƥ)=0. Ovaj poÿetni uslov je ÿesto korišýen u literaturi koja se bavi klasiÿnim fontanskim slojevima /Mathur i Epstein, 1974/. Kao rešenje se dobijaju aksijalne promene brzine ÿestica i poroznosti u fontani. Parametri strujanja izraÿunati na ovaj naÿin za vrh fontane u ulaznoj zoni (z=0) istovremeno su poÿetne vrednosti za dvofazno strujanje kroz transportnu cev tj. (v)z=0=v0 i (H)z=0=H0. U tabeli 4.1 date su vrednosti izraÿunatih parametara dvofaznog toka staklene sfere-vazduh na ulazu u cev, odnosno konaÿne vrednosti za fontanu u ulaznoj zoni, za tri rastojanja transportne cevi od mlaznice. Tabela 4.1. Izraÿunati strujni parametri na ulazu u transportnu cev (dp=1.94 mm) L,mm U,m/s Gp,kg/s H0 v0,m/s (dH/dz)z=0,1/m (dv/dz)z=0,1/s CD 20 13.06 0.0536 0.9257 0.408 -1.36 12.89 0.670 30 15.37 0.1354 0.8952 0.730 -1.29 15.36 0.772 40 16.05 0.3367 0.8300 1.118 -1.45 18.41 0.999 U fontanskom sloju deo vazduha koji se uvodi kroz mlaznicu u centralni deo kolone delimiÿno penetrira iz fontane u anularni deo, tako da brzina vazduha opada duž fontane u ulaznoj zoni. S obzirom da je fontana relativno kratka, pretpostavljeno je da je radijalna brzina vazduha na granici fontana-anularna zona konstantna duž fontane u ulaznoj zoni (Ur, slika 4.4 i 4.6). Ukupni maseni protok vazduha je zbir protoka kroz anularnu zonu i kroz fontanu. Maseni protok vazduha kroz anularnu zonu sloja (Ga) može se indirektno odrediti merenjem gradijenta pritiska u anularnoj zoni i korišýenjem eksperimentalno uspostavljene korelacije za zavisnost gradijenta pritiska od brzine gasa, odnosno Reynolds-ovog broja (jednaÿina 4.1). Iz materijalnog bilansa proizilazi izraz za površinsku brzinu vazduha kroz fontanu unutar ulazne zone: Slika 4.6. Raspodela protoka vazduha u diferencijalnoj zapremini ulazne zone ¹¸ · ©¨ § SU L z GG D 4 U 1av2 df (4.18) Treba napomenuti da su u našem sistemu preÿnici mlaznice i transportne cevi identiÿni Dd = Dn. Ako su poznati maseni protok vazduha na ulazu u kolonu (Gv), maseni protok vazduha 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 153 kroz anularnu zonu sloja (Ga) i površinska brzina ÿestica (cs), jednaÿina (4.17), u kombinaciji sa jednaÿinama (4.10) i (4.18), se može rešiti numeriÿki da bi se dobile vrednosti brzine ÿestica i poroznosti u fontani unutar ulazne zone. Poÿetni uslov za ovaj proraÿun su v=0 i H=1 na dnu fontane, tj. na z1=0 (ili z=-L). Izraÿunate vrednosti strujnih parametara za vrh fontane (z=0) su konaÿne za fontanu, a istovremeno poÿetne za transportnu cev, tj. (v)z=0=v0 i (H)z=0=H0. 4.3.1.3. Eksperimentalna verifikacija modela dvofaznog vertikalnog toka Eksperimentalna verifikacija modela prikazana je na slici 4.7 /Gariý, 1995/, gde su uporeĀene izmerene i izraÿunate vrednosti statiÿkog pritiska duž transportne cevi, i može se uoÿiti veoma dobro slaganje. Model je eksperimentalno verifikovan i merenjem koncentracije ÿestica, odnosno poroznosti, izvan zone ubrzavanja ÿestica u transportnoj cevi i poreĀenjem ovih vrednosti sa izraÿunatim vrednostima takoĀe je dobijeno dobro slaganje. U opisanom modelu za izraÿunavanje osnovnih fluido-dinamiÿkih karakteristika vertikalnog dvofaznog toka (Gp, Gd, -dpd/dz i H), postoje samo dve nezavisne jednaÿine, a ÿetiri nepoznate veliÿine. Algoritam proraÿuna se može razdvojiti na šest algoritama, pri ÿemu u svakom algoritmu dve veliÿine egzistiraju kao poznate, a preostale dve se odreĀuju. U tabeli 4.2 šematski je prikazana upotreba modela u zavisnosti od poznatih veliÿina. Od moguýih varijanti primene modela za izraÿunavanje osnovnih parametara vertikalnog toka gas-ÿvrste ÿestice, prikazanih u tabeli 4.2, najÿešýe se koristi algoritam I. z/Lt 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 p d, k P a 0 4 8 12 16 Model -"- -"- L U Gp 20 mm; 13.06 m/s; 0.057 kg/s 30 mm; 15.37 m/s; 0.135 kg/s 40 mm; 16.05 m/s; 0.337 kg/s Slika 4.7. Aksijalni profil statiÿkog pritiska u transportnoj cevi; uporeĀenje izraÿunatih i izmerenih vrednosti (dp=1.94 mm) Tabela 4.2. Pregled moguýih algoritama za izraÿunavanje osnovnih parametara dvofaznog vertikalnog toka Algoritam Poznate veliÿine Izraÿunate veliÿine I U(Gd) -dpd/dz v H Gp=f(v, H) II U(Gd) Gp -dpd/dz H v=f(Gp, H) III U(Gd) H -dpd/dz v Gp=f(v, H) IV -dpd/dz Gp U H v=f(Gp, H) V -dpd/dz H v U Gp=f(v, H) VI Gp H -dpd/dz U Gd=f(U, H) 154 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Ovim algoritmom se izraÿunavaju vrednosti brzine, odnosno protoka ÿestica i poroznosti, ako su poznate vrednosti protoka gasa i gradijenta pritiska. Postupak rešavanja se zasniva na metodi probe i greške, tj. proverava se da li je izraÿunata vrednost brzine ÿestica, odnosno masenog protoka ÿestica jednaka sa pretpostavljenom vrednošýu. Postupak izraÿunavanja se ponavlja sve dok se ovaj uslov ne ispuni. Algoritam I je eksperimentalno verifikovan /Gariý, 1995/, pri ÿemu srednje relativno odstupanje izmeĀu izraÿunatih i izmerenih vrednosti za protok ÿestica iznosi oko 5%. U tabeli 4.3 su dati rezultati proraÿuna prema algoritmu I za dvofazni tok gas- staklene sfere (dp=1.94 mm) kroz transportnu cev postavljenoj na rastojanju L=30 mm od mlaznice, kao ilustracija pouzdanosti predviĀanja strujnih parametara. Tabela 4.3. PredviĀanje protoka ÿestica na osnovu poznate brzine gasa i vrednosti statiÿkog pritiska u transportnoj cevi na jednoj poziciji dp=1.94 mm L=30 mm U=15.37 m/s pd1=0 (anularni prostor je zatvoren na vrhu) Gp=0.1354 kg/s pd(z)=pd(1.155 m)=3668 Pa Eksperimenta lni podaci ƥst=0.9723 (-dpd/dz)st=1156 Pa/m Izraÿunate vrednosti Pretpostavlje ne vrednosti van zone ubrzavanja ÿestica na ulazu u transportnu cev z=1.155m Gp,kg/s ƥst vst m/s -dpd/dz_st Pa/m ƥ0 v0 m/s -dpd/dz_0 Pa/m pd(z) Pa 0.0900 0.9813 2.719 840 0.9187 0.624 7538 2733 0.1100 0.9783 2.859 966 0.9066 0.665 9463 3144 0.1365 0.9745 3.022 1126 0.8920 0.713 12161 3667 0.1500 0.9727 3.098 1206 0.8851 0.737 13596 3927 0.1650 0.9707 3.178 1293 0.8778 0.762 15241 4211 U ovom primeru za navedeni sistem eksperimentalno je odreĀen maseni protok ÿestica (Gp=0.1354 kg/s) i izmeren statiÿki normalni pritisak na poziciji z=1.155 m u transportnoj cevi (pd=3668 Pa). U tabeli su prikazane izraÿunate vrednosti statiÿkog pritiska na z=1.155 m na osnovu pretpostavljene vrednosti masenog protoka ÿestica. Važno je uoÿiti da je izraÿunata vrednost pritiska, koja je skoro indentiÿna sa izmerenom vrednošýu, dobijena za pretpostavljeni maseni protok ÿija je vrednost približno ista eksperimentalnoj, što nedvosmisleno potvrĀuje pouzdanost metode za predviĀanje strujnih parametara. Praktiÿno, to znaÿi da je moguýa kontrola cirkulacije inertnih ÿestica u fontanskom sloju sa cevnim umetkom na osnovu regulacije pritiska u jednoj taÿki duž transportne cevi. Važno je podsetiti da fontanski sloj sa cevnim umetkom generalno predstavlja izuzetan sistem za doziranje ÿvrstih ÿestica. Osnovna karakteristika ovog sistema za doziranje je nefluktuirajuýi, odnosno ravnomerni protok ÿvrstih ÿestica, koji se lako kontroliše podešavanjem rastojanja transportne cevi od mlaznice (L) i/ili podešavanjem brzine fluida kroz mlaznicu (U). 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 155 4.3.2. PredviĀanje poroznosti i brzine zagušivanja u cevnom umetku U sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom, cevni umetak predstavlja glavni deo sistema, pošto se u njemu najveýim delom odvija proces sušenja suspenzija usled najveýih vrednosti koeficijenata prenosa mase i toplote. Kroz cevni umetak se u principu odvija vertikalni dvofazni tok gas-inertne ÿestice, tako da se modelovanje ovog sistema svodi na modelovanje procesa u pneumatskom transportu. U Poglavlju 2.2.1 su opisani razliÿiti režimi strujanja koji se mogu javiti u vertikalnom toku gas-ÿestice, a u Poglavlju 2.2.4 su navedeni neki od velikog broja modela, metoda i korelacija za predviĀanje poÿetka zagušivanja u sistemima gas-monodisperzne ÿestice. Sa aspekta voĀenja procesa u sušnici pod stabilim uslovima veoma je bitno poznavanje brzine zagušenja, odnosno minimalne brzine gasa potrebne da se ostvari redak stabilan vertikalni transport inertnih ÿestica kroz cevni umetak za dati protok inertnih ÿestica. S obzirom da u toku izvoĀenja ogleda sušenja suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom nije bilo moguýe meriti koncentraciju inertnih ÿestica u cevnom umetku, konstruisan je poseban sistem za eksperimentalno odreĀivanje brzine zagušenja vertikalnog dvofaznog toka gas-ÿestice. U ovoj analizi je razmatran sistem gas-monodisperzne krupne sferiÿne ÿestice (dp>0.5mm, grupa D prema Geldart-ovoj /1973/ klasifikaciji), pošto je pojava klasiÿnog zagušivanja zapažena uglavnom u transportnim cevima malog preÿnika (Dd<0.1 m), sa relativno krupnim i/ili teškim ÿesticama (ÿestice velike gustine). 4.3.2.1. Eksperimentalni sistem za odreĀivanje koncentracije ÿestica i brzine zagušenja u vertikalnom transportu gas-ÿestice Eksperimentalno ispitivanje pneumatskog transporta sferiÿnih staklenih ÿestica vazduhom je izvoĀeno u sistemu, koji je šematski prikazan na slici 4.8. Dužina transportne cevi (a) unutrašnjeg preÿnika 30 mm je iznosila 4.4 m. Cev je postavljena u modifikovani fontanski sloj (sa anularnim prostorom zatvorenim na vrhu) sa ciljem da se obezbedi nefluktuirajuýi kontrolisan tok ÿestica. Test sekcija poÿinje od pozicije z=2.61 m. Pomoýu dve pneumatski kontrolisane ploÿice (d) zatvarana je test sekcija ukupne dužine 1.4 m. “Hold-up” ÿestica je odreĀivan merenjem zahvaýenog uzorka nakon razdvajanja cevi na poziciji (c). Vazduh je uvoĀen na dnu sloja kroz mlaznicu (l) preÿnika 24 mm. Protok vazduha je meren pomoýu kalibrisane prigušne ploÿe (k). Rastojanje izmeĀu dna sloja i poÿetka transportne cevi (L, slika 4.8) je varirano od 20 do 50 mm. Protok ÿestica je meren pomoýu pokretne kutije (h) u kojoj su zahvatane ÿestice u toku definisanog vremenskog perioda. Rad sistema je semi-kontinualan. Svaki ogled je izvoĀen do trenutka kad nivo sloja u rezervoaru ÿestica (m) ne dostigne zadatu donju granicu visine sloja (m2) u odnosu na poÿetnu visinu sloja (m1). Do donje granice visine sloja ÿestica u rezervoaru (m2) promena visine sloja ne utiÿe primetno na maseni protok ÿestica. U toku ogleda ventili n1 i n2 su 156 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom zatvarani da bi se omoguýilo merenje protoka vazduha kroz transportnu cev pomoýu prigušne ploÿe (k). IzmeĀu dva uzastopna ogleda ÿestice su vraýane iz rezervoara (i) u rezervoar (m). Pritisci su mereni u devet pozicija duž cevi. Svi ogledi su izvoĀeni u režimu stacionarnog pneumatskog transporta, tj. van zone ubrzavanja ÿestica. U zoni van ubrzavanja ÿestica nema varijacija vrednosti brzine ÿestica, poroznosti i brzine vazduha, a promena pritiska je linearna duž cevi. Svi podaci izmerenih promena pritisaka duž test sekcije su bili linearna funkcija aksijalnog rastojanja. Slika 4.8. Šematski prikaz eksperimentalnog sistema za odreĀivanje koncentracije ÿestica i brzine zagušenja u vertikalnom transportu gas-ÿestice a-transportna cev, b-prikljuÿci za merenje pritiska, c-spojnica, d-pneumatski zatvaraÿi, e- elektromagnetni ventil za zatvaranje pneumatskog zatvaraÿa, f-elektromagnetni ventil za otvaranje pneumatskog zatvaraÿa, g-mrežica, h-kutija za merenje protoka ÿestica, i-prihvatni rezervoar, j-ventili, k-prigušna ploÿa, l-mlaznica, m-dozer ÿestica (fontanski sloj sa zatvorenom anularnom zonom na vrhu, gornji deo I 200 mm, donji deo 140x140 mm), n-“on-off” ventili Treba naglasiti bitnu razliku izmeĀu opisanog sistema za vertikalni tok gas-ÿestice i onih koji se susreýu u literaturi. U literaturi su moguýi režimi pneumatskog transporta uglavnom ispitivani pri konstantnom protoku ÿestica. Opisani eksperimentalni sistem se ponaša kao samoregulišuýi sistem, kod koga svaka promena protoka gasa na dnu aparature (na mlaznici) izaziva promenu protoka ÿestica kroz transportnu cev. U ogledima su korišýene sferiÿne staklene ÿestice preÿnika 1.20, 1.94 i 2.98 mm, a njihove osnovne karakteristike su date u tabeli 4.4. U ovoj tabeli su takoĀe date i 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 157 karakteristike ÿestica koje su koristili Capes i Nakamura /1973/ u svom radu. Prema korelacijama koje su dali Yousfi i Gau /1974/, Smith /1978/ i Yang /1983/, prikazani sistem, kao i sistem Capes-a i Nakamura-e /1973/ predstavljaju sisteme sklone zagušivanju. Tabela 4.4. Karakteristike sferiÿnih ÿestica korišýenih za proveru korelacija zagušivanja ÿestice dp mm Up kg/m3 Ut * m/s Capes i Nakamura /1973/, Dd=76.2 mm 0.535 7850 9.07 1.20 7700 15.3 1 2.34 7700 21.37 2.90 2860 14.49 1.78 2900 11.44 2 1.08 2900 8.93 3 3.40 911 8.85 4 1.78 1085 6.99 ovaj rad, Dd=30 mm 1.20 2641 8.96 1.94 2507 11.10 2 2.98 2509 13.76 1-ÿelik, 2-staklo, 3-polietilen, 4-seme uljane repice * raÿunato prema Kunii-u i Levenspiel-u /1969/ 4.3.2.2. Eksperimentalno odreĀivanje brzine zagušenja U sluÿaju kada se koristi fontanski sloj sa zatvorenom anularnom zonom na vrhu kao sistem za doziranje ÿestica, pouzdano eksperimentalno odreĀivanje brzine zagušenja je komplikovano, s obzirom da se smanjenjem brzine gasa takoĀe smanjuje i protok ÿestica prouzrokujuýi produženje prelazne zone iz retkog pneumatskog transporta u stanje zagušivanja. Na slici 4.9 su prikazane promene Gp, -dpd/dz, (-dpd/dz)/Gp, Gp/Gf i H sa U/Ut za ÿestice preÿnika dp=1.94 mm. Eksperimentalno su identifikovana tri karakteristiÿna režima transporta. Pri velikim brzinama gasa odvija se redak transport sa približno uniformnom raspodelom ÿestica u dvofaznom toku. Smanjenjem brzine gasa poveýava se zapreminska koncentracija ÿestica i na nekoj vrednosti brzine gasa dolazi do zagušivanja (Uc, slika 4.9) kada otpoÿinje vertikalni tok ÿestica u vidu agregata (klipova). IzmeĀu taÿaka Uc i Us (slika 4.9) je stabilan gusti tok sa klipovima ÿestica. Us predstavlja minimalnu brzinu gasa za stabilan tok sa klipovima ÿestica, s obzirom da se ispod ove vrednosti brzine gasa klipovi naizmeniÿno formiraju i raspadaju pri ÿemu ÿestice recirkulišu izmeĀu uzastopnih klipova. Daljim smanjenjem brzine gasa dostiže se neka kritiÿna vrednost, ispod koje se više ne može obezbediti transport ÿestica pošto pri ovoj brzini gasa ÿestice ne dospevaju do kraja transportne cevi, tj. pneumatski transport više ne egzistira. U režimu retkog transporta (U>Uc) u našem sistemu odnos (-dpd/dz)/Gp je približno 158 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom konstantan. U stabilnom transportu sa klipovima ÿestica (Us @ 3/11p3/1472.0pp )Sc(Re1ScRe752.01=Sh ˜ (4.33) U korelacijama za prenos toplote i mase je za odreĀivanje Reynolds-ovog broja za inertnu ÿesticu korišýena relativna brzina izmeĀu gasne faze i ÿestica [Rep=(dp Uf us)/P]. Difuzivnost vodene pare u vazduhu je odreĀivana na osnovu jednaÿine Eckert-a i Drake-a /1972/: »»¼ º ««¬ ª ¸¸¹ · ¨¨© § ˜  81.1 0 g 0 5 g T 273T p p 10302.2D (4.34) gde su p0=0.98˜105 N/m2 i T0=256K. Bezdimenzioni stepen isparavanja teÿne faze vode u transportnoj cevi (takozvani stepen osušenosti), koji definiše koliÿinu prirasta vlage u gasnoj fazi prema maksimalno moguýem prirastu vlage, raÿunat je prema sledeýem izrazu: 0e 0 A yy yy =x   (4.35) gde je sadržaj vlage u gasnoj fazi pri potpunom isparavanju vode: , d L 0OH 0e G G yy 2 (4.36) U tabeli 4.7 su prikazane relacije za odreĀivanje fiziÿko-hemijskih parametara nezasiýenog vlažnog vazduha (idealna gasovita smeša suvog vazduha i suvozasiýene vodene pare), koje su korišýene u numeriÿkom rešavanju predstavljenog modela. 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 169 Tabela 4.7. Jednaÿine za odreĀivanje karakteristika nezasiýenog vlažnog vazduha OHsv OHsv R 2 2 MyM MM)y1( M   /đorĀeviý i dr., 1997/ )y1(svf U U /Valent, 2001/ G pwpgsvpg yCCC  /Valent, 2001/ »¼ º«¬ ª »¼ º«¬ ª  »¼ º«¬ ª P»¼ º«¬ ª P P   y1 y M y1 y 1M y1 y M y1 y 1M 2/1 OH 2/1 sv 2/1 OH G w 2/1 svsv 2 2 /Valent, 1995/ »¼ º«¬ ª »¼ º«¬ ª  »¼ º«¬ ª O»¼ º«¬ ª O O   y1 y M y1 y 1M y1 y M y1 y 1M 3/2 OH 3/2 sv 3/2 OH G w 3/2 svsv g 2 2 /Valent, 2001/ U tabeli 4.8 su prikazane temperaturne zavisnosti relevantnih fiziÿko-hemijskih parametara za suv vazduh, suvozasiýenu vodenu paru i vodu u teÿnoj fazi. Tabela 4.8. Fiziÿko-hemijski parametri suvog vazduha, vodene pare i teÿne vode u zavisnosti od temperature /đorĀeviý i dr., 1997/ 3 g 82 g 5 g 3 sv T10096.1T10029.1T10303.4271.1  ˜˜˜ U 3 g 102 g 7 g 5 pgsv T10612.3T10077.5T10152.1006.1C  ˜˜˜ 63g102g5g2sv 10T10497.1T10262.2T10742.4039.17  ˜˜˜˜ P suv vazduh 6g2sv 10T10112.7642.24  ˜˜ O Tg=0- 350qC 3 g 62 g 4 g G w T10944.1T10563.2T013.01095.0  ˜˜˜ U Tg=0- 200qC 3 g 72 g 5 g 3G pw T10035.3T10406.6T10919.5792.1C  ˜˜˜ Tg=0- 300qC 73g62g3gGw 10T10718.4T10017.2T597.0407.77  ˜˜˜˜ P Tg=0-350qC vodena para 33g92g7g4Gw 10T10823.2T10308.6T10148.1017.0  ˜˜˜˜ O Tg=0-300qC 3 g 62 g 3 g L w T107027.7T1087.4T0113.0155.1000  ˜˜˜ U teÿna voda 3 g 82 g 6 g 3L pw T1034.1T10889.9T10097.121.4C  ˜˜˜ Tg=0- 200qC 2 g 3 gw T10537.3T033.2413.2495r ˜˜ Tg=0- 200qC S S Swb p0749.0 p3953.75 p2858.30T  ˜˜ 170 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 4.3.4. Algoritam modela sušenja suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Bilansi mase i toplote su rešavani po visini transportne cevi podeljene u jednake inkremente. Pretpostavljeno je da su inertne ÿestice uvek obložene tankim filmom teÿnosti, vodom ili suspenzijom. Promena brzine inertnih ÿestica, poroznosti i statiÿkog pritiska duž transportne cevi se dobijaju iz hidrodinamiÿkog modela (Poglavlje 4.3.1). Testiranje sistema na zagušivanje dvofaznog toka u cevnom umetku se vrši pomoýu modela za predviĀanje poroznosti i brzine pri zagušivanju (Poglavlje 4.3.2). Ulazni podaci za numeriÿko rešavanje modela su maseni protok vazduha na ulazu u kolonu (Gv), maseni protok vazduha kroz anularnu zonu sloja inertnih ÿestica (Ga), maseni protok ÿestica kroz cevni umetak (Gp) i statiÿki pritisak na vrhu cevnog umetka (pd1). Uslovi na ulazu u cevni umetak su: y(z=0)=y0, Tg(z=0)=Tg0 =TgCI i Tp(z=0)=Tp0 =(Ta) z1=0.06 m (videti sliku 4.4). U literaturi ima vrlo malo modela za simulaciju kontinualnog sušenja suspenzija u sistemima sa inertnim ÿesticama (pregled literature iz Poglavlja 1). Na osnovu pregleda literature postoje dva modela koja se odnose na sušenje na inertnim ÿesticama u transportnim cevima. Blasco i dr. /1996/ su predstavili model za predviĀanje procesnih parametara pri sušenju suspenzija na inertnim ÿesticama u pneumatskoj sušnici, razmatrajuýi hidrodinamiÿke karakteristike dvofaznog toka van zone ubrzavanja inertnih ÿestica (transportna cev Lt=15 m). Littman i dr. /2000/ su postavili model za isparavanje teÿne faze vode u režimu pneumatskog transporta krupnih staklenih sfera u cevnom umetku (Lt=3.04 m) fontansko-fluidizovanog sloja, pri ÿemu njihov hidrodinamiÿki model ukljuÿuje zonu ubrzavanja. Predloženi model u ovom radu je vrlo sliÿan modelu koji su objavili Littman i dr. /2000/. Osnovna razlika u odnosu na model Littman-a i dr. /2000/ je u hidrodinamiÿkom modelovanju dvofaznog toka gas-ÿestice, koji je prikazan u njihovom prethodnom radu /Littman i dr., 1993/. Ovi autori zanemaruju efekat trenja ÿestice-zid cevnog umetka (Fp=0) na ukupni gradijent pritiska, s obzirom da nisu vizuelno opazili abraziju zidova cevi, i pored toga što su isti autori pokazali da i male promene Fp bitno utiÿu na rezultate modela. Gariý i dr. /1995/ smatraju da je u sistemu Littman-a i dr. /1993/ prisutno trenje ÿestice-zid i da se ne može potpuno zanemariti. Pored ovoga, u odnosu na model Littman- a i dr. /2000/ u našem modelu je zanemaren gradijent temperature unutar inertne ÿestice. U tabeli 4.9 je dat pojednostavljen algoritam proraÿuna prema predloženom modelu gde su specificirani ulazni parametri kao i pretpostavke koje su usvojene za proraÿun. Rezultati numeriÿkog proraÿuna hidrodinamiÿkih parametara i parametara sušenja prema prikazanom algoritmu su prikazani u tabelama i na slikama za sve izvedene oglede u Prilogu 3 (tabela P3.4). Numeriÿki program (programski jezik: Quick Basic) dat je u Prilogu 4. 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 171 Tabela 4.9. Pojednostavljen algoritam proraÿuna Napomene Ulazni parametri Gv y0 T0A Gp GSUS xH2O Tgi (-dpa/dz) z1=0.25 m (Ta) z1=0.25 m, (Ta) z1=0.06 m pd1 dp Ha =0.35, HmF =0.40 eksperimentalno odreĀeni u fluidizacionoj koloni preÿnika Dc=60 mm Protok vazduha kroz anularnu zonu sloja Ga korišýenjem jednaÿine (4.1) i eksperimentalno odreĀenih vrednosti za (- dpa/dz) z1=0.25 m i (Ta) z1=0.25 m Uslovi na ulazu u cevni umetak Gd =Gv-Ga (jednaÿina 4.7) Tg0 pretpostavlja se da je Tg0=Tgi v0, ƥ0 rešavanjem jednaÿina (4.17), (4.10) i (4.18), poÿetni uslov: v=0 z1=0 i (1-ƥ)=0 z1=0 Hidrodinamiÿki parametri i parametri procesa sušenja duž cevnog umetka Numeriÿko rešavanje jednaÿina modela uz uslove na ulazu u cevni umetak, odnosno u napojnoj taÿki (z=0): Tg= Tg0 =Tgi, Tp=Tp0, H=H0, y=y0 pretpostavlja se da je Tp0=(Ta) z1=0.06 m u, v iz jednaÿina (2.48) i (2.49) -dpd/dzi iz jednaÿine (4.3) ili (4.4) pdyz iz jednaÿine (4.3) ili (4.4), uz graniÿni uslov: pd1 H iz jednaÿine (4.6) F* iz jednaÿine (2.74) usc, Uc iz jednaÿina (4.22) i (4.23) UmF iz Ergun-ove /1952/ jednaÿine Ut prema postupku Kunii-a i Levenspiel-a /1969/ E iz jednaÿina (2.24), (2.25) do (2.28) Ff, Fp iz jednaÿina (2.58) do (2.60) i (2.63) y iz jednaÿine (4.26) Tg iz jednaÿine (4.30) Tp iz jednaÿine (4.31) 172 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 4.4. ISPITIVANJA SUŠENJA SUSPENZIJA U FONTANSKOM SLOJU INERTNIH þESTICA SA CEVNIM UMETKOM 4.4.1. Opšte karakteristike sušenja suspenzija i analiza rezultata U tabeli 4.10 su sumirani operativni uslovi izvršenih ogleda i neki karakteristiÿni hidrodinamiÿki parametri i parametri sušenja izraÿunati na osnovu predloženog modela. Tabela 4.10. Pregled eksperimentalnih uslova i proraÿunatih parametara ogl. Susp. a L m V0 m3/h Gsus kg/h GH2O0 kg/h Tgi oC Tp0 oC Tge oC -dpa/dzb Pa/m pd1 Pa Gd/Gv Gp kg/h xAH xf % 1 0.05 255.1 4.78 4.78 141.1 73.0 100.1 1090 -2511 0.866 868 1 2 0.05 251.5 8.15 8.15 139.7 37.4 82.5 1003 -2511 0.851 864 0.486 3 0.05 253.6 9.81 9.81 134.4 32.0 71.6 872 -2521 0.862 936 0.321 4 0.05 245.7 6.22 6.22 172.3 51.0 107.6 1090 -2649 0.847 1076 1 5 0.05 239.8 9.51 9.51 176.0 45.0 97.3 1003 -2619 0.847 1080 0.727 6 0.05 239.2 12.56 12.56 176.0 38.0 79.0 916 -2619 0.852 1044 0.409 7 0.05 236.5 12.36 12.36 200.0 37.8 95.2 872 -2619 0.862 1037 0.446 8 0.05 235.9 9.58 9.58 200.0 70.0 112.6 916 -2453 0.865 986 1 9 0.08 228.0 5.85 5.85 157.1 78.7 94.1 1395 -2708 0.821 1370 1 10 0.08 222.9 6.81 6.81 174.0 85.0 103.5 1395 -2678 0.825 1479 1 11 0.11 224.1 5.57 5.57 157.1 75.0 91.1 1090 -2541 0.843 1269 1 12 voda, x0=1 0.11 219.0 6.76 6.76 168.1 78.3 99.4 1046 -2472 0.846 1187 1 13 0.05 256.7 9.99 6.99 141.2 56.0 100.0 567 -2335 0.905 364 0.589 14 0.08 247.3 8.37 5.86 149.0 56.0 86.8 1046 -2403 0.853 1109 1 0.61 15 CaCO3, x0=0.70 0.08 244.6 17.57 12.30 167.3 43.0 103.3 872 -2433 0.861 1224 0.535 0.85 16 0.08 234.2 17.22 14.12 168.3 47.0 88.0 1526 -2551 0.794 1357 0.57 5.04 17 Ca-stearat, x0=0.82 0.08 232.2 9.3 7.63 167.5 58.3 96.6 1657 -2894 0.786 1519 1 3.47 18 0.08 238.7 25.31 18.99 171.0 45.5 86.4 1003 -2433 0.844 1076 0.362 19 Cineb fungicid, x0=0.75 0.08 220.4 14.94 11.24 171.7 35.0 107.9 959 -2119 0.836 652 0.311 a gustine suspenzija: CaCO3: 1130 kg/m3, Ca-stearat: 880 kg/m3, Cineb fungicid 1070 kg/m3; b na z1=0.25 m nastavak Tabele 4.10. ogl. Susp. a Ƥfilm0 Pm Tge, cal oC ƥ0 v0m/s dpd/dz0 Pa/m GH2O0, cal kg/h ƴR s ƴcikl min SV kgvaz/kgH2Oisp WH2O, volum. kg/m3h WH2O, površ. kg/m2h K’T (Tp1) 1 2.86 110.2 0.9393 1.12 3039 5.15 0.227 3.02 62.3 101.01 147.27 0.566 2 4.81 97.1 0.9362 1.06 2918 7.1 0.239 3.03 74.2 172.22 251.10 0.563 3 5.34 92.3 0.9338 1.11 3265 7.86 0.233 2.80 94.3 207.30 302.25 0.632 4 2.96 114.9 0.9252 1.13 3787 7.91 0.227 2.43 46.2 131.44 191.64 0.534 5 4.5 114.4 0.9236 1.11 3767 9.51 0.233 2.42 40.6 200.96 293.01 0.598 6 6.13 112.2 0.9262 1.11 3645 11.65 0.233 2.51 54.5 265.41 386.98 0.720 7 6.08 127.3 0.9298 1.16 3720 12.41 0.226 2.52 50.2 261.19 380.82 0.667 8 5.03 137.9 0.9329 1.15 3524 10.62 0.225 2.66 28.8 202.44 295.16 0.646 9 2.22 105.2 0.9107 1.2 3378 7.2 0.246 1.91 45.6 123.62 180.24 0.788 10 voda, x0=1 2.41 113.5 0.9067 1.24 3731 7.93 0.241 1.77 38.3 143.91 209.82 0.781 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 173 ogl. Susp. a Ƥfilm0 Pm Tge, cal oC ƥ0 v0m/s dpd/dz0 Pa/m GH2O0, cal kg/h ƴR s ƴcikl min SV kgvaz/kgH2Oisp WH2O, volum. kg/m3h WH2O, površ. kg/m2h K’T (Tp1) 11 2.28 102.4 0.9273 1.37 2583 7.41 0.244 2.06 47 117.70 171.61 0.791 12 voda, x0=1 2.96 109.9 0.9312 1.35 2401 7.6 0.248 2.21 37.9 142.85 208.28 0.743 13 9.88 119.3 0.9739 1.09 1276 5.13 0.237 7.19 72.9 147.71 215.36 0.420 14 2.72 100.9 0.9347 1.33 2862 7.64 0.227 2.36 49.3 123.83 180.55 0.654 15 CaCO3, x0=0.70 5.13 103.6 0.9318 1.41 3283 7.73 0.219 2.14 43.5 259.92 378.97 0.515 16 5.32 90.8 0.9083 1.16 3234 9.59 0.249 1.93 34 298.38 435.04 0.653 17 Ca- stearat, x0=0.82 2.58 92.8 0.8973 1.16 3641 8.33 0.248 1.73 35.6 161.23 235.08 0.645 18 9.02 105.3 0.9345 1.29 2718 10.17 0.233 2.43 40.6 401.29 585.09 0.668 19 Cineb fungicid, x0=0.75 8.78 114.3 0.9512 1.05 1484 6.82 0.278 4.01 73.7 237.52 346.31 0.483 U tabeli 4.11 su prikazani izraÿunati hidrodinamiÿki parametri dvofaznog toka za poÿetak i kraj cevnog umetka prema predloženom hidrodinamiÿkom modelu za dva tipiÿna ogleda. Mada su opšti hidrodinamiÿki uslovi prilikom izvoĀenja ova dva ogleda bili sliÿni, može se uoÿiti da brzina inertnih ÿestica i poroznost za ogled 16 (sušenje vodene suspenzije kalcijum(II)-stearata) imaju nešto niže vrednosti u odnosu na ogled 1 (doziranje teÿne faze vode). Ovo je posledica intenzivnije cirkulacije inertnih ÿestica, tj. znaÿajno veýeg masenog protoka inertnih ÿestica u ogledu 16 (1357 kg/h u ogledu 16, 868 kg/h u ogledu 1). Kalcijum(II)-stearat je suspenzija malog viskoziteta, tako da je trenje izmeĀu ÿestica u klizeýem pakovanom sloju kroz anularnu zonu manje. Na slici 4.15 su prikazani izraÿunati profili brzine inertnih ÿestica, brzine gasa i relativne brzine izmeĀu gasa i inertnih ÿestica duž cevnog umetka za oglede 1 i 16 (sa teÿnom fazom vode i kalcijum(II)-stearatom). Može se uoÿiti da je relativna brzina izmeĀu faza najveýa pri dnu cevnog umetka (u donjoj zoni). Tabela 4.11. Osnovni hidrodinamiÿki parametri na poÿetku i kraju cevnog umetka Ogled 1 Ogled 16 na z=0 na z=Lt na z=0 na z=Lt u (m/s) 23.44 20.96 21.73 17.61 v (m/s) 1.12 5.27 1.16 4.66 H 0.9393 0.9871 0.9083 0.9772 -dpd/dz (Pa/m) 3039 382 3234 462 Na slici 4.16 prikazana je promena izraÿunatih vrednosti poroznosti duž cevnog umetka za iste oglede. PoreĀenje izmerenih sa izraÿunatim vrednostima statiÿkog pritiska duž cevnog umetka je predstavljeno na slici 4.17 (ogled 1 i ogled 16). Slaganje izmeĀu eksperimentalnih i predviĀenih podataka je u granicama od 7% za sve oglede. Ovo je ujedno i indirektna verifikacija hidrodinamiÿkog modela, s obzirom da nije postojala moguýnost merenja poroznosti ili brzine inertnih ÿestica u cevnom umetku. 174 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 u , v , u s, m / s 0 5 10 15 20 25 ogl.16 ogl. 1 u v us z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 H 0.90 0.92 0.94 0.96 0.98 1.00 ogled 1 ogled 16 Slika 4.15. Profil brzine gasa, brzine ÿestica i relativne brzine izmeĀu faza duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat) Slika 4.16. Promena poroznosti duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat) z, m -0.2 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 p d , P a 0 200 400 600 800 model eksperiment ogled 1 z, m -0.2 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 p d , P a 0 200 400 600 800 model eksperiment ogled 16 Slika 4.17. Promena statiÿkog pritiska duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat) Na slici 4.18 (ogled 1 i ogled 16) su prikazane izraÿunate vrednosti temperatura vazduha, temperatura inertnih ÿestica i temperatura adijabatskog zasiýenja vazduha u funkciji rastojanja od ulaza u cevni umetak. Na istoj slici su takoĀe prikazane i izmerene vrednosti temperatura vazduha u cevnom umetku i u anularnoj zoni sloja. Na osnovu izraÿunatih i izmerenih profila navedenih temperatura po dužini cevi može se zakljuÿiti da gasna faza znatno sporije odaje toplotu od inertnih ÿestica. U anularnoj zoni je temperatura približno konstantna po visini iznad pozicije gde se ubacuje suspenzija (z1!Lf, slika 4.2). Imajuýi u vidu merene vrednosti temperature vazduha duž cevnog umetka, treba napomenuti da je sonda za merenje temperature u zavisnosti od aksijalnog položaja bila 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 175 manje ili više vlažna tako da su izmerene vrednosti bliske temperaturi adijabatskog zasiýenja vazduha. z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 T , o C 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Ogled 1 z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 T , o C 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Ogled 16 Tg, eksp. Ta, eksp. Tp (GH2O0=0) Tg Tp Twb Slika 4.18. Promena temperatura vazduha u cevnom umetku i u anularnoj zoni sloja, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat) z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 G H 2O , k g/ h 0 2 4 6 8 10 GH2O G GH2O L Ogled 1 z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 G H 2O , k g/ h 0 2 4 6 8 10 GH2OG GH2O L Ogled 14 Slika 4.19. Promena masenog protoka teÿne i gasovite faze vode duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 14 (kalcijum(II)-karbonat) Na slici 4.19 (ogled 1 i ogled 14) je prikazana promena sadržaja vode po visini cevnog umetka. Isparavanjem vode iz filma suspenzije koliÿina vodene pare u gasnoj fazi raste, dok istovremeno koliÿina vode u teÿnoj fazi opada. U ogledu 1 (slika 4.19, doziranje teÿne faze vode) na osnovu proraÿuna proizilazi da je celokupna koliÿina teÿne faze vode isparila do z|0.08 m od ulaza u cevni umetak. U ogledu 14 (slika 4.19, sušenje suspenzije kalcijum(II)-karbonata) proraÿun ukazuje da je celokupna koliÿina teÿne faze vode isparila do z|0.30 m od ulaza u cevni umetak. 176 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Na slici 4.20 (ogled 2 i ogled 16) je prikazana promena sadržaja vode u gasnoj i teÿnoj fazi duž cevnog umetka za oglede 2 i 16. U ovim ogledima brzina doziranja teÿne faze vode (ogled 2), odnosno suspenzije kalcijum(II)-stearata (ogled 16) je bila relativno velika, tako da dužina cevnog umetka (900 mm) nije dovoljna za kompletno isparavanje teÿne faze vode. PredviĀeni sadržaj vode u obe faze duž cevnog umetka, dobijen proraÿunom iz modela, je u kvalitativnoj saglasnosti sa vizuelnim opažanjima, odnosno u ovim ogledima je zapažena pojava kapljica vode na staklenom prozoru pri vrhu kolone. Može se zapaziti da je brzina isparavanja vode najveýa na poÿetku cevi, gde je pogonska sila najveýa, a brzina inertnih ÿestica najmanja. Na slici 4.21 je data promena brzine sušenja sa rastojanjem od ulaza u cevni umetak. Interesantno je pomenuti da ulazna temperatura inertnih ÿestica ima mnogo veýi uticaj na brzinu sušenja od ulazne temperature vazduha. Na osnovu poreĀenja zavisnosti dy/dz÷z za oglede 1 i 3, u kojima su ulazne temperature vazduha sliÿne, vidi se da se sa poveýanjem ulazne temperature inertnih ÿestica od 32°C do 73°C poÿetna brzina sušenja poveýava sa faktorom 10.7 (ogled 1). Isti zakljuÿak se može izvesti i na osnovu poreĀenja ogleda 7 i 8, s tim što je u ovom sluÿaju faktor uveýanja 6.4 (za ogled 8). Sa druge strane, poveýanje ulazne temperature vazduha u ogledu 7 od 134.4qC do 200qC, pri približno istoj vrednosti ulazne temperature inertnih ÿestica u odnosu na ogled 3, ima mnogo manji efekat na poveýanje brzine sušenja (faktor uveýanja je 1.8). Mnogo veýi z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 G H 2O , k g/ h 2 3 4 5 6 7 8 9 GH2O G GH2O L Ogled 2 z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 G H 2O , k g/ h 2 4 6 8 10 12 14 16 GH2O G GH2O L Ogled 16 Slika 4.20. Promena masenog protoka teÿne i gasovite faze vode duž cevnog umetka, ogled 2 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat) z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 d y/ d z, k g/ (k g m ) -0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 Tg0 Tp0 ogl. 1: 141.1oC, 73.0oC ogl. 3: 134.4oC, 32.0oC ogl. 7: 200.0oC, 37.8oC ogl. 8: 200.0oC, 70.0oC Slika 4.21. Promena brzine sušenja duž cevnog umetka 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 177 uticaj temperature inertnih ÿestica na brzinu sušenja je povezan sa naglim poveýanjem napona pare na površini teÿnog filma koji oblaže inertnu ÿesticu usled porasta temperature inertnih ÿestica. Sa druge strane, u sluÿaju prestanka doziranja suspenzije (GH2O0=0) proraÿun pokazuje da ýe se temperatura inertnih ÿestica poveýati za 7.8qC do 44qC do kraja cevnog umetka u zavisnosti od ulazne temperature vazduha. Za uslove iz ogleda 1 i 8 ova poveýanja temperature inertnih ÿestica na izlazu iz cevnog umetka pri prestanku doziranja suspenzije ili vode iznose 35qC i 31.8qC, respektivno, a za oglede 3 i 7 iznose 7.8qC i 11.5qC, respektivno. Promena izraÿunatih vrednosti temperature inertnih ÿestica duž cevnog umetka za sluÿaj da je GH2O0=0 prikazana je isprekidanim linijama na slici 4.18 za oglede 1 i 16. Za sve ispitivane suspenzije, u našim eksperimentima, granulometrijski sastav suvog produkta je praktiÿno isti granulometrijskom sastavu ÿestica iz polazne suspenzije. Ovo je takoĀe karakteristiÿno i za sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica. Zapažanja i zakljuÿci koji su navedeni u Poglavljima 3.6, 3.7 i 3.8, a koji se odnose na dosušivanje, hlaĀenje i izdvajanje osušenog praškastog produkta, su isti i za sušnicu sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. 4.4.2. Uslovi za stabilan rad i uticaj prisustva suspenzije na cirkulaciju inertnih ÿestica Važna prednost sušnice sa fontanskim i fontansko-fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom je u tome što se u njima mogu sušiti suspenzije koje sadrže organske i biološke komponente /Povrenoviý, 2003/. MeĀutim, ova prednost se ne može generalizovati, s obzirom da svaki materijal poseduje odreĀene specifiÿnosti. Stoga se izvodljivost sušenja bilo koje suspenzije u ovim sistemima mora prvo ispitati na laboratorijskom nivou. Tako se, na primer, sušenje paradajz kaše pokazalo neuspešnim u našem sistemu sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Zahtevani kvalitet produkta (sadržaj rezidualne vlage i sadržaj aktivne materije) se može postiýi izborom adekvatne temperature sušenja (izlazne temperature vazduha merene iznad sloja). U okviru ovih eksperimentalnih ispitivanja nisu sistematski ispitivani parametri kvaliteta produkta. Poznato je da se sadržaj rezidualne vlage smanjuje sa poveýanjem izlazne temperature vazduha /Markowski, 1992/. Sa druge strane, kratko vreme boravka inertnih ÿestica u cevnom umetku omoguýava sušenje termoosetljivih materijala /Povrenoviý, 2003/. Na brzinu sušenja vlažnog materijala na površini inertne ÿestice direktno utiÿe temperatura i protok ulaznog vazduha, a indirektno brzina cirkulacije inertnih ÿestica. Na brzinu uklanjanja osušene skrame sa površine inertnih ÿestica utiÿe brzina vazduha, masa sloja i brzina cirkulacije inertnih ÿestica, pored adhezivnih karakteristika inertna ÿestica-suv film. S obzirom da je uklanjanje suvog materijala iz sušnice kritiÿna faza za hidrodinamiÿku stabilnost sloja, potrebno je da površina inertnih ÿestica, koje iz cevnog umetka ponovo 178 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom dospevaju u anularnu zonu sloja, bude suva u cilju prevencije sinterovanja sloja u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Potrebna dužina cevnog umetka se može proceniti na osnovu predloženog modela. Podaci za oglede u kojima je celokupna koliÿina teÿne faze vode unete u sistem isparila unutar cevnog umetka pokazuju da je kritiÿno optereýenje sistema oko 0.005 kgH2O po 1 kg inertnih ÿestica u cevnom umetku (Lt=0.9 m, Tgi180qC). Ovaj podatak je uporedljiv sa rezultatom Hadžismajloviý-a i dr. /1989/ za sušnicu sa fontansko-fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom (0.0048 kgH2O/kg, za Lt=0.7 m i Tgi=150qC). U nekim sluÿajevima stacionaran režim rada sušnice se može ostvariti i kad postoji izvesna koliÿina zadržanog produkta na inertnim ÿesticama, koja tokom procesa ostaje konstantna. Brereton i Lim /1993/ su u svojim ispitivanjima ustanovili da se formira tanak uniformni sloj produkta (otpadni mulj: smeša gvožĀe(II)-hidroksida i cink(II)-hidroksida) na krupnim ÿesticama peska u polukoloni sa fontanskim slojem, meĀutim, to nije uticalo na stabilnost rada sušnice. Prisustvo inertnih ÿestica sa vlažnom površinom u anularnom prostoru sloja utiÿe na smanjenje brzine cirkulacije inertnih ÿestica. Koliko ýe smanjenje cirkulacije biti zavisi od karakteristika materijala koji se suši, kao i od sadržaja vlage u filmu vlažnog materijala oko inertnih ÿestica. Pri sušenju suspenzije kalcijum(II)-stearata cirkulacija inertnih ÿestica se vrlo malo smanjila sa skoro duplo poveýanim protokom suspenzije, kao što se može videti na osnovu poreĀenja brzina cirkulacije inertnih ÿestica za oglede 16 i 17 (tabela 4.10), što je verovatno posledica malog viskoziteta ove suspenzije, tako da je trenje izmeĀu inertnih ÿestica u klizeýem pakovanom sloju kroz anularnu zonu sloja manje. MeĀutim, u sluÿaju suspenzija kalcijum(II)-karbonata i Cineb fungicida, smanjenje brzine cirkulacije inertnih ÿestica može biti znaÿajno usled prisustva vlažnog materijala u anularnom prostoru sloja (ogledi 13 i 19, tabela 4.10). Veliki broj radova u literaturi je posveýen uticaju prisustva teÿnosti na hidrodinamiÿke karakteristike slojeva inertnih ÿestica /napr. Daleffe i Freire, 2004; Passos i Mujumdar, 2000; McDougall i dr., 2005, itd./. Spitzner-Neto i dr. /2002/, Vieira i dr. /2004/ i Trinidade i dr. /2004/ su ustanovili da u prisustvu suspenzije gradijent pritiska opada, minimalna brzina fontanovanja u klasiÿnom fontanskom sloju inertnih ÿestica raste sa poveýanjem protoka suspenzije i da se istovremeno smanjuje brzina cirkulacije inertnih ÿestica (slika 4.22) . Slika 4.22. Uticaj prisustva glicerola na oblik fontane u fontanskom sloju polipropilenskih ÿestica, A-bez glicerola, B-sa glicerolom (slika 4 iz Trinidade i dr. /2004/) 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 179 Stabilni radni režim sušnice se može ostvariti kad je brzina uklanjanja filma suspenzije sa površine inertne ÿestice veýa ili u krajnjem sluÿaju jednaka brzini doziranja suspenzije. Kudra i dr. /1989/ su ustanovili da je stabilan rad sušnice i intenzivno kretanje inertnih ÿestica izvodljivo do neke maksimalne vrednosti protoka suspenzije, i u sluÿaju sušenja CaCO3 suspenzije u fontanskom sloju sa centralno postavljenim pužnim transporterom su zapazili da pri protoku suspenzije iznad 310 kg/(m3h), i pored kontinualnog rada pužnog transportera, dolazi do skoro potpunog prestanka kretanja inertnih ÿestica i naglog porasta sadržaja vlage produkta. TakoĀe, Pallai i dr. /2001/ su ukazali na znaÿajan uticaj parcijalnih mehanizama sušenja na stabilnost rada sušnice sa mehaniÿkim fontanovanjem (centralno postavljenim pužnim transporterom) i naglasili su da je vrlo važno uskladiti brzine parcijalnih procesa u okviru jednog ciklusa cirkulacije inertnih ÿestica da bi se ostvarili stacionarni operativni uslovi. Tia i dr. /1995/ su pri sušenju suspenzije pirinÿanog brašna na keramiÿkim kuglicama u fontanskom sloju koji radi u “režimu brzog fontanovanja u plitkom sloju” ustanovili da sistem prelazi u nestacionarni i nestabilan režim rada pri ulaznim temparaturama vazduha ispod 90qC, U/Ums<2.55 i protoku suspenzije od 2.85 kg/h, odnosno pri ovim uslovima prestaje sušenje i elutracija sušenog materijala iz sloja i poÿinje kotiranje i aglomeracija inertnih ÿestica suspenzijom. S obzirom da stabilnost rada sušnice zavisi od meĀusobne usklaĀenosti parcijalnih mehanizama sušenja, u cilju kontrole ovih mehanizama podešavanjem procesnih parametara važno je odrediti vreme boravka inertnih ÿestica u razliÿitim delovima sloja. Na osnovu proraÿuna prema predloženom modelu procesa sušenja dobijene vrednosti trajanja jednog ciklusa cirkulacije i vremena boravka inertnih ÿestica u cevnom umetku su prikazane u tabeli 4.10, a na slici 4.23 je prikazan uticaj dužine ciklusa cirkulacije na debljinu formiranog teÿnog filma oko inertne ÿestice na ulazu u cevni umetak. Brzina cirkulacije inertnih ÿestica je obrnuto proporcionalna dužini jednog ciklusa, tako da ýe debljina filma biti manja što je ciklus kraýi, što se može uoÿiti i iz trenda podataka sa slike 4.23. U našem sistemu se ova vremena kreýu izmeĀu 1.73 i 7.19 min, zavisno od uslova ogleda, dok transport inertnih ÿestica kroz cevni umetak iznosi u proseku svega 0.16% od vremena potrebnog za jedan ciklus cirkulacije kroz sloj. Wcikl, min 1 2 3 4 5 6 7 8 G f, m m 0 2 4 6 8 10 12 14 Slika 4.23. Zavisnost debljine filma od dužine jednog ciklusa cirkulacije TakoĀe, poveýanjem protoka suspenzije, pored poveýanja protoka teÿne faze vode na ulazu u cevni umetak, poveýava se i debljina filma suspenzije na površini inertnih ÿestica. Prema tome, sadržaj vlage i srednja veliÿina ÿestica produkta su rezultat trenja i sudara izmeĀu inertnih ÿestica i inertnih ÿestica sa zidom cevnog umetka. Kada uneta koliÿina toplote i/ili 180 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom intenzitet sudara i trenja izmeĀu inertnih ÿestica nisu dovoljni za potpuno sušenje i otiranje filma suspenzije ne mogu se postiýi uslovi za stabilan rad sistema, što se dogodilo pri sušenju suspenzije CaCO3 pod uslovima iz ogleda 15 (tabela 4.10). Pored toga što su operativni uslovi izmeĀu ogleda 14 i 15 sliÿni, ÿak je u ogledu 15 brzina cirkulacije inertnih ÿestica nešto veýa, usled znatno veýeg protoka suspenzije (ogled 15) došlo je do potpune blokade sloja. Hidrodinamiÿki model je proširen modelom za predviĀanje vrednosti poroznosti pri zagušivanju i brzine zagušenja vertikalnog dvofaznog toka vazduh-inertne ÿestice. Eksperimentalna verifikacija je prikazana u Poglavlju 4.3.2.3. Izraÿunate vrednosti, prikazane u tabeli 4.12, ukazuju da je u svim ogledima površinska brzina vazduha kroz cevni umetak veýa od predviĀene brzine zagušenja, tako da je sa hidrodinamiÿkog aspekta zadovoljen uslov stabilnog pneumatskog transporta inertnih ÿestica kroz cevni umetak. Tabela 4.12. Vrednosti parametara za stanje zagušivanja u cevnom umetku odreĀene prema modelu iz Poglavlja 4.3.2.3 ogled UcH, m/s Ud/UcH HcH 1 14.31 1.462 0.9807 2 14.09 1.392 0.9806 3 14.16 1.389 0.9798 4 14.95 1.344 0.9785 5 14.94 1.31 0.9785 6 14.83 1.316 0.9789 7 15.08 1.347 0.9791 8 15.2 1.389 0.9797 9 15.42 1.147 0.9756 10 15.8 1.129 0.9747 11 15.23 1.173 0.9766 12 15.21 1.18 0.9774 13 12.69 1.774 0.9871 14 14.8 1.331 0.9781 15 15.13 1.316 0.977 16 15.24 1.129 0.9756 17 15.55 1.087 0.9742 18 14.89 1.295 0.9785 19 13.83 1.291 0.9833 4.4.3. Efikasnost procesa i kapacitet isparavanja Efikasnosti procesa, koje su definisane u Poglavlju 3.5.4, su odreĀivane za sušnicu sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom prema sledeýim izrazima adaptiranim za cevni umetak: )TT( )TT( ili, )TT( )TT( A0gi gegi T 1pgi gegi T '   K  K (4.37) 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 181 )TT(CG rG energijeUlaz eisparavanjzapotrebnaEnergija A0gi)naT(pgv )naT(wCAL,ispareno,OH E ge ge2  K (4.38) )TT(CG rG energijeIzlazenergijeUlaz eisparavanjzapotrebnaEnergija gegi)naT(pgv )naT(wCAL,ispareno,OH D ge ge2   K (4.39) D E T K K K Na osnovu podataka iz tabele 4.10 za oglede gde je postignuto potpuno isparavanje teÿne faze vode, može se uoÿiti da veýe vrednosti termiÿke efikasnosti (K’T) odgovaraju tanjim filmovima teÿnosti. U ovim ogledima je temperatura izlaznog vazduha bila bliska temperaturi adijabatskog zasiýenja vazduha, tj. krajnji sadržaj vlage u vazduhu je blizak maksimalnoj vrednosti, pri ÿemu je izlazni vazduh i dalje u nezasiýenom stanju. Kao što je navedeno u Poglavlju 3.5.4, tehnologije zasnovane na sušenju suspenzija na inertnim ÿesticama, bilo da se radi o sistemima sa fluidizovanim, fontanskim ili modifikovanim fontanskim slojem, pokazuju dobre performanse u poreĀenju sa drugim sistemima za sušenje suspenzija. Naime, raspršavanjem i nanošenjem suspenzije materijala koji se suši na inertne ÿestice u vidu tankog teÿnog filma moguýe je ostvariti veliku koncentraciju sušenog materijala u raspoloživoj zapremini sušnice. I poveýanje površine za razmenu i poveýanje koncentracije ÿestica sušenog materijala vode ka intenzifikaciji procesa rada sušnice i poveýanoj efikasnosti korišýenja energije, tj. poveýan je efekat isparavanja vlage u odnosu na sisteme za sušenje bez inertnih ÿestica.Vrednosti termiÿke efikasnosti KT, obraÿunate u odnosu na T0A, za sušnicu sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom variraju izmeĀu 0.217 i 0.457 (za oglede u kojima je postignuto kompletno isparavanje teÿne faze vode duž cevnog umetka), što je generalno manje od vrednosti dobijenih u sušnici sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica (KT=0.911y0.344). U našoj sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom volumetrijska brzina isparavanja vode varira izmeĀu 101 i 203 kgH2O/m3SLOJh, u zavisnosti od ulazne temperature vazduha (uzeti su u razmatranje samo ogledi u kojima je postignuto kompletno isparavanje teÿne faze vode duž cevnog umetka, tabela 4.10). Ovi rezultati su bliski rezultatima Markowski-og /1992/ za maksimalni volumetrijski kapacitet isparavanja vode od približno 180 kgH2O/m3SLOJh ostvarenog pri sušenju životinjske krvi u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa “plitkim slojem i brzim režimom fontanovanja” (ulazna temperatura vazduha 180qC, izlazna temperatura vazduha 90qC). U sliÿnom sistemu pri sušenju suspenzije pirinÿanog brašna Tia i dr. /1995/ su, zavisno od operativnih uslova (Hc=45cm, Tgi=90-130qC), dobili zapreminski kapacitet isparavanja vode od 30 do 70 kg/hm3 i vrlo niske vrednosti termiÿke efikasnosti od 6 do 20%. Za fontansko-fluidizovani sloj inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Hadžismajloviý i dr. /1989/ su objavili podatak za volumetrijski kapacitet isparavanja vode od 330 kgH2O/m3SLOJh (preÿnik kolone Dc=0.25 m, dužina cevnog umetka Lt=0.7 m, ulazna temperatura vazduha 150qC, izlazna temperatura vazduha 70qC), koji je za oko 50% veýi u 182 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom odnosu na fontanski sloj inertnih ÿestica sa cevnim umetkom. Za fontanski sloj inertnih ÿestica sa centralno postavljenim pužnim transporterom Pallai i dr. /2001/ su dobili srednju vrednost volumetrijskog kapaciteta od 250 kgH2O/m3SLOJh pri sušenju krompir kaše (preÿnik kolone Dc=0.14 m, dužina pužnog transportera 0.4-0.7 m, preÿnik pužnog transportera 0.04 m, ulazna temperatura vazduha 110qC, izlazna temperatura vazduha 65qC). Ovaj podatak je nešto veýi od naše maksimalne vrednosti volumetrijskog kapaciteta isparavanja vode od 210 kgH2O/m3SLOJh, pošto je u sistemu sa mehaniÿkim fontanovanjem cirkulacija inertnih ÿestica nezavisna od protoka vazduha. Kudra i dr. /1989/ su objavili rezultate za sušenje suspenzije kalcijum(II)-karbonata u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i centralno postavljenim vertikalnim pužnim transporterom. Operativni uslovi su vrlo bliski uslovima iz našeg ogleda 14. Kudra i dr./1989/ su dobili volumetrijski kapacitet isparavanja vode od 260 kg/m3SLOJh i specifiÿnu potrošnju vazduha od 28 kgvazd./kgH2O. MeĀutim, u našem ogledu 14 dobijen je niži volumetrijski kapacitet isparavanja vode, a veýa specifiÿna potrošnja vazduha (123.83 kgH2O/m3SLOJh i 49.3 kgvazd./kgH2O, respektivno), opet iz istog razloga kao u odnosu na rezultate Pallai-a i dr. /2001/, tj. u sistemu sa mehaniÿkim fontanovanjem cirkulacija inertnih ÿestica je nezavisna od protoka vazduha. PoreĀenje volumetrijskog kapaciteta isparavanja vode sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica nije realno pošto je za isti preÿnik kolone statiÿka visina fontanskog sloja sa cevnim umetkom znatno veýa. Za fontanski sloj sa cevnim umetkom odnos H/Dc je 4.2, dok je za fluidizovani sloj inertnih ÿestica srednji odnos oko 0.5, iako je ukupna visina kolone za ova dva sistema približno ista. Razmatrajuýi brzinu isparavanja vode po jedinici površine popreÿnog preseka sloja inertnih ÿestica, najveýa vrednost je dobijena za našu sušnicu sa fontanskim slojem i cevnim umetkom i ona iznosi 295.6 kgH2O/m2h, pri ÿemu su uzeti u obzir samo ogledi u kojima je postignuto kompletno isparavanje teÿne faze vode duž cevnog umetka (ogled 8, tabela 4.10). Pod sliÿnim uslovima, u sušnici sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica sa istim preÿnikom kolone dobijena je brzina isparavanja od 421 kgH2O/m2h (ogled 41: Tgi=203qC, Tge=61.5qC, V0=222.5 m3/h, tabela P2.3 u Prilogu 2). Masa isparene vode u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom se može izraÿunati korišýenjem ukupnog bilansa prenosa toplote. Zanemarujuýi gubitke toplote, ovaj bilans ima sledeýi oblik: (4.40) ]r)TT(C[G)TT(CG)TT(CG wA0ge L pwOHA0gepmdmgegipgv 2   Pošto je: SUS OH 0OHmSUS G G xiGGG 2 2  jednaÿina (4.40) prelazi u oblik: wA0ge L pwA0gepm00 gegipgv OH r)TT(C)TT(C]x/)x1[( )TT(CG G 2   (4.41) Za poznatu geometriju sušnice sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom, maseni protok vazduha na ulazu u kolonu proizilazi iz mehanike sloja. S obzirom da je izlazna temperatura vazduha (Tge) izabrana prema termiÿkoj stabilnosti sušenog materijala i 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 183 zahtevanom sadržaju rezidualne vlage produkta, jednaÿina (4.41) daje jednostavnu zavisnost izmeĀu ulazne temperature vazduha (Tgi) i brzine isparavanja vode (GH2O). PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti za GH2O (ogledi sa kompletno isparenom teÿnom fazom vode, xA=1), za procenjenu vrednost specifiÿnog toplotnog kapaciteta ÿvrste materije iz suspenzije Cpm|0.85 kJ/kg°C, je prikazano na slici 4.24. Kao što se vidi sa slike slaganje eksperimentalnih podataka sa podacima dobijenim iz jednaÿine (4.41) je u granicama od 19%, tako da se ukupni bilans prenosa toplote može koristiti u modelovanju procesa kao korisna kontrolna jednaÿina. Kapacitet isparavanja vode u sistemu može biti poveýan na nekoliko naÿina, koje su u svom radu razmatrali Littman i dr. /2000/. Prikazani rezultati sugerišu da bi uvoĀenje izvesne koliÿine zagrejanog vazduha u anularni prostor sloja inertnih ÿestica (odnosno korišýenje sistema sa fontansko-fluidizovanim slojem i cevnim umetkom) poveýalo kapacitet sušenja po jedinici zapremine sloja, kao i ukupnu efikasnost sistema. UvoĀenje zagrejanog vazduha direktno u anularni prostor sloja poveýaýe brzinu cirkulacije inertnih ÿestica /Hadžismajloviý i dr., 1989/ kao i temperaturu inertnih ÿestica na ulazu u cevni umetak. Oba ova parametra imaju znaÿajan uticaj na brzinu isparavanja vlage. 4.4.4. Indirektna verifikacija predloženog modela Nije postojala moguýnost za merenje relativne vlažnosti vazduha i temperature inertnih ÿestica na izlazu iz cevnog umetka. Indirektan test kvantitativnog predviĀanja modela je merenje temperature vazduha na izlazu iz kolone, pretpostavljajuýi da su tok vazduha iz cevnog umetka i tok vazduha iz anularnog dela sloja dobro izmešani. PoreĀenje eksperimentalnih podataka i vrednosti izraÿunatih prema bilansu: > @ vexpaHaelmod1gdcalcge G/)T(G)T(G )T(  (4.42) daje izvesne informacije o pouzdanosti modela. GH2Oexp., kg/h 4 6 8 10 12 G H 2O ca l., k g/ h 4 6 8 10 12 Slika 4.24. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti za brzinu isparavanja vode (ogledi sa xA=1) Tge,exp., oC 60 80 100 120 140 T g e, ca l., o C 60 80 100 120 140 xA=1 xA<1 Slika 4.25. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti temperature vazduha na izlazu iz kolone 184 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Slika 4.25 prikazuje poreĀenje eksperimentalnih vrednosti temperature vazduha na izlazu iz kolone i vrednosti koje su izraÿunate prema jednaÿini (4.42), gde su TaH temperatura vazduha merena neposredno iznad vrha anularne zone sloja i Tg1 izraÿunata vrednost temperature vazduha na izlazu iz cevnog umetka po modelu. Može se sa slike 4.25 uoÿiti da je 9 izraÿunatih vrednosti veýe od eksperimentalnih u proseku za 20qC i srednje apsolutno odstupanje za sve oglede u proseku iznosi 13.2%. MeĀutim, ako se posmatraju samo ogledi u kojima je duž cevnog umetka postignuto isparavanje celokupne koliÿine vode (osenÿeni simboli) vidi se da je slaganje bolje i uzimajuýi u obzir samo ove oglede srednje apsolutno odstupanje iznosi u proseku 7.4%. Za ostale oglede je moguýe da je pojava kapljica vode u cevnom umetku uticala na merenja temperatura. 4.4.5. Simulacije uticaja radnih uslova na performanse sušnice Vreme boravka inertnih ÿestica u cevnom umetku je relativno kratko i iznosi oko 0.24 sekunde (tabela 4.10). Koliko ýe trajati transport inertnih ÿestica kroz cevni umetak je pre svega odreĀeno hidrodinamiÿkim karakteristikama sistema i za datu geometriju se ne može bitno menjati. Jedini naÿin da se postigne isparavanje celokupno unete koliÿine teÿne faze vode unutar cevnog umetka je da se koristi duža cev. Predloženi model za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom se može iskoristiti za ispitivanje uticaja radnih uslova na performanse sistema kao i za predviĀanje dužine cevi potrebne za kompletno isparavanje teÿne faze vode. Na slici 4.26 (A, B, C, D) su prikazani uticaji tri parametra na primeru ogleda 2 u kome je dozirana teÿna faza vode i za uslove pod kojima je ovaj ogled izvoĀen nije postignuto potpuno isparavanje teÿne faze vode do izlaza iz cevnog umetka. Na slici 4.26-A je prikazan uticaj ulazne temperature vazduha (Tg0) i ulazne temperature inertnih ÿestica (Tp0) na koliÿinu isparene vode u cevnom umetku, raÿunate na osnovu podataka za ogled 2. Poveýanje ulazne temperature vazduha za 50qC, tj. od Tg0=150qC do Tg0=200qC pri konstantnoj temperaturi inertnih ÿestica na ulazu u cevni umetak Tp0=37.4qC, poveýava koliÿinu isparene vode u cevnom umetku samo za 19.4%. MeĀutim, porast ulazne temperature inertnih ÿestica za 12.6qC, pri konstantnoj ulaznoj temperaturi vazduha Tg0=200qC, poveýava koliÿinu isparene vode za oko 58.5%. Najveýi uticaj ima brzina cirkulacije inertnih ÿestica (slika 4.26-B). Na primer, za ulaznu temperaturu vazduha od Tg0=300qC, porast brzine cirkulacije inertnih ÿestica, tj. masenog protoka od 850 kg/h do 1050 kg/h, poveýava koliÿinu isparene vode od 84.7% na 100%. Efekat brzine cirkulacije inertnih ÿestica je povezan sa bilansom prenosa mase (jednaÿina 4.26), odnosno prenos mase je proporcionalan brzini cirkulacije inertnih ÿestica. Na slici 4.26-C je prikazana potrebna dužina cevnog umetka za isparavanje celokupne koliÿine teÿne faze vode kao zavisnost od ulazne temperature vazduha (Tg0) i ulazne temperature inertnih ÿestica (Tp0). Za uslove pod kojima je izvoĀen ogled 2 unutar cevnog umetka dužine 0.9 m je isparilo 57% teÿne faze vode. Da bi se pod istim operativnim 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 185 uslovima postiglo potpuno isparavanje teÿne faze vode, tj. xA=100%, dužina cevnog umetka treba da bude 5.09 m. Poveýanjem ulazne temperature vazduha smanjuje se i potrebna dužina cevnog umetka za potpuno isparavanje teÿne faze vode. A Tg0, oC 50 100 150 200 250 300 350 x A H 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 Gp=864 kg/h Tp0=37.4 oC Tp0=50 oC Tp0=55 oC B Gp, kg/h 800 1000 1200 1400 1600 1800 x A H 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 Tp0=37.4 oC Tg0=139.7 oC Tg0=200 oC Tg0=300 oC C Tg0, oC 100 150 200 250 300 L t, m 0 1 2 3 4 5 Gp=864 kg/h Tp0=37.4 oC Tp0=50.0 oC Tp0=55.0 oC Gp, kg/h 400 600 800 1000 1200 1400 1600 L t, m 0 1 2 3 4 5 6 Tg0=200 o C Tg0=175 o C Tg0=150 o C D Tp0=37.4 o C Slika 4.26. Rezultati numeriÿke simulacije (za uslove iz ogleda 2): A-Uticaj temperature ulaznog vazduha i temperature inertnih ÿestica na ulazu u cevni umetak na koliÿinu isparene vode duž cevnog umetka, B-Uticaj brzine cirkulacije inertnih ÿestica i temperature ulaznog vazduha na koliÿinu isparene vode duž cevnog umetka, C-Potrebna dužina cevnog umetka za potpuno isparavanje vode Gp=const (xA=1), D-Potrebna dužina cevnog umetka za potpuno isparavanje vode Tp0=const (xA=1) Na slici 4.26-D je prikazana potrebna dužina cevnog umetka za isparavanje celokupne koliÿine teÿne faze vode kao zavisnost od masenog protoka inertnih ÿestica kroz cevni umetak za tri vrednosti temperature ulaznog vazduha. I ova simulacija, kao i simulacija sa slike 4.26-B, potvrĀuje da najveýi uticaj na performanse sušnice ima brzina cirkulacije inertnih ÿestica. Sa slike se vidi da se poveýanjem vrednosti protoka inertnih ÿestica kroz cevni umetak 2.3 puta 186 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom (od 600 do 1400 kg/h) smanjuje potrebna dužina cevi za potpuno isparavanje teÿne faze vode, i to sa faktorom 2 za Tg0=150qC, 2.3 za Tg0=175qC i 2.4 za Tg0=200 qC. Za istu simulaciju uticaja Gp na Lt na slici 4.27 korišýeni su uslovi iz ogleda 1, uz napomenu da je raÿunato sa veýim protokom suspenzije (tj. teÿne faze vode), s obzirom da je za ogled 1 za originalni protok teÿne faze vode od 4.78 kg/h veý postignut maksimalni stepen isparavanja. Pri ovakvim uslovima isto poveýanje masenog protoka inertnih ÿestica kroz cevni umetak, od 600 do 1400 kg/h, za sve tri temperature ulaznog vazduha smanjuju potrebnu dužinu cevi za oko 2.8 puta. U ogledu 1 je maseni protok suspenzije GSUS=12 kg/h, korišýen u ovoj simulaciji (slika 4.27), veýi za oko 30%, a ulazna temperatura inertnih ÿestica veýa za 35.6 oC u odnosu na odgovarajuýe vrednosti iz ogleda 2, dok su ostali uslovi približno isti. Na osnovu poreĀenja rezultata simulacije uticaja Gp na Lt, prikazanim na slikama 4.26-D i 4.27 može se izvesti zakljuÿak da veýi stepen smanjenja potrebne dužine cevi za uslove ogleda 1 potiÿe od veýe vrednosti Tp0. Gp, kg/h 400 600 800 1000 1200 1400 1600 L t, m 0.0 0.5 1.0 1.5 Tg0=200 o C Tg0=175 o C Tg0=150 o C Tp0=73 o C GSUS= 12kg/h Slika 4.27. Potrebna dužina cevnog umetka za potpuno isparavanje vode pri Tp0=const. za uslove iz ogleda 1 (xA=1) Na osnovu prikazanih simulacija proizilazi da ulazna temperatura inertnih ÿestica ima znaÿajan uticaj na koliÿinu isparene vode u cevnom umetku, kao i na potrebnu dužinu cevnog umetka za potpuno isparavanje, ne ulazeýi u to na koji naÿin bi se mogla i ostvariti veýa vrednost Tp0. Navedeni primeri proraÿuna ukazuju na kompleksnost sušnice sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Predloženi model u ovom radu može biti koristan za odreĀivanje optimalnih karakteristika ovakve sušnice i za redukovanje broja eksperimentalnih proba. 4.4.6. PredviĀanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica Veliki uticaj cirkulacije inertnih ÿestica potiÿe od toga da što je intenzivnije kretanje ÿestica to ýe se tanji film suspenzije koja se suši oformiti na inertnim ÿesticama, što je poželjno sa stanovišta održavanja stabilnog rada sušnice. Pouzdano predviĀanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica je od izuzetnog znaÿaja za projektovanje i kontrolu procesa sušenja u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Od moguýih varijanti primene modela za izraÿunavanje osnovnih parametara vertikalnog toka gas-ÿvrste ÿestice, algoritmom I, prikazanog u tabeli 4.2, može se predvideti brzina cirkulacije inertnih ÿestica u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. U opisanom modelu za izraÿunavanje osnovnih fluido-dinamiÿkih karakteristika 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 187 vertikalnog dvofaznog toka (Gp, Gd, -dpd/dz i H), postoje samo dve nezavisne jednaÿine, a ÿetiri nepoznate veliÿine. Ako su specificirane dve veliÿine, na primer maseni protoci gasa i ÿestica (Gp i Gd), bilansi koliÿine kretanja i jednaÿine kontinuiteta se redukuju na sistem od dve nezavisne jednaÿine, tako da se za proraÿun moraju izabrati dve promenljive kao ulazni parametri. U cilju predviĀanja masenog protoka inertnih ÿestica (Gp), odnosno brzine inertnih ÿestica i poroznosti u cevnom umetku, s obzirom da su ove tri veliÿine u meĀusobnoj vezi, prema jednaÿini (2.45), neophodno je primeniti iterativni postupak proraÿuna, tj. metodu probe i greške. S obzirom da vazduh koji se uvodi u kolonu za sušenje delimiÿno penetrira u anularnu zonu sloja inertnih ÿestica, maseni protok vazduha kroz cevni umetak se može odrediti iz jednaÿine (4.7), pri ÿemu se maseni protok vazduha kroz anularnu zonu sloja (Ga) indirektno odreĀuje merenjem gradijenta pritiska u anularnoj zoni i korišýenjem eksperimentalno uspostavljene korelacije za zavisnost gradijenta pritiska od brzine vazduha (jednaÿina 4.1). U algoritmu proraÿuna za predviĀanje masenog protoka ÿestica (Gp) egzistiraju tri veliÿine kao poznate, tj. ulazni parametri: maseni protok vazduha na ulazu u kolonu (Gv), gradijent pritiska u anularnoj zoni sloja (-dpa/dz) i vrednost statiÿkog pritiska u cevnom umetku na poziciji z=0.424 m >pd(0.424)@. Numeriÿki proraÿun po ovom algoritmu se izvodi na sledeýi naÿin: 1. Pretpostavi se brzina cirkulacije inertnih ÿestica, odnosno njihov maseni protok kroz cevni umetak (Gp). 2. Izraÿuna se maseni protok vazduha kroz anularni deo sloja na osnovu izmerene vrednosti gradijenta pritiska u anularnom delu sloja i jednaÿine: 979.0Re/7.94f pApA  (4.1) Maseni protok vazduha kroz cevni umetak se odreĀuje iz jednaÿine: adv GGG  (4.7) 3. Odrede se vrednosti hidrodinamiÿkih parametara na ulazu u cevni umetak numeriÿkim rešavanjem jednaÿine: p fp p 2 11 2 g)( )1( )vu( = dz dv v z v U UUHU E (4.17) u kombinaciji sa jednaÿinama: L z c = ) - (1 v sH (4.10) ¹¸ · ©¨ § SU L z GG D 4 U 1av2 df (4.18) Poÿetni uslovi za proraÿun duž fontane ispod cevnog umetka su v=0 i H=1 na dnu fontane, tj. na z1=0 (z=-L). Izraÿunati hidrodinamiÿki parametri za vrh fontane (z=0) istovremeno predstavljaju poÿetne uslove za proraÿun duž cevnog umetka, tj. (v)z=0=v0 i (H)z=0=H0. 4. Izraÿunava se aksijalna promena poroznosti duž cevnog umetka iz jednaÿine: 188 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom > @ u + ) - (1 F + F + ) - (1 g ) - ( - ) v-(u = dz d 2 f fpfp 2 UHJ HHUUHEH (4.6) U ovom koraku proraÿuna Ff je dobijeno iz jednaÿina (2.58) i (2.60), Fp je dobijeno iz jednaÿina (2.59) i (2.63), a Ƣ iz jednaÿine (2.24). Brzine gasa i ÿestica su zatim odreĀivane iz jednaÿina kontinuiteta: fdf G dz d uA dz d HU (2.48) G dz d vA1 dz d pdp UH (2.49) a -dpd/dz je izraÿunato iz jedne od jednaÿina: »¼ º«¬ ª HUHUEH dz d u - F+ g + ) v-(u 1 = dz dp - 2fff 2d (4.2) > @ dz d + F + F+ g + ) - (1 = dz dp - pffp d HJHUHU (4.3) Poÿetni uslov za jednaÿinu (4.2) ili (4.3) je vrednost poroznosti na ulazu u transportnu cev, ƥ0. 5. Numeriÿkom integracijom izraÿunatog gradijenta pritiska duž transportne cevi se dobija aksijalni profil statiÿkog pritiska duž transportne cevi. 6. Uporedi se vrednost izraÿunatog statiÿkog pritiska u cevnom umetku na vertikalnom rastojanju z=0.424 m od poÿetka cevi sa eksperimentalno izmerenom vrednosti na istoj poziciji. 7. U sluÿaju da pd,calc(0.424)pd,exp(0.424) ponavlja se proraÿun sa novom pretpostavkom za Gp. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti masenog protoka inertnih ÿestica (Gp) je prikazano na slici 4.28. Na osnovu prikazanih podataka može se zakljuÿiti da je slaganje u zadovoljavajuýim granicama, sa srednjim apsolutnim odstupanjem od 8.2 %. Srednje apsolutno odstupanje vrednosti pd,exp(0.424) od pd,calc(0.424) je u granicama od 0% do 0.1%. Prednost sušnice sa fontanskim i fontansko-fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom u odnosu na fluidizovan sloj inertnih ÿestica u pogledu moguýnosti sušenja suspenzija koje sadrže Gp, exp., kg/h 0 500 1000 1500 2000 G p , c al c. , k g/ h 0 500 1000 1500 2000 +/- 20% Slika 4.28. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti brzine cirkulacije ÿestica 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 189 organske i biološke komponente /Povrenoviý, 2003/ je rezultat intenzivnog trenja izmeĀu inertnih ÿestica unutar cevi i otresanja suvog produkta sa inertnih ÿestica prilikom njihovog sudara sa deflektorom, što smanjuje rizik pojave sinterovanja sloja. Sinterovanje, odnosno blokiranje sloja inertnih ÿestica predstavlja najnepoželjniju pojavu u toku sušenja, s obzirom da može prouzrokuovati drastiÿne poraste temperature izlaznog vazduha ili prekomerno poveýanje rezidualne vlažnosti produkta. Prvi simptom poÿetka sinterovanja sloja inertnih ÿestica je opadanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica, tako da se predloženi model za predviĀanje Gp može iskoristiti kao osnova za razvoj softvera za kontrolu sušenja. U izvesnim aplikacijama sinterovanje sloja se može spreÿiti povremenim uvoĀenjem teÿne faze vode u sistem u kratkim intervalima. Na ovaj naÿin se obezbeĀuje periodiÿno ÿišýenje inertnih ÿestica, odnosno spreÿavanje prekomerne akumulacije vlažnog materijala na njima. Uÿestanost i dužina perioda ÿišýenja inertnih ÿestica mogla bi se kontrolisati pomoýu “on-line” proraÿuna brzine cirkulacije inertnih ÿestica. Ukljuÿivanje ovakve strategije u kontroli sušenja suspenzija može biti korisna u cilju održanja kvaliteta produkta i obezbeĀenja stabilnih uslova rada sistema, imajuýi u vidu kompleksnost procesa, kao i probleme koji mogu nastati pri sušenju nekih materijala u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom. 4.4.7. Ograniÿenja modela sušenja suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom Praktiÿna primena fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva sa cevnim umetkom u gasovitoj fazi podrazumeva upotrebu relativno kratkog cevnog umetka (tipiÿne vrednosti su do nekoliko metara), stoga ovi sistemi rade u hidrodinamiÿkom režimu ubrzavanja ÿvrstih ÿestica. Na slici 4.29 je prikazana je promena izraÿunatog gradijenta brzine inertnih ÿestica duž cevnog umetka za uslove iz ogleda 1. Kao što se može videti, celokupna zona sušenja se nalazi u oblasti ubrzavanja inertnih ÿestica. Za sve ostale oglede ova zavisnost je praktiÿno ista. Pored toga, proraÿunata dužina cevi u kojoj se odvija režim ubrzavanja inertnih ÿestica, definisana kao rastojanje od ulaza u cevni umetak na kome brzina inertnih ÿestica dostiže vrednost od 99% konaÿne vrednosti brzine, za sve oglede iznosi oko 1.7 m. Ova vrednost je skoro dva puta veýa od dužine cevnog umetka korišýenog u našem eksperimentalnom sistemu (Lt=0.9 m). Veoma važno pitanje je kako na relacije za odreĀivanje koeficijenta trenja fluid-ÿestice, faktora trenja fluid-zid cevi i faktora trenja ÿestice-zid cevi, koje su upotrebljene u modelu, utiÿe z, m 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 d v/ d z, 1 / s 0 10 20 30 40 50 60 Ogled 1 Slika 4.29. Promena izraÿunatog gradijenta brzine ÿestica duž cevnog umetka (ogled 1-voda) 190 4. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom zona ubrzavanja. Sve navedene relacije su izvedene za stacionarni dvofazni tok gas-ÿestice van zone ubrzavanja ÿestica. Pored toga, inertne ÿestice u cevnom umetku su vlažne, tako da je realno oÿekivati da ýe prisustvo teÿne faze u cevnom umetku uticati na trenje. Jednaÿine (4.32) i (4.33) za odreĀivanje koeficijenata prenosa toplote i mase su u osnovi izvedene za usamljenu ÿesticu izloženoj strujanju fluida van zone ubrzavanja. Iako je poroznost u cevnom umetku relativno visoka, postoje znaÿajne razlike u zavisnosti H(z) izmeĀu razliÿitih ogleda. U raspoloživoj literaturi ne postoje podaci za prenos toplote i mase u vertikalnom dvofaznom toku vazduh-krupne ÿestice. Veliki problem je takoĀe i precizno odreĀivanje masenog protoka vazduha kroz cevni umetak, s obzirom da se ova veliÿina u našem radu indirektno odreĀivala iz materijalnog bilansa, pod pretpostavkom da se protok kroz anularnu zonu sloja inertnih ÿestica može odrediti iz zavisnosti gradijenta pritiska od brzine vazduha. Kalibracioni dijagram ove zavisnosti je dobijen na osnovu merenja u pakovanom sloju ÿistih i suvih inertnih ÿestica, dok su u fontanskom sloju sa cevnim umetkom inertne ÿestice u anularnoj zoni veý delimiÿno vlažne. Sa druge strane, ne može se zanemariti ni izvesni stepen zadržavanja osušenog produkta u sloju (“hold-up”). Oba navedena faktora verovatno utiÿu na taÿnost odreĀivanja masenog protoka vazduha kroz cevni umetak. Da bi se upotpunilo modelovanje sušenja u ovom sistemu, kao i za potrebe projektovanja i uveýanja procesa, neophodno je razviti nezavisne metode za odreĀivanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica i za odreĀivanje masenog protoka vazduha koji penetrira iz fontane ispod cevnog umetka u anularni prostor sloja. 5. POREđENJE SUŠNICA SA FLUIDIZOVANIM SLOJEM INERTNIH þESTICA I FONTANSKIM SLOJEM INERTNIH þESTICA I CEVNIM UMETKOM Oba ispitivana uveýana laboratorijska ureĀaja za sušenje suspenzija u pokretnom sloju inertnih ÿestica, tj. sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica (u daljem tekstu ovog poglavlja FB-sušnica) i sušnica sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom (u daljem tekstu ovog poglavlja SBDT-sušnica), su praktiÿno identiÿni, a razlika je samo u centralnom delu postrojenja, tj. komori za sušenje, koja je u prvom sluÿaju kolona sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, a u drugom sluÿaju kolona sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom, što je detaljno opisano u Poglavljima 3.2.2 i 4.2. Ova okolnost, kao i ÿinjenica da su protoci ulaznog vazduha u oba sistema bili približno isti, omoguýuje da se ukratko analiziraju prednosti i nedostaci oba sistema. Koliÿina inertnih ÿestica Za sistem sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica karakteristiÿna je relativno mala visina fluidizovanog sloja, tako da je odnos statiÿke visine sloja i preÿnika kolone H0/Dc=0.4y0.6, odnosno ukupna zapremina inertnih ÿestica je oko 0.002 m3. Kod fontanskog sloja sa cevnim umetkom ovaj odnos je mnogo veýi i iznosio je H0/Dc|4.2, odnosno zapremina inertnih ÿestica je bila 0.047 m3. Ova okolnost predstavlja nedostatak za SBDT-sušnicu, jer je jediniÿna cena kvalitetnijih inertnih ÿestica (Al2O3, ZrO2) priliÿno visoka. Imajuýi u vidu da inertne ÿestice u anularnoj zoni sloja nemaju bitnu ulogu u sušenju suspenzija, ovaj problem bi se mogao prevaziýi snižavanjem visine sloja inertnih ÿestica u anularnoj zoni. MeĀutim, ovim bi se poremetila i hidrodinamika sloja buduýi da bi veýi deo ulaznog vrelog vazduha penetrirao u anularni prostor u ulaznoj zoni ispod cevnog umetka. Ovaj vazduh bi mogao izazvati fluidizaciju inertnih ÿestica u anularnoj zoni, a sa druge strane ne bi doprineo sušenju u cevnom umetku. I ovaj problem bi se u naÿelu mogao rešiti da se anularna zona “preseÿe”, a da se priliv inertnih ÿestica u cevni umetak obezbedi preko rotacionog ventila, prikazanog na slici 5.1. MeĀutim, može se konstatovati da bi se ovakvim rešenjem konstrukcija ureĀaja dodatno komplikovala. Slika 5.1. Šematski prikaz modifikovanog fontanskog sloja sa cevnim umetkom i razdvojenom anularnom zonom 192 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Pad pritiska S obzirom da je oba uveýana laboratorijska ureĀaja vazduhom snabdevao isti ventilator, ukupni padovi pritiska u oba ispitivana sistema su sliÿni, kako je prikazano na slici 5.2. Pad pritiska u FB-sušnici u prisustvu teÿne faze se poveýava u odnosu na sloj suvih inertnih ÿestica sa smanjenjem temperature sušenja do neke kritiÿne vrednosti neophodne za stabilan rad. Daljim smanjivanjem temperature sloja ispod kritiÿne vrednosti pad pritiska poÿinje da opada usled slepljivanja sloja i kanalisanja vazduha. U SBDT-sušnici pad pritiska opada usled razliÿitog mehanizma sinterovanja sloja, s obzirom da se snižavanjem temperature sušenja smanjuje brzina cirkulacije inertnih ÿestica, odnosno maseni protok inertnih ÿestica kroz cevni umetak. MeĀutim, treba imati u vidu da je gustina inertnih ÿestica (polietilen) koje su korišýene u SBDT-sušnici bila 921 kg/m3, a gustina staklenih sfera korišýenih u FB-sušnici je bila oko 2500 kg/m3, što je oko 3 puta veýa vrednost. Ako bi se u SBDT-sušnici koristile iste staklene sfere kao i u FB-sušnici, time bi se i u SBDT-sušnici omoguýio rad sa visokim ulaznim temperaturama vazduha, meĀutim, pad pritiska u ovom sistemu bi bio približno 3 puta veýi. Napomenimo da bi u ovom sluÿaju napor ventilatora morao biti srazmerno veýi da bi se obezbedio isti protok vazduha kao pri cirkulaciji ÿestica polietilena. Regulacija procesa Za FB-sušnicu je karakteristiÿna relativno laka regulacija procesa, obzirom da se suspenzija direktno uvodi u sloj inertnih ÿestica, a termokontroler koji upravlja radom pumpe za doziranje je postavljen neposredno iznad sloja. U svim sluÿajevima temperatura sušenja je bila približno konstantna sa vremenom, bilo da pumpa radi kontinualno ili u režimu diskontinualne regulacije protoka suspenzije (“on-off” regulacija). MeĀutim, kod SBDT-sušnice termokontroler koji upravlja radom sistema za doziranje je takoĀe postavljen iznad sloja, ali se suspenzija uvodi u centralni deo anularne zone sloja (videti sliku 4.2). U ovom sluÿaju inercija sistema je mnogo veýa, jer od momenta kada termokontroler registruje poremeýaj u doziranju suspenzije do momenta kada poveýana ili smanjena koliÿina suspenzije stigne u cevni umetak protekne dosta vremena, proseÿno oko 1 minut. Još je nepovoljnija varijanta ako se suspenzija dozira na vrh anularne zone sloja. U ovom sluÿaju diskontinualna (“on-off”) regulacija protoka suspenzije ima za posledicu variranje temperature sušenja po približno sinusoidalnoj liniji. Ovaj problem je znatno manji ako se koristi kontinualno doziranje suspenzije. Ovaj problem bi se mogao znaÿajno ublažiti raspršivanjem suspenzije u ulaznu zonu sloja ispod cevnog umetka. MeĀutim, i ova varijanta ima nedostatak pošto je mlaznica postavljena u najtoplijem delu sistema. Eventualno zagušivanje mlaznice ima za posledicu pregrevanje sloja inertnih ÿestica. Ovi problemi nisu prisutni kod FB-sušnice, usled toga što nema potrebe da se suspenzija raspršava mlaznicama. 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 193 merno mesto 1 2 3 4 5 6 7 8 9 p , m m V S -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 FB, bez doziranja SBDT, bez doziranja FB, doziranje vode merno mesto 1 2 3 4 5 6 7 8 9 p , m m V S -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 FB, bez doziranja bez doziranja: V0=292.5 m 3/h, Tgi=Tge=21 oC doziranje vode: V0=233.7 m 3/h, Tgi=252.0 oC, Tge=91.3 oC P1 - ispred prigušne ploÿe P2 - iza prigušne ploÿe P3 - ispod kolone (FB/SBDT) P4 - iznad kolone (FB/SBDT) P5 - izmeĀu kolone (FB/SBDT) i ciklona P6 - u prihvatnom sudu suvog praha P7 - ispred vreýastog filtra P8 - iza vreýastog filtra P9 - iza skrubera Slika 5.2. Šeme mernih mesta i vrednosti padova pritiska u FB-sušnici i SBDT-sušnici 194 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Sadržaj vode u suspenziji UtvrĀeno je da se stabilan radni režim FB-sušnice može postiýi pri doziranju suspenzija sa razliÿitim sadržajem vlage, od vrlo retkih do polusuvih pasta. MeĀutim, u SBDT- sušnici stabilan radni režim je ograniÿen na doziranje retkih teÿljivih suspenzija, što predstavlja nedostatak sa aspekta razmera procesa u odnosu na FB-sušnicu. Na slici 5.3 prikazan je izraÿunati uticaj sadržaja vode u suspenziji na potreban preÿnik kolone, maseni protok vazduha i koliÿinu isparene teÿne faze vode za zadati kapacitet FB-sušnice u odnosu na suvu materiju. Za zadati kapacitet u odnosu na suvu materiju Cineba (Gm=350 kg/h), pri Tgi=300qC i Tge=105qC, smanjenje sadržaja vode u suspenziji za 5% (sa 65 na 60%) smanjuje preÿnik kolone (Dc) za 10.5%, potreban maseni protok vazduha (Gv) za 22.2% i koliÿinu teÿne faze vode koju je potrebno ispariti (GH2O) za 23.8%. x0 0.5 0.6 0.7 D c, m 0.5 0.6 0.7 0.8 G V , k g/ h 4000 6000 8000 10000 12000 G H 2O , k g/ h 400 500 600 700 800 900 Dc GV GH2O Slika 5.3. Uticaj sadržaja vode u suspenziji na potreban preÿnik kolone (Dc), potreban protok vazduha (Gv) i koliÿinu isparene vode (GH2O) za dati kapacitet FB-sušnice od Gm=350 kg/h pri Tgi=300qC i Tge=105qC (izraÿunate vrednosti) Uveýanje razmera procesa Za FB-sušnicu je generalno karakteristiÿno jednostavno uveýanje razmera procesa, buduýi da se u osnovi svodi na to da su najvažniji procesni parametri (protok vazduha i kapacitet isparavanja vlage) direktno proporcionalni preÿniku kolone, odnosno površini popreÿnog preseka sloja inertnih ÿestica. Preliminarna ispitivanja obavljena na laboratorijskoj (Dc=72 mm) FB-sušnici sa poveýanjem razmera procesa uspešno su preneta na poluindustrijsku (Dc=215 mm) FB-sušnicu. UporeĀivanjem ova dva sistema proizilazi da za iste temperature vazduha na ulazu i izlazu iz sušnica važi sledeýa zavisnost za kapacitet isparavanja vlage: 2 .LABc .POLUINDc .LAB .POLUIND .LABOH.POLUINDOH D D U U GG 22 »¼ º«¬ ª˜ 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 195 Kod SBDT-sušnice, meĀutim, uveýanje razmera procesa je znatno složenije /Mathur i Epstein, 1974; Povrenoviý, 1998/. Za sada ne postoji ni na laboratorijskom, ni na poluindustrijskom nivou pouzdana metoda za predviĀanje raspodele primarnog protoka izmeĀu fontane i anularnog dela sloja u ulaznoj zoni zbog kompleksne geometrijske i hidrodinamiÿke strukture ovog sistema. Sa druge strane, u cevnom umetku se u osnovi odvija pneumatski transport u režimu ubrzavanja ÿestica. Dosadašnja istraživanja su pokazala da je u cevima veýeg preÿnika strujna slika znatno kompleksnija, ne mogu se zanemariti radijalni profili brzina i koncentracija ÿestica, a broj moguýih režima strujanja ÿestica je znatno veýi, ukljuÿujuýi i to da pod odreĀenim uslovima strujanje ÿestica neposredno uz zid može biti naniže /Briens i Bergougnou, 1986; Bi i Grace, 1999/. Sušenje leplj v h materijala i i tr Pri sušenju lepljivih materijala SBDT-sušnica ima prednost s obzirom da se sušenje uglavnom odvija u cevnom umetku: kraýe vreme zadržavanja u toku sušenja (oko 0.24 s u cevnom umetku), dodatna pomoý u otiranju praha je intenzivniji sudar inertnih ÿestica sa deflektorom, u odnosu na FB-sušnicu. Pri tome treba voditi raÿuna da se ne premaši vrednost maksimalnog protoka suspenzije, s obzirom da može doýi do slepljivanja inertnih ÿestica u anularnom delu sloja, što rezultuje u manjem padu pritiska kroz cevni umetak, iz razloga što manju koliÿinu inertnih ÿestica iz anuluranog dela sloja u ulaznoj zoni zahvata vazduh za fontanovanje. Samim tim je i proizvodnost praškastog produkta manja. U FB-sušnici bi se mogli sušiti ovakvi materijali, ali pod uslovom da se ne drže prejakim adhezionim silama za inertne ÿestice, što se može rešiti izborom materijala inertnih ÿestica: teflon, i sl. Pored toga treba izbeýi toplu zonu pri dnu sloja ili mehaniÿkom agitacijom ili uvoĀenjem suspenzije na dno sloja, kako bi se vršilo pothlaĀivanje ove kritiÿne zone. U FB-sušnici je nedostatak što je vreme boravka materijala koji se suši neuniformno, za razliku od sistema sa cevnim umetkom gde su ÿestice primorane da provedu približno isto vreme u sloju. Termoostetljivi i lepljivi materijali bi mogli da se suše na umerenim temperaturama, što u oba sistema smanjuje kapacitet isparavanja vlage. Kapacitet isparavanja vode, specifiÿna po ošnja toplote i specifiÿna potrošnja vazduha Za oba tipa sušnica sa pokretnim slojem inertnih ÿestica mogu se postaviti ukupni bilansi za komoru za sušenje na osnovu kojih se mogu proraÿunati osnovni parametri sušenja: specifiÿni kapacitet isparavanja vlage, specifiÿni utrošak toplote, specifiÿna potrošnja vazduha i termiÿka efikasnost. U SBDT-sušnici volumetrijska brzina isparavanja vode varirala je izmeĀu 101 i 203 kgH2O/m3SLOJh, u zavisnosti od ulazne temperature vazduha (razmatrani su samo ogledi u kojima je postignuto kompletno isparavanje teÿne faze vode duž cevnog umetka, tabela 4.10). PoreĀenje volumetrijskog kapaciteta isparavanja izmeĀu FB-sušnice i SBDT-sušnice je nerealno s obzirom da je za isti preÿnik kolone statiÿka visina sloja u SBDT-sušnici 196 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom znatno veýa. Za SBDT-sušnicu odnos H/Dc je 4.2, dok je za FB-sušnicu srednji odnos oko 0.5, iako je ukupna visina kolone za ova dva sistema približno ista. UporeĀujuýi brzine isparavanja po jedinici površine popreÿnog preseka kolone, najveýa vrednost za SBDT- sušnicu iznosi 295.6 kgH2O/m2h, pri ÿemu su razmatrani samo ogledi u kojima je postignuto kompletno isparavanje teÿne faze vode duž cevnog umetka (ogled 8, tabela 4.10). Pod sliÿnim uslovima, u FB-sušnici dobijena je brzina isparavanja od 421 kgH2O/m2h (ogled 41, tabela P2.3 u Prilogu 2). Generalno, u oba sistema kapacitet isparavanja vode se može poveýati u zavisnosti od varijacije procesnih uslova. Tako na primer, pri konstantnim ostalim parametrima, kapacitet isparavanja vode ýe se poveýati poveýanjem ulazne temperature vazduha, s obzirom da je direktno proporcionalan razlici temperatura (Tgi-Tge). Sa druge strane, kapacitet isparavanja vode raste sa poveýanjem brzine vazduha pri ostalim konstantnim parametrima, s obzirom da je direktno proporcionalan protoku vazduha. U odnosu na FB-sušnicu, u SBDT-sušnici je uticaj poveýanja ulazne temperature vazduha relativno mali što ukazuje na ograniÿenja prenosa toplote i mase u retkom dvofaznom toku u centralnoj cevi. Pored toga, u SBDT-sušnici uvoĀenje izvesne koliÿine zagrejanog vazduha u anularni prostor sloja (odnosno korišýenje sistema sa fontansko-fluidizovanim slojem i cevnim umetkom) poveýalo bi kapacitet sušenja po jedinici zapremine sloja, kao i ukupnu efikasnost sistema, usled poveýane brzine cirkulacije inertnih ÿestica, kao i poveýane temperature inertnih ÿestica na ulazu u cevni umetak. Oba ova parametra imaju znaÿajan uticaj na brzinu isparavanja vlage. Specifiÿna potrošnja toplote (q’) obraÿunata kao utrošak u odnosu na stvarno unetu koliÿinu toplote, odnosno utrošak baziran na stvarnoj razlici temperatura ƅT=Tgi-T0A, je prikazana za oba sistema na slici 5.4. U oba tipa sušnica za male razlike temperatura ulaznog i izlaznog vazduha specifiÿni utrošak toplote je veoma visok, da bi sa poveýanjem razlike temperatura (Tgi-Tge) opadao, asimptotski se približavajuýi teorijskom utrošku, tj. vrednosti latentne toplote isparavanja vode. Energija uneta agensom za sušenje (vazduh) u sušnici se Tgi 154oC 175oC 203oC Tgi 157oC 173oC 200oC FB SBDT Tgi-Tge, oC 40 80 120 160 200 q ' , kJ /k g H 2O 0 4000 8000 12000 16000 20000 rW Slika 5.4. Specifiÿna potrošnja toplote pri isparavanju vode u funkciji razlike temperatura u FB-sušnici i SBDT-sušnici pri doziranju vode 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 197 koristi, osim za isparavanje vlage, za zagrevanje inertnih ÿestica, suspenzije, zidova ureĀaja i na gubitke u okolinu. Iskorišýena energija se sa masom isparene vlage nadoknaĀuje izlaznom vazduhu i sa poveýanjem (Tgi-Tge) realna sušnica se približava teorijskoj (adijabatskoj, izoentalpijskoj) sušnici u kojoj celokupni energijski potencijal vazduha koristi samo na isparavanje vlage. Buduýi da je realna potrošnja toplote srazmerna razlici temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (Tgi-Tge), podaci na ovoj slici sugerišu zakljuÿak da su i FB-sušnica i SBDT-sušnica utoliko termiÿki efikasnije ukoliko se radi na veýoj razlici temperatura ulaznog i izlaznog vazduha. Na osnovu podataka sa slike 5.4 može se uoÿiti da je specifiÿna potrošnja toplote generalno veýa za SBDT-sušnicu nego za FB-sušnicu, pri približno istim vrednostima ulazne temperature vazduha. Specifiÿni utrošak vazduha pri isparavanju vode je (slika 5.5), takoĀe, manji što je razlika temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (Tgi-Tge) veýa. Uoÿava se da podaci za oba tipa sušnica slede istu liniju. Kada su ostvareni uslovi za ravnomerno sušenje i isparavanje vlage iz materijala koji se suši, što je niža temperatura vazduha na izlazu iz sušnice to je veýe energijsko iskorišýenje rada sušnice i manja specifiÿna potrošnja vazduha. U pogledu sva tri relevantna parametra konvektivnih sušnica: specifiÿnog kapaciteta isparavanja vode, specifiÿne potrošnje toplote i specifiÿne potrošnje vazduha, iz ukupnog toplotnog bilansa proizilazi da su za svaku konstantnu brzinu vazduha (odnosno maseni protok vazduha) za oba sistema vrednosti navedenih parametara direktno proporcionalni razlici temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (Tgi-Tge). Pri sušenju nezasiýenim vlažnim vazduhom, u kome je sadržaj vlage odreĀen pritiskom, temperaturom i relativnom vlažnošýu vazduha, porast temperature vazduha na ulazu u sušnicu rezultuje u moguýnosti poveýanja sadržaja vlage u izlaznom vazduhu, kao i smanjenju specifiÿne potrošnje toplote i specifiÿne potrošnje vazduha. Pri konstantnoj temperaturi sušenja (Tge), sa porastom ulazne temperature vazduha raste i temperaturni potencijal sušenja (Tgi-Tge) iz razloga što se smanjuje relativna vlažnost u ulaznom vazduhu. Tgi-Tge, oC 0 40 80 120 160 200 SV , k g v az d ./ kg H 2O 0 20 40 60 80 100 120 140 FB SBDT Slika 5.5. Specifiÿna potrošnja vazduha u funkciji razlike temperatura u FB-sušnici i SBDT-sušnici pri doziranju vode Teorijski bi sušenje moglo da se odvija na temperaturi mokrog termometra, koja je znatno niža od ulazne temperature vazduha, i u režimu kvazi-konstantne brzine procesa ulazna temperatura vazduha može biti visoka što doprinosi ubrzavanju sušenja vlažnog materijala. MeĀutim, u praksi temperatura sušenja mora biti viša od temperature mokrog 198 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom termometra da bi se izbegla kondenzacija gasovite faze vlage u cevovodima, u ureĀajima za izdvajanje praškastog produkta i ostalim delovima postrojenja za sušenje. Sa druge strane, temperatura izlaznog vazduha, tj. temperatura sušenja (Tge), je ograniÿena kvalitetom produkta i hidrodinamiÿkom stabilnošýu pokretnih slojeva inertnih ÿestica. Najÿešýe je rezidualna vlaga produkta glavni kriterijum za voĀenje procesa i generalno sadržaj vlage u izlaznom prahu opada sa poveýanjem temperature sušenja (videti sliku 3.26). Termiÿka (energijska) efikasnost Termiÿka efikasnost (KT), koja povezuje koliÿinu toplote iskorišýene za sušenje vlažnog materijala u sušnici sa ukupnom toplotom dovedenom u sušnicu obraÿunatom u odnosu na temperaturu okoline (KT), definisana je jednaÿinom (3.15) ili (4.37). Na slici 5.6 su prikazana po tri seta izraÿunatih vrednosti termiÿke efikasnosti za FB-sušnicu i SBDT- sušnicu sa pri približno istim ulaznim temperaturama vazduha. Za SBDT-sušnicu ove vrednosti variraju izmeĀu 0.22 i 0.40 (za oglede u kojima je postignuto kompletno isparavanje vode duž cevnog umetka), što je generalno manje od vrednosti dobijenih u FB- sušnici (KT=0.91y0.34). Visoke vrednosti termiÿke efikasnosti su ostvarene u sluÿajevima kad je temperatura izlaznog vazduha bila bliska temperaturi adijabatskog zasiýenja vazduha, pri ÿemu je izlazni vazduh i dalje u nezasiýenom stanju. Tehnologije zasnovane na sušenju suspenzija na inertnim ÿesticama, bilo da se radi o sistemima sa fluidizovanim, fontanskim ili modifikovanim fontanskim slojem, pokazuju dobre performanse u poreĀenju sa drugim sistemima za sušenje suspenzija. Raspršavanjem i nanošenjem suspenzije materijala koji se suši na inertne ÿestice u vidu tankog teÿnog filma moguýe je ostvariti veliku koncentraciju sušenog materijala u raspoloživoj zapremini sušnice. I poveýanje površine za razmenu i poveýanje koncentracije ÿestica sušenog materijala vode ka intenzifikaciji procesa rada sušnice i poveýanoj efikasnosti korišýenja energije, tj. poveýan je efekat isparavanja vlage u Tgi 154oC 175oC 203oC Tgi 157oC 173oC 200oC FB SBDT Tgi-Tge, oC 40 80 120 160 K T 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 Slika 5.6. Termiÿka efikasnost procesa sušenja u funkciji razlike temperatura u FB- sušnici i SBDT-sušnici 5. PoreĀenje sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica i fontanskim slojem inertnih ÿestica sa cevnim umetkom 199 odnosu na sisteme za sušenje bez inertnih ÿestica. Da bi se obezbedila maksimalna efikasnost procesa pri zadatoj temperaturi ulaznog vazduha (Tgi), potrebno je temperaturu izlaznog vazduha (Tge) održavati na što nižoj moguýoj vrednosti koja je ograniÿena kvalitetom produkta i obezbeĀenjem stabilnih hidrodinamiÿkih uslova u pokretnim slojevima inertnih ÿestica. S obzirom da rezidualna vlažnost praškastog produkta direktno zavisi od temperature sušenja, termiÿka efikasnost opada kada se materijal suši do nižih sadržaja vlage. Sa slike 5.6 se može uoÿiti da je termiÿka efikasnost veýa za FB-sušnicu pri približno istoj Tgi i razlici temperatura (Tgi- Tge) u odnosu na SBDT-sušnicu. Brzina sušenja Za oba ispitivana konvektivna sistema sušenja na inertnim ÿesticama pretpostavljeno je formiranje tankog uniformnog filma suspenzije na površini inertnih ÿestica. Iz ovog razloga se može smatrati da nema otpora difuziji vlage i prenosu toplote kroz film suspenzije i da se sušenje odvija u periodu “kvazi-konstantne” brzine sušenja. U tom periodu temperatura površine inertnih ÿestica ostaje približno konstantna i bliska je temperaturi adijabatskog zasiýenja vazduha (Twb). Za period konstantne brzine sušenja karakteristiÿno je da se toplota koristi samo za isparavanje vlage (period zagrevanja vlažnog materijala je kratak i zanemaruje se, pošto je film suspenzije izuzetno tanak). Kada spoljašnji otpor difuziji vlage kroz gasoviti graniÿni sloj dominira tada se sa površi vlažnog materijala isparava slobodna, površinska ili slabo vezana vlaga. Na osnovu eksperimentalnih merenja i proraÿuna parametara sušenja prema predloženim modelima ustanovljeno je da je temperatura materijala tokom sušenja izmeĀu temperature adijabatskog zasiýenja vazduha (Twb) i temperature izlaznog vazduha. Ovi rezultati ukazuju na to da nije celokupna površina inertnih ÿestica u sloju prekrivena filmom suspenzije, tako da se sušenje, pored konvektivnog odvija delimiÿno i konduktivnim mehanizmom. Intenzifikaciji sušenja doprinosi veýa pokrivenost površine inertnih ÿestica, što potvrĀuju veýe vrednosti termiÿke efikasnosti i kapaciteta isparavanja vlage pri veýim protocima suspenzija, pri ostalim optimalno podešenim radnim parametrima. Brzina sušenja je najveýa gde je najveýa pogonska sila i najveýa površina raspoloživa za razmenu toplote i mase. U oba sistema poveýanje temperature inertnih ÿestica prouzrokuje i poveýanje temperature teÿnog filma na površini inertnih ÿestica.. Na ovaj naÿin se poveýava parcijalni pritisak vodene pare neposredno iznad površine teÿnog filma, ÿime se poveýava pogonska sila procesa. Ovo pospešuje i poveýanje toplotnog kapaciteta inertne ÿestice. Usled intenzivnog kretanja inertnih ÿestica u pokretnim slojevima dolazi do uÿestalih meĀusobnih sudara ÿime se narušava graniÿni gasoviti sloj neposredno iznad površine teÿnog filma suspenzije. Ovo ima za posledicu obnavljanje površine za razmenu toplote i mase, smanjenje otpora difuziji vlage kroz gasoviti film oko inertne ÿestice, što utiÿe na poveýanje brzine sušenja. 6. ZAKLJUþCI U ovom radu ispitivano je sušenje suspenzija u pokretnom sloju inertnih ÿestica na dva sistema, tj. sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica i sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom. Ispitivanja su raĀena na laboratorijskim aparaturama i na uveýanim laboratorijskim (poluindustrijskim) postrojenjima. Najvažniji zakljuÿci koji su rezultirali iz ovih istraživanja su: Sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica Sušenje rastvora, suspenzija i pasta u fluidizovanom sloju inertnog materijala predstavlja vrlo atraktivnu alternativu ostalim postupcima sušenja suspenzija. U ovom sistemu moguýe je ostvariti višestruko veýi specifiÿni kapacitet, tj. produkciju suvog praha po jedinici zapremine ureĀaja, a time znatno manje investicione troškove. U odnosu na sprej sušnicu fluidizacioni sistem je jednostavnije konstrucije i omoguýuje jednostavniju kontrolu procesa. Rezultati dobijeni u ovom radu su u saglasnosti sa literaturnim navodima da je produktivnost sušnice sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica, izražena kao produkcija suve materije po jedinici volumena ureĀaja, oko 10 puta veýa od produktivnosti sprej sušnice. Sistem radi stabilno i karakteriše ga visoka efikasnost. Specifiÿni kapacitet isparavanja vode je vrlo visok, tipiÿno oko 500 kgH2O/m2slojah. Maksimalna ostvarena vrednost u koloni preÿnika Dc=215 mm je 1000 kgH2O/hm2sloja pri doziranju teÿne faze vode i 896 kgH2O/hm2sloja pri sušenju suspenzija. Efikasnost sistema iskazana po tri osnovna parametra: specifiÿni kapacitet isparavanja vode WH2O (kgH2O/m2h), specifiÿan utrošak toplote q (kJ/kgH2O) i specifiÿan utrošak vazduha SV (kg/kgH2O) je utoliko veýa ukoliko sistem radi na veýoj razlici temperatura izmeĀu ulaznog vazduha i fluidizovanog sloja inertnih ÿestica na koje je naneta suspenzija. Visoka efikasnost u pogledu specifiÿnog utroška toplote q’ (kJ/kgH2O) i specifiÿnog utroška vazduha SV (kg/kgH2O) je rezultat visoke razlike temperatura izmeĀu temperatura ulaznog vazduha i fluidizovanog sloja (Tgi-Tge) i time uslovljene kinetike sušenja, pri ÿemu se temperatura sloja održava na željenoj, odnosno dozvoljenoj, vrednosti. Zahvaljujuýi intenzivnom mešanju inertnih ÿestica u fluidizovanom sloju i eventualne dodatne mehaniÿke agitacije sloja, temperatura sloja je ravnomerna po volumenu i umanjena je opasnost od lokalnog pregrevanja materijala koji se suši. Utrošak toplote, obraÿunat na razliku temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (Tgi-Tge), je blizu teorijski potrebnog za faznu transformaciju vode iz teÿne u gasovitu fazu, tj. blizak je vrednosti latentne toplote isparavanja. Utrošak toplote, obraÿunat u odnosu na stvarnu razliku temperatura Tgi-T0A (gde je T0A temperatura okoline) je najveýi pri najmanjoj razlici temperatura Tgi-Tge, i do 90000 kJ/kgH2O, a asimptotski se približava 202 6. Zakljuÿci teorijskom utrošku sa porastom razlike temperatura (Tgi-Tge). S obzirom da je realno korišýenje energije srazmerno razlici temperatura izmeĀu ulaznog i izlaznog vazduha (Tgi-Tge), proizilazi zakljuÿak da je fluidizovani sistem utoliko termiÿki efikasniji ukoliko se radi na veýoj razlici temperatura.. Termiÿka efikasnost je relativno visoka i u zavisnosti od uslova pod kojima su izvoĀeni ogledi kreýe se u intervalu KT=0.911y0.344. Za stabilan radni režim sušnice, kao i za kvalitet produkta, najvažnije je pouzdano automatsko doziranje suspenzija i pasta, buduýi da se konstantna temperatura sloja, pri konstantnom protoku i temperaturi ulaznog vazduha, može obezbediti samo kontrolom protoka suspenzije ili paste. Ispitano je nekoliko sistema za doziranje suspenzija razliÿitog poÿetnog sadržaja vlage. UtvrĀeno je da sušnica sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica stabilno radi i kada se u sloj dozira teÿna suspenzija pomoýu peristaltiÿke pumpe, kao i polusuva pasta pomoýu pužnog transportera. Zahvaljajuýi intenzivnom mešanju inertnih ÿestica, kao i mehaniÿkoj mešalici, dozirani materijal se praktiÿno trenutno rasporedi po zapremini fluidizovanog sloja. Na osnovu granulometrijske analize za veýinu sušenih suspenzija je ustanovljeno da je granulometrijski sastav suvog praha skoro identiÿan granulometrijskom sastavu polazne suspenzije. Stoga se u veýini aplikacija sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica u daljem tehnološkom procesu može izbeýi naknadna operacija mlevenja. Ako se za formiranje fluidizovanog sloja koriste teže ÿestice (napr. ZrO2) obezbeĀuje se u odreĀenom stepenu niži granulometrijski sastav izlaznog praha. Smanjenje sadržaja vode u polaznoj suspenziji kao i poveýanje ulazne temperature vazduha (pri konstantnoj temperaturi sloja) znaÿajno redukuju preÿnik kolone, potrošnju vazduha i potrošnju energije. Ustanovljeno je da jednostavan model sušenja, koji se bazira na ukupnim bilansima toplote i mase postavljenim za ceo sloj inertnih ÿestica, veoma dobro predviĀa performanse sušnice. Srednje apsolutno odstupanje izmeĀu eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti specifiÿnog kapaciteta isparavanja vode (WH2O) iznosi 5.8%, pri ÿemu su za 85% podataka odstupanja u intervalu od r10%. Sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Razvijen je matematiÿki model za predviĀanje performansi sušnice sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i centralnom cevi. Model bazira na jednaÿinama kontinuiteta, bilansima koliÿine kretanja za fluid i ÿestice i bilansima za prenos toplote i mase postavljenim za cevni umetak. Praktiÿno korišýenje modela zahteva i korelacije za predviĀanje koeficijenata trenja fluid-ÿestice, fluid-zid transportne cevi i ÿestice-zid transportne cevi. Predloženi model se generalno zasniva na jednodimenzionom hidrodinamiÿkom modelu vertikalnog dvofaznog toka gas-ÿvrste ÿestice, u koji je ukljuÿen model za odreĀivanje 6. Zakljuÿci 203 brzine i poroznosti pri zagušivanju, dopunjenog bilansima prenosa mase i toplote u cevnom umetku u cilju predviĀanja promene sadržaja vlage u gasovitoj fazi tokom sušenja, promene temperatura gasne faze i ÿvrste faze. Predloženi model je generalno primenljiv za vertikalni dvofazni redak tok fluid- ÿestice. MeĀutim, predloženi postupak za odreĀivanje poÿetnih uslova na ulazu u cevni umetak ograniÿen je na sluÿajeve gde se primenjuje fontanski ili fontansko-fluidizovani sloj kao rešenje za doziranje ÿvrstih ÿestica u cevni umetak. Praktiÿna primena fontanskih i fontansko-fluidizovanih slojeva sa cevnim umetkom u gasovitoj fazi podrazumeva upotrebu relativno kratkog cevnog umetka usled ÿega se dvofazni tok kroz cevni umetak odvija u hidrodinamiÿkom režimu ubrzavanja ÿestica. U predloženom modelu su korišýene relacije za koeficijent trenja fluid-ÿestice, faktor trenja fluid-zid i faktor trenja ÿestice-zid izvedene za stacionarni dvofazni tok van zone ubrzavanja ÿestica, pa se postavlja pitanje kako na njih utiÿe zona ubrzavanja. Pored toga, inertne ÿestice u cevnom umetku su vlažne, tako da je realno oÿekivati da ýe prisustvo teÿne faze u cevnom umetku uticati na trenje. Upotrebljene korelacije za odreĀivanje koeficijenata prenosa toplote i mase su u osnovi izvedene za usamljenu ÿesticu izloženoj strujanju fluida van zone ubrzavanja ÿestica, tako da bi buduýim radom trebalo istražiti uticaj ubrzavanja inertnih ÿestica i vlažnosti inertnih ÿestica na koeficijente trenja, kao i uticaj zadržavanja (“hold-up”-a) sušenog materijala u anularnoj zoni sloja na brzinu cirkulacije inertnih ÿestica Ispitivani su režimi strujanja u vertikalnom toku gas-ÿestice, posebno uslovi koji mogu dovesti do zagušivanja u cevnom umetku. UtvrĀeno je da je najjednostavnija metoda za eksperimentalno odreĀivanje granica prelaza izmeĀu razliÿitih režima strujanja ÿestica u vertikalnom pneumatskom transportu merenje fluktuacija pritiska duž transportne linije. Razvijena je i eksperimentalno utvrĀena i verifikovana metoda za predviĀanje brzine zagušenja i poroznosti u vertikalnom pneumatskom transportu. Model se zasniva na bilansima koliÿine kretanja, odreĀivanju koeficijenta trenja fluid-ÿestice varijacionim modelom i korelacijama za relativnu brzinu izmeĀu fluida i ÿestica pri zagušivanju. Predloženi model je u veoma dobroj saglasnosti sa raspoloživim podacima za brzinu zagušenja za sisteme sa krupnim ÿesticama. Razvijen je i eksperimentalno odreĀen i verifikovan matematiÿki model za predviĀanje brzine cirkulacije inertnih ÿestica u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom. Brzina cirkulacije ÿestica se izraÿunava iz jednaÿina kontinuiteta i bilanasa koliÿine kretanja za turbulentni dvofazni tok gas-ÿestice metodom probe i greške, iterativnim postupkom, sve dok se na osnovu pretpostavljene vrednosti brzine ÿvrstih ÿestica ne dobije vrednost statiÿkog pritiska fluida koja je ista izmerenoj vrednosti na odreĀenoj aksijalnoj poziciji u cevnom umetku 204 6. Zakljuÿci Hidrodinamika fontanskog sloja sa centralnom cevi je kompleksna tako da se optimalne karakteristike sušnice mogu dobiti na više naÿina. Rezultati proraÿuna hidrodinamiÿkih parametara i parametara sušenja su generalno u dobroj saglasnosti sa eksperimentalnim rezultatima. I pored navedenih nedostataka predloženi model predstavlja dobru osnovu za proraÿun, projektovanje i simulaciju procesa. Najvažniji zakljuÿci izvedeni iz proraÿuna prema predloženom matematiÿkom, i simulacionom, modelu su: - Na osnovu modela može se doýi do potrebne dužine i preÿnika cevnog umetka, kao i do operativnih uslova za optimalan rad sistema. - Najveýa brzina isparavanja vlage se postiže u donjoj zoni centralne cevi, gde je takoĀe i relativna brzina izmeĀu vazduha i inertnih ÿestica najveýa i time predodreĀena vrednost koeficijenata prelaženja toplote i supstancije (vlage). - Poveýavanjem ulazne temperature vazduha, ulazne temperature inertnih ÿestica i brzine cirkulacije inertnih ÿestica poveýava se i brzina isparavanja vlage u centralnoj cevi. - Uticaj poveýanja ulazne temperature vazduha je relativno mali što ukazuje na ograniÿenja prenosa toplote i mase u retkom dvofaznom toku u centralnoj cevi. - Najveýi uticaj na kapacitet sušnice imaju ulazna temperatura inertnih ÿestica i brzina cirkulacije inertnih ÿestica. Ovo ukazuje na to da bi uvoĀenje izvesne koliÿine zagrejanog vazduha direktno u anularnu zonu sloja (tj. primena fontansko-fluidizovanog sloja sa centralnom cevi) znaÿajno poveýalo kapacitet sušenja po jedinici zapremine sloja. Granulometrijski sastav produkta je, kao i u postupku sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica, praktiÿno identiÿan granulometrijskom sastavu polazne suspenzije. Najvažniji uslov za stabilan rad sušnice je da površina inertnih ÿestica mora biti potpuno suva kada one iz centralne cevi dospeju ponovo u anularnu zonu sloja da ne bi došlo do njihovog meĀusobnog slepljivanja i sinterovanja sloja. Ispitivanja su pokazala da je kritiÿno optereýenje sistema oko 0.005 kgH2O po 1 kg inertnih ÿestica u cevnom umetku (Lt=0.9 m, Tgi180oC). Poveýanjem protoka suspenzije poveýava se protok teÿne faze vode na ulazu u cevni umetak, kao i debljina filma suspenzije na površini inertnih ÿestica. Sadržaj vlage i srednja veliÿina ÿestica produkta su rezultat trenja i sudara izmeĀu inertnih ÿestica i izmeĀu inertnih ÿestica sa zidom cevnog umetka. Kada uneta koliÿina toplote i/ili intenzitet sudara i trenja izmeĀu inertnih ÿestica nisu dovoljni za potpuno sušenje i otiranje filma suspenzije ne mogu se postiýi uslovi za stabilan rad sistema. Brzina cirkulacije inertnih ÿestica u anularnom delu sloja opada sa poveýanjem sadržaja vlage unutar sloja. Smanjenje cirkulacije inertnih ÿestica veoma zavisi od karakteristika materijala koji se suši i od sadržaja vlage u filmu vlažnog materijala oko inertnih ÿestica. 6. Zakljuÿci 205 U cilju kontrole parcijalnih mehanizama sušenja podešavanjem procesnih parametara važno je odrediti vreme boravka inertnih ÿestica u razliÿitim delovima sloja. Brzina cirkulacije inertnih ÿestica je obrnuto proporcionalna trajanju jednog ciklusa cirkulacije, tako da je debljina filma manja što je ciklus kraýi. Na osnovu proraÿuna prema predloženom modelu procesa dobijene vrednosti trajanja jednog ciklusa cirkulacije se kreýu izmeĀu 1.73 i 7.19 min, zavisno od operativnih uslova, pri ÿemu vreme boravka inertnih ÿestica u cevnom umetku iznosi u proseku svega 0.16% u odnosu na ukupno trajanje jednog ciklusa cirkulacije. ./. Ispitivani sistemi za sušenje suspenzija su ekološki na visokom nivou. Preÿišýavanju izlaznog vazduha, tj.uklanjanju ÿestica sušenog materijala iz izlaznog vazduha je posveýena posebna pažnja, s obzirom da ove ÿestice predstavljaju koristan produkt. Za njihovo izdvajanje korišýeni su centrifugalni separator-ciklon, vreýasti filter i mokri separator ÿestica- skruber. Koncentracija ÿestica u izlaznom vazduhu je višestruko ispod dozvoljene vrednosti. U izlaznom vazduhu nema štetnih gasovitih komponenti, buduýi da se tokom sušenja emituje vodena para. Oba sistema za sušenje suspenzija rade pod vakuumom, tako da je spreÿeno emitovanje ÿestica u okolni prostor. Sva oprema je propisno uzemljena u cilju spreÿavanja generisanja statiÿkog elektriciteta. ./. Ispitana je moguýnost dosušivanja praškastog produkta iz primarne sušnice u cilju obezbeĀivanja konaÿne rezidualne vlažnosti produkta i hlaĀenja u cilju spreÿavanja slepljivanja i zgrudnjavanja tokom prirodnog hlaĀenja osušenog materijala. S obzirom na zahtev da praškasti produkti za zaštitu bilja sadrže manje od 1% vlage, uveýani laboratorijski ureĀaj je dograĀen sa dva sistema za dosušivanje praha. Eksperimenti su pokazali da se, u sluÿaju potrebe, željena izlazna vlažnost praha može obezbediti u oba sistema, pod uslovom da se reše izvesni problemi strujanja u ovim sistemima. Protok vazduha za dosušivanje (kao i potrošnja energije za ovu svrhu) u oba sluÿaja je manja od 5% u odnosu na primarnu sušnicu. Izvršena su preliminarna ispitivanja naknadnog hlaĀenja praha u nekoliko sistema. U svim sistemima za hlaĀenje je obezbeĀena krajnja temperatura praha ispod 45qC od poÿetnih 95qC. Ispitivanja su pokazala da varijante hlaĀenja praha hladnim svežim vazduhom (u režimu pneumatskog transporta, fluidizacijom, u ciklonskom hladnjaku) nisu pogodne, s obzirom da je potrebno obezbediti dopunsku opremu i da se poveýava sadržaj rezidualne vlage ohlaĀenog praha. Pužni transporter sa duplikatorom kroz koji koji struji hladna voda se pokazao kao najpogodniji sistem hlaĀenja praha s obzirom da je eliminisana moguýnost naknadnog poveýanja rezidualne vlažnosti produkta. 206 6. Zakljuÿci ./. Istraživanja sušenja suspenzija koja su izvršena u okviru ovog rada su u potpunoj saglasnosti sa najnovijim svetskim trendovima, s obzirom da je poslednjih godina uoÿen znatan porast nauÿnih istraživanja posveýen sušenju materijala u pokretnim slojevima. Na osnovu eksperimentalnih merenja, poreĀenja sa matematiÿkim modelima opisa pojava i uporeĀivanjem uslova sušenja zakljuÿuje se da je sušenje suspenzija na inertnim ÿesticama jednostavna i vrlo efikasna tehnika za sve materijale koji se neýe slepiti za inertne ÿestice i na taj naÿin izazvati sinterovanje sloja. Ovaj koncept sušenja, nezavisno od toga da li je korišýeno fluidizovanje ili fontanovanje inertnih ÿestica, ima sledeýe bitne prednosti u odnosu na druge postupke sušenja: 1) veýi kapecitet po jedinici zapremine ureĀaja, 2) manji utrošak energije i 3) manju specifiÿnu potrošnju vazduha. U odnosu na sušenje u fontanskom sloju inertnih ÿestica i cevnim umetkom, sušenje u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica je generalno efikasniji proces. Pored toga, prednosti sistema sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica su i manja koliÿina inertnih ÿestica, manji pad pritiska, jednostavnija regulacija procesa i znatno jednostavnije uveýanje razmera procesa. Prednost sušenja na inertnim ÿesticama u fontanskom sloju sa cevnim umetkom je vrlo kratko vreme boravka sušenog materijala u zoni sušenja i praktiÿno idealno klipno strujanje sušenog materijala kroz cevni umetak. U ovom postupku sušenja u vertikalnom dvofaznom toku vazduh-inertne ÿestice kroz cevni umetak moguýe je sušiti i neke materijale koji sadrže organske i biološke komponente. To predstavlja osnovnu prednost u odnosu na sušnicu sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica. Razlog tome leži u drugaÿije formiranom temperaturnom polju agensa za sušenje, a time i manjem riziku od slepljivanja sloja. Sušenje termoosetljivih i/ili lepljivih materijala u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom je izvodljivije u odnosu na fluidizovani sloj usled kraýeg vremena zadržavanja sušenog materijala u zoni sušenja i intenzivnijeg sudara inertnih ÿestica sa deflektorom što poboljšava otiranje suvog praha. Fontanski sloj inertnih ÿestica sa cevnim umetkom je dobra alternativa sprej sušnici za materijale koji imaju adhezivne karakteristike. Ustanovljeno je da je sušenje suspenzija sa adhezivnim karakteristikama izvodljivo u fontanskom sloju sa cevnim umetkom ako je protok suspenzije takav da se obezbedi formiranje vrlo tankog filma na površini inertnih ÿestica U tom sluÿaju otpor unutrašnjoj difuziji je zanemarljiv i sušenje se odvija u režimu “kvazi- konstantne” brzine sušenja. Najveýa teškoýa koja se može javiti u procesu sušenja na inertnim ÿesticama u ovim postupcima formiranja fluidizovanog ili fontanovanog sloja inertnih ÿestica (nosaÿa filma suspenzije) je sinterovanje sloja. Svaka nova primena za sušenje razliÿitih suspenzija zahteva proveru uspešnosti rada na laboratorijskom nivou u dužem vremenskom periodu kako sa 6. Zakljuÿci 207 aspekta utvrĀivanja optimalnih parametara procesa tako i sa aspekta bezbednosti izvoĀenja procesa. U oba ispitivana sistema sušenja na inertnim ÿesticama pretpostavljeno je da se termiÿko sušenje odvija u periodu kvazi-konstantne brzine sušenja, odnosno da su dominantni otpori difuziji vlage i prenosu toplote kroz film suspenzije. Za ovaj period konstantne brzine sušenja karakteristiÿno je da se toplota koristi samo za isparavanje slobodne, površinske ili slabo vezane vlage (period zagrevanja vlažnog materijala je kratak i zanemaruje se, pošto je film suspenzije izuzetno tanak). Na osnovu eksperimentalnih merenja i proraÿuna parametara sušenja prema predloženim modelima ustanovljeno je da je temperatura materijala tokom sušenja izmeĀu temperature adijabatskog zasiýenja vazduha (Twb) i temperature izlaznog vazduha (Tge). Ovi rezultati ukazuju na to da nije celokupna površina inertnih ÿestica u sloju prekrivena filmom suspenzije, tako da se sušenje, pored konvektivnog odvija delimiÿno i konduktivnim mehanizmom. ./. Rezultatima iz ovog rada daje se nauÿni doprinos teoriji fenomena prenosa pri izvoĀenju sušenja u pokretnim sistemima gas-ÿvrste ÿestice. Razvijeni su matematiÿki modeli za predviĀanje karakteristika pomenuta dva sistema sušenja koji omoguýavaju prenos rezultata u praksu i uveýanje razmera procesa. Postignuti rezultati predstavljaju doprinos u tehniÿkoj praksi za razvoj efikasnijih, ekonomiÿnijih, sigurnijih i ekološki prihvatljivijih tehnologija i postrojenja znatno manjih dimenzija u odnosu na one sisteme koji su trenutno u primeni u domaýoj industriji. Time bi se smanjila investiciona ulaganja i postupak uÿinio znatno efikasnijim i ekonomiÿnijim. LITERATURA Arsenijeviý Z.Lj., Grbavÿiý Ž.B., Gariý-Gruloviý R.V., “Drying of Suspensions in the Spouted Bed with Draft Tube”, Can. J. Chem. Eng., 82(3), 450-464 (2004). Ashizawa N., Masters K., “Integrated Fluid Bed Spray Dryers - A New Design Concept”, Proceedings of the 4th Int. Drying Symp. (IDS’84), Drying’84, Kyoto, Japan (1984). AVP Dryer Handbook, Invesys AVP, Technical Centre, New York, USA, www.avp.invesys.com. Bai D., Issangya A.S., Grace J.R., “A Novel Method for Determination of Choking Velocities”, Powder Technol., 97, 59-62 (1998). Barret N., Fane A., “Drying of Liquid Material in Spouted Bed”, Proceedings of the 6th Int. Drying Symp. (IDS’88), Drying’88, Versailles, Paris, France (1988). Becher R.D., Schlunder E.U., “Fluidized Bed Granulation—The Importance of a Drying Zone for the Particle Growth Mechanism”, Chem. Eng. Process., 37, 1-6 (1998). Benali M., Amazouz M., “Advanced Processing Technologies for Slurries: Preforming / Drying / Post- Treatment”, http://cedrl.mets.nrcan.gc.ca/eng/publication/r2002-015e.html, CETC Number 2002-015 (OP-J)/01-15-2002 (2002). Benali M., Amazouz M., “Effects of Drying-Aid Agents on Processing of Sticky Materials”, Dev. Chem. Eng. Mineral Process, 10(3-4), 1-14 (2002). Benali M., Amazouz M., “Drying of Vegetable Starch Solutions on Inert Particles: Quality and Energy Aspects”, J. Food Eng., od 10.05.2005 na http://www.sciencedirect.com/ , u štampi (2005). Berruti F., Muir J.R., Behie L.E., “Solids Circulation in a Spout-Fluid Bed with Draft Tube”, Can. J. Chem. Eng., 66, 919-923 (1988). Bi H.T., Fan L.S., “Regime transitions in gas-solid circulating fluidized beds”, AIChE Annual Meeting, Los Angeles, 17-22 November (1991). Bi H.T., Grace J.R., Zhu J.X., “On Types of Choking in Pneumatic Systems”, Int. J. Multiphas. Flow, 19, 1077-1092 (1993). Bi H.T., Grace J.R., “Flow Regime Diagrams for Gas-Solids Fluidization and Upward Transport”, Int. J. Multiphas. Flow, 21, 1229-1236 (1995). Bi H.T., Grace J.R., “Flow Patterns in High-Velocity Fluidized Beds and Pneumatic Conveying”, Can. J. Chem. Eng., 77, 223-230 (1999). Bird R.B., Stewart W.E., Lightfoot E.N., “Transport Phenomena”, J.Wiley, New York (1960). Blasco R., Diaz G., Reyes A., “Pneumatic Suspension Drying”, Proceedings of the 10th International Drying Symposium (IDS’96), Drying’96, Krakow, Poland, A, 427-434 (1996). Boizan M.A., Chan P.S., Lim C.J., Brereton C.M.H., Epstein N., “Metal-Oxide Sludge Drying in a Spouted Bed”, Proceedings of the 10th Int. Drying Symp. (IDS’96), Drying’96, Krakow, Poland, A, 435-440 (1996). Brereton C., Lim C.J., “Spouted Bed Drying of Sludge From Metals Finishing Industries Wastewater Treatment Plants”, Drying Technol., 11(2), 389-399 (1993). Bridgwater J., “Spouted Beds”, chapter 6 in Fluidization 2nd Edition (Davidson J.F., Clift R., Harrison H., Eds.), Academic press, London, 201-224 (1985). 210 Literatura Briens C.L., Bergougnou M.A., “New Model to Calculate the Choking Velocity of Monosize and Multisize Solids in Vertical Pneumatic Transport Lines”, Can. J. Chem. Eng., 64, 196-204 (1986). Capes C.E., Nakamura K., “Vertical Pneumatic Conveying: An Experimental Study with Particles in the Intermediate and Turbulent Flow Regimes”, Can. J. Chem. Eng., 51, 31-38 (1973). Cecen E.A., “Annulus Leakage and Distribution of the Fluid Flow in a Liquid Spout-Fluid Bed with a Draft Tube”, Chem. Eng. Sci., 58, 4739-4745 (2003). Chauk S.S., Fan L.S., “Heat Transfer in Packed and Fluidized Beds”, chapter 13 in Handbook of Heat Transfer 3rd Edition (Rohsenow W.M., Hartnett J.P., Cho Y.I., Eds.), McGraw Hill (1998). Chen Z., Yang T., Wu W., Agarwal P.K., “Continuous Drying and Dehydration of Sodium Carbonate Monohydrate in a Fluidized Bed”, Powder Technol., 103, 274-285 (1999). Choi J.H., Kim T.W., Moon Y.S., Kim S.D., Son J.E., “Effect of Temperature on Slug Properties in a Gas Fluidized Bed”, Powder Technol., 131, 15-22 (2003). Chong Y.O., Leung L.S., “Comparison of Choking Velocity Correlations in Vertical Pneumatic Conveying”, Powder Technol., 47, 43-50 (1986). Claflin J.K., “The Effect of Solid Flow on Fluid Distribution in a Spouted Bed Fitted with a Draft Tube”, Proceedings of 10th Australian Conf. on Chem. Eng., Sydney, Australia (1982). Claflin J.K., Fane A.G., “Spouting with a Porous Draft-Tube”, Can. J. Chem. Eng., 61, 356-363 (1983). Claflin J.K., Fane A.G., “Gas Distribution and Heat Transfer in a Draft-Tube Spouted Bed”, AIChE Symp., 80, 17-23 (1984). Clift R., Grace J.R., Weber M.E., “Bubbles, Drop and Particles”, Academic Press, New York (1978). Coltters R., Rivas A.L., “Minimum Fluidation Velocity Correlations in Particulate Systems”, Powder Technol., 147, 34-48 (2004). Correa N.A., Correa R.G., Freire J.T., “Self-Tuning Control of Egg Drying in Spouted Bed Using the GPC Algorithm”, Drying Technol., 20(4-5), 813-828 (2002). Correa N.A., Freire F.B., Correa R.G., Freire J.T., “Industrial Trials of Paste Drying in Spouted Beds under QDMC”, Drying Technol., 22(5), 1087-1105 (2004). Costa I.A., Ferreira M.C., Freire J.T., “Analysis of Regime Transitions and Flow Instabilities in Vertical Conveying of Coarse Particles using Different Solids Feeding Systems”, Can. J. Chem. Eng., 82, 48-59 (2004). Daleffe R.V., Freire J. T., “Analysis of the Fluid-Dynamic Behavior of Fluidized and Vibrofluidized Bed Containing Glycerol”, Braz. J. Chem. Eng., 21(01), 35-46 (2004). Day J.Y., Littman H., Morgan M.H.III, “A New Choking Velocity Correlation for Vertical Pneumatic Conveying”, Chem. Eng. Sci., 45, 355-360 (1990). Dewettinck K., Huyghebaert A., “Fluidized Bed Coating in Food Technology”, Trends Food Sci. Tech., 10, 163-168 (1999). Duarte C.R., Neto J.L.V., Lisboa M.H., Santana R.C., Barrozo M.A.S., Murata V.V., “Experimental Study and Simulation of Mass Distribution of the Covering Layer of Soybean Seeds Coated in a Spouted Bed”, Braz. J. Chem. Eng., 21(01), 59-67 (2004). Ðordeviý B., Valent V., Šerbanoviý S., “Termodinamika sa termotehnikom”, Tehnološko metalurški fakultet, Beograd (1997). Literatura 211 Eckert E.R.G., Drake R.M.Jr., “Analysis of Heat and Mass Transfer”, McGraw Hill, New York (1972). Edwards M.F., Instone T., “Particulate Products-Their Manufacture and Use”, Powder Technol., 119, 9-13 (2001). Eng J.H., Svrcek W.Y., Behie L.A., “Dynamic Modeling of Spouted Bed Reactor with a Draft Tube”, Ind. Eng. Chem. Res., 28(12), 1778-1785 (1989) Epstein N., Grace J.R., “Spouting of Particulate Solids”, in Handbook of Powder Science and Technology (Fayed M.E., Otten L., Eds.), Van Nostrand Reinhold Co., New York, 507-536 (1984). Ergun S., “Fluid Flow through Packed Columns”, Chem. Eng. Prog., 48, 89-94 (1952). Freitas L.A.P., Freire J.T., “Gas-to-Particle Heat Transfer in the Draft Tube of a Spouted Bed”, Drying Technol., 19(6), 1065-1082 (2001). Freitas L.A.P., Freire J.T., “Heat Transfer in a Draft Tube Spouted Bed with Bottom Solids Feed”, Powder Technol., 114, 152-162 (2001 b). Freitas L.A.P., Freire J.T., “Sensitivity Analysis on the Fluid Dynamics of a Draft Tube Spouted Bed with Bottom Particles Feed”, Drying Technol., 20(6), 1161-1175 (2002). Gariý R.V., Grbavÿiý Ž.B., Jovanoviý S.đ., “Hydrodynamic Modeling of Vertical Non-Accelerating Gas-Solids Flow”, Powder Technol., 84, 65-74 (1995). Geldart D., “Types of Gas Fluidization”, Powder Technol., 7, 285-292 (1973). Grbavÿiý Ž.B., Vukoviý D.V., Hadžismajloviý Dž.E., Gariý R.V., Littman H., “Fluid Mechanical Behaviour of a Spouted Bed with a Draft Tube and External Annular Flow”, Proceedings of 2nd Int. Symp. on Spouted Beds, Vancouver, Canada, 1 (1982). Grbavÿiý Ž.B., “Ispitivanje mehanike fontanskog sloja niskog pada pritiska sa kontrolisanim kretanjem ÿestica”, Doktorska disertacija, Univerzitet u Beogradu (1989). Grbavÿiý Ž.B., Vukoviý D.V., Gariý R.V., Hadžismajlovic Dž.E., Jovanoviý S.đ., Littman H., Morgan H., “A Variational Model for Prediction Fluid-Particle Interphase Drag Coefficient and Particulate Expansion of Fluidized and Sedimenting Beds”, Powder Technol., 68, 199-211 (1991). Grbavÿiý Ž.B., Vukoviý D.V., Jovanoviý S.đ., Gariý R.V., Hadžismajloviý Dž.E., Littman H., Morgan H., “Fluid Flow Pattern and Solids Circulation Rate in a Liquid Phase Spout-Fluid Bed with Draft Tube”, Can. J. Chem. Eng., 70, 895-904 (1992). Grbavÿiý Ž.B., Gariý R.V., Vukoviý D.V., Hadžismajloviý Dž.E., Littman H., Morgan M.H.III, Jovanoviý S.đ., “Hydrodynamic Modeling of Vertical Liquid-Solids Flow”, Powder Technol., 72, 183-191, (1992). Grbavÿiý Ž.B., Gariý R.V., Jovanoviý S.đ., Rožiý Lj.S., “Hydrodynamic Modeling of Vertical Accelerating Gas-Solids Flow”, Powder Technol., 92, 155-161 (1997). Grbavÿiý Ž.B., Arsenijeviý Z.Lj., Zdanski F.K., “Drying of Suspensions in Fluidized Bed of Inert Particles”, Proceedings of the 11th Int. Drying Symp. (IDS'98), Drying’98, Thessaloniki, Greece, C, 2090-2097 (1998). Grbavÿiý Ž.B., Arsenijeviý Z.Lj., Gariý-Gruloviý R.V., “Drying of Slurries in Fluidized Bed of Inert Particles”, Drying Technol., 22(8), 1793-1812 (2004). Gunn D.J., “Transfer of Heat and Mass to Particles and Gas in Non-Uniformly Aggregated Fluidized Bed”, Int. J. Heat Mass Tran., 21, 467-492 (1978). 212 Literatura Hadžismajloviý Dž.E., Grbavÿiý Ž.B., Vukoviý D.V., Littman H., “The Mechanics of Spout-Fluid Beds at the Minimum Spout-Fluid Flowrate”, Proceedings of 2nd Int. Symp. on Spouted Beds, Vancouver, Canada, 1, 117-131 (1982). Hadžismajloviý Dž.E., Povrenoviý D.S., Grbavÿiý Ž.B., Vukoviý D.V., Littman H.A., “Spout- Fluid Bed Drier for Dilute Solutions Containing Solids”, in Fluidization VI (Grace J.R., Shemilt L.W., Bergougnou M.A., Eds.), Engineering Foundation, New York, 277-283 (1989). Hatamipour M. S., Mowla D., “Shrinkage of Carrots During Drying in an Inert Medium Fluidized Bed”, J. Food Eng., 55(3), 247-252 (2002). Hatamipour M.S., Mowla D., “Experimental and Theoretical Investigation of Drying Carrots in a Fluidized Bed with Energy Carrier”, Drying Technol., 21(1), 83-101 (2003 a). Hatamipour M.S., Mowla D., “Correlations for Shrinkage, Density and Diffusivity for Drying of Maize and Green Peas in a Fluidized Bed with Energy Carrier”, J. Food Eng., 59, 221-227 (2003 b). He Y.L., Lim C.J., Grace J.R., “Spouted Bed and Spout-Fluid Bed Behaviour in a Column of Diameter 0.91 m”, Can. J. Chem. Eng., 70, 848-857 (1992). Heinrich S., Blumschein J., Henneberg M., Ihlow M., Peglow M., Morl L., “Study of Dynamic Multi-Dimensional Temperature and Concentration Distributions in Liquid-Sprayed Fluidized Beds”, Chem. Eng. Sci., 58, 5135-5160 (2003). Hemati M., Cherif R., Saleh K., Pont V., “Fluidized Bed Coating And Granulation: Influence of Process-Related Variables and Physicochemical Properties on the Growth Kinetics”, Powder Technol., 130 (1-3), 18-34 (2003). Hilal N., Gunn D.J., “Solid Hold Up in Gas Fluidised Beds”, Chem. Eng. Process., 41, 373-379 (2002). Hong S.C., Jo B.R., Doh D.S., Choi C.H., “Determination of Minimum Fluidization Velocity by the Statistical Analysis of Pressure Fluctuations in a Gas-Solid Fluidized Bed”, Powder Technol., 60, 215-221 (1990). Ishikura T., Nagashima H., Ide M., “Hydrodynamics of a Spouted Bed with a Porous Draft Tube Containing a Small Amount of Finer Particles”, Powder Technol., 131(1), 56-65 (2003). Jenkins S.A., Waszkiewicz S., Quarini G.L., Tierney M.J., “Drying Saturated Zeolite Pellets to Assess Fuidised Bed Performance”, App. Therm. Eng., 22, 861-871 (2002). Kerkhof P.J.A.M., “Some Modeling Aspects of (Batch) Fluid-Bed Drying of Life-Science Products”, Chem. Eng. Process., 39, 69-80 (2000). Khan A.R., Richardson J.F., “The Resistance to Motion of a Solid Sphere in a Fluid”, Chem. Eng. Commun., 62, 135-150 (1987). Khan A.R., Richardson J.F., “Fluid-Particle Interactions and Flow Characteristics of Fluidized Beds and Settling Suspensions of Spherical Particles”, Chem. Eng. Commun., 78, 111-130 (1989). Kimoto N., Kutsuzawa Z., Ashihara M., “Coated Granular Pesticide Method for Producing the Same and Applications Thereof”, United States Patent 6,036,971, March 14 (2000). Kiranoudis C.T., Maroulis Z.B., Marinos-Kouris D., “Drying of Solids-Selection of Some Continuous Operation Dryer Types”, Comput. Chem. Eng., 20, S177-S182 (1996). Knowlton T.M., Bachovchin D.M., “The Determination of Gas-Solids Pressure Drop and Choking Velocity as a Function of Gas Density in a Vertical Pneumatic Conveying Line”, in Fluidization Technology (Keairns D. L., Ed.), Hemisphere Publishing Corp., Washington D.C., 253-282 (1976). Literatura 213 Kraslawski A., Kudra T., “Case-Based Reasoning for Design of Drying Equipment”, Drying Technol., 19(5), 767-783 (2001). Krzywanski R.S., Epstein N., Bowen B.D., “Multi-Dimensional Model of a Spouted Bed”, Can. J. Chem. Eng., 70, 858-872 (1992) Kudra T., Pallai E., Bartczak Z., Peter M., “Drying of Paste-Like Materials in Screw-Type Spouted-Bed and Spin-Flash Dryers”, Drying Technol., 7(3), 583-597 (1989). Kudra T., Mujumdar A.S., “Special Drying Technologies and Novel Dryers”, in Handbook of Industrial Drying 2nd Edition (Mujumdar A.S., Ed.), Marcel Dekker, Inc., New York, 1087-1149 (1995). Kudra T., “Instantaneous Dryer Indices for Energy Performance Analysis”, Inzynieria Chemiczna i Procesowa (Inz. Chem. Procesowa), 19(1), 163-172 (1998). Kudra T., Mujumdar A.S., “Advanced Drying Technologies”, Marcel Dekker, New York (2002). Kunii D., Levenspiel O., “Fluidization Engineering”, J.Wiley, New York (1969). Kutsakova V.E., Utkin Yu.V., “Kinetics of Drying of Protein Pastes, Suspensions, Emulsions and Solutions in a Fluidized Bed of Inert Substances”, Translated from Zhurnal Prikladnoi Khimii (J. Appl. Chem-USSR+), 60(5), 1143-1147 (1987). Larachi F., Grandjean B.P.A., Chaouki J., “Mixing and Circulation of Solids in Spouted Beds-Particle Tracking and Monte Carlo Emulation of The Gross Flow Pattern”, Chem. Eng. Sci., 58, 1497-1507 (2003). Lee D.H., Kim S.D., “Drying Characteristics of Starch in an Inert Medium Fluidized Bed”, Chem. Eng. Technol., 16, 263-269 (1993). Lee D.H., Kim S.D., “Mathematical Model for Batch Drying in an Inert Medium Fluidized Bed”, Chem. Eng. Technol., 22, 443-450 (1999). Lefroy G.A., Davidson J.F., “The Mechanics of Spouted Beds”, Trans. Inst. Chem. Eng., 47, T120- T128 (1969). Leontieva A.I., Bryankin K.V., Konovalov V.I., Utrobin N.P., “Heat and Mass Transfer during Drying of a Liquid Film from the Surface of a Single Inert Particle”, Drying Technol., 20(4-5), 729- 747 (2002). Leung L.S., Wiles R.J., Nicklin D.J., “Correlation for Predicting Choking Flowrates in Vertical Pneumatic Conveying”, Ind. Eng. Chem. Proc. D. D., 10, 183-189 (1971). Leung L.S., “The Ups and Down of Gas-Solids Flow-A Review”, in Fluidization (J.R.Grace and J.M.Matsen, Eds.), Plenum Press, New York, 25-68 (1980 a). Leung L.S., “Vertical Pneumatic Conveying: A Flow Regime Diagram and a Review of Choking versus Non- Choking Systems”, Powder Technol., 25, 185-190 (1980 b). Li J., Kuipers J.A.M., “Gas-Particle Interactions in Dense Gas-Fuidized Beds”, Chem. Eng. Sci., 58, 711-718 (2003). Link K.C., Schlünder E.U., “Fluidized Bed Spray Granulation and Film Coating-A new Method for the Investigation of the Coating Process on a Single Sphere”, Proceedings of the 10th Int. Drying Symp. (IDS’96), Drying’96, Krakow, Poland, A, 470-480 (1996). Littman H., Morgan M.H.III, Paccione J.D., Jovanoviý S.đ., Grbavÿiý Ž.B., “Modeling and Measurement of the Effective Drag Coefficient in Decelerating and Non-Accelerating Turbulent Gas- Solids Dilute Phase Flow of Large Particles in a Vertical Transport Pipe”, Powder Technol., 77, 267-283 (1993). 214 Literatura Littman H., Day J.Y., Morgan M.H.III, “A Model for the Evaporation of Water from Large Glass Particles in Pneumatic Transport”, Can. J. Chem. Eng., 78, 124-131 (2000). Lykov A.V., “Theory of Heat Conduction”, Academy in Moscow, Moscow, in Russian (1967). Markowski A.S., “Drying Characteristics in a Jet-Spouted Bed Dryer”, Can. J. Chem. Eng., 70, 938- 944 (1992). Masters K., “Spray Drying Handbook”, Halsted Press, New York (1985). Mathur K.B., Gishhler P.E., “A Technique for Contacting Gases with Coarse Solid Particles”, AIChE J., 1, 157-164 (1955). Mathur K.B., Epstein N., “Developments in Spouted Bed Technology”, Can. J. Chem. Eng., 52, 129- 143 (1974). Mink W.H., “Critical Velocity in Solids Transport”, in Particulate Systems: Technology and Fundamentals (Beddow J. K., Ed.), Hemisphere Publishing Corp., Washington D.C., 157-171 (1983). Mok S.L.K., Molodtsof Y., Large J.F., Bergougnou M.A., “Characterization of Dilute and Dense Phase Vertical Upflow Gas-Solid Transport based on Average Concentration and Velocity Data”, Can. J. Chem. Eng., 67, 10-16 (1989). Mujumdar A.S., “Spouted Bed Technology-A Brief Review”, Proceedings of the 4th Int. Drying Symp. (IDS’84), Drying’84, Kyoto, Japan, 151-157 (1984). Mujumdar A.S., (Ed.) “Handbook of Industrial Drying”, Marcel Dekker, New York (1984). Mujumdar A.S., “Developments And Trends In Drying Of Solids”, 9th Int. Cong. of Chemical Engineering, Chemical Equipment, Design and Automation - CHISA’87, Praha, Czechoslovakia, F6.1 [286] (1987). Mujumdar A.S., “Drying Technologies of the Future”, 10th Int. Cong. of Chemical Engineering, Chemical Equipment Design and Automation - CHISA’90, Praha, Czechoslovakia, P1.3 (1990). Mujumdar A.S., (Ed.) “Handbook of Industrial Drying”, Marcel Dekker, New York (1995). Mujumdar A.S., “Classification and Selection of Industrial Dryers”, chapter 2 in S. Devahastin (Ed.) Mujumdar's Practical Guide to Industrial Drying, Exergex, Montreal (2000). Mujumdar A., “Research and Development in Drying: Recent Trends and Future Prospects”, Drying Technol., 22 (1-2), 1-26 (2004). Nakamura K., Capes C.E., “Vertical Pneumatic Conveying: A Theoretical Study of Uniform and Annular Flow Models”, Can. J. Chem. Eng., 51, 39-46 (1973). Ochoa Martinez L.A., Brennan J.G., Niranjan K., “Drying of Liquid in a Spouted Bed of Inert Particle: Heat Transfer Studies”, J. Food Eng., 20, 135-148 (1993). Oliveira W.P., Freire J.T., “Analysis of Evaporation Rate in the Spouted Bed Zones During Drying of Liquid Materials using a Three Region Model”, Proceedings of the 10th Int. Drying Symp. (IDS’96), Drying’96, Krakow, Poland, A, 504-512 (1996). Oliveira I.M., Passos M.L., “Simulation of Drying Suspension in a Conical Spouted Bed”, Drying Technol., 15(2), 593-604 (1997). Osorio-Revilla G., Elias-Serrano R., Gallardo-Velazques T., “Drying of Liquid Feedstocks in a Spout-Fluid-Bed with Draft Tube Submerged in Inert Solids: Hydrodynamics and Drying Performance”, Can. J. Chem. Eng., 82, 142-147 (2004). Literatura 215 Ozmen L., Langrish T.A.G., “A Study of The Limitations to Spray Dryer Outlet Performance”, Drying Technol., 21(5), 895-917 (2003). Pallai E., Szentmarjay T., Szijjarto E., “Effect of Partial Processes of Drying on Inert Particles on Product Quality”, Drying Technol., 19(8), 2019-2032 (2001). Pan Y.K., Li J.G., Zhao L.J., Ye W.H., Mujumdar A.S., Kudra T., “Performance Characteristics of the Vibrated Fluid Bed of Inert Particles for Drying of Liquid Feeds”, Drying Technol., 19(8), 2003-2018 (2001). Passos M.L., Massarani G., Freire J.T., Mujumdar A.S., “Drying of Pastes in Spouted Beds of Inert Particles: Design Criteria and Modeling”, Drying Technol., 15(2), 605-624 (1997). Passos M.L., Mujumdar A.S., “Effect of Cohesive Forces on Fluidized and Spouted Beds of Wet Particles”, Powder Technol., 110, 222-238 (2000). Passos M.L., Trinidade A.L.G., d’Angelo J.V.H., Cardoso M., “Drying of Black Liquor in Spouted Bed of Inert Particles”, Drying Technol., 22(5), 1041-1067 (2004). Paterson W.R., Crawshaw J.P., Hart G., Parker S.R., Scott D.M., Young J.P., “Pressure Drop in Countercurrent Gas Flow through Moving Particulate Beds”, Trans. Inst. Chem. Eng., 70(A), 252-254 (1992). Perry’s Chemical Enginner’s Handbook 6th Edition, McGraw Hill, Singapore (1984). Pham Q.T., “Behavior of a Conical Spouted-Bed Dryer for Animal Blood”, Can. J. Chem. Eng., 61, 426-434 (1983). Povrenoviý D., Grbavÿiý Ž., Hadžismajloviý Dž., Vukoviý D., Littman H., “Fluid-Mechanical and Thermal Characteristics of Spout-Fluid Bed Drier with Draft Tube”, Drying’91, Elsevier, Amsterdam, CA 117, 343-351 (1992). Povrenoviý D.S., “Application of Spout-Fluid Bed Drier in Industrial Production”, Proceedings of the 11th Int. Drying Symp. (IDS’98), Drying’98, Thessaloniki, Greece, C, 2065-2071 (1998). Povrenoviý D.S., “Drying of High Nutritive Materials in the Spout-Fluid Bed with the Draft Tube”, Proceedings of the 4th Int. Sym. for South-East European Countries (SEEC) on Fluidized Beds in Energy Production, Chemical and Process Engineering and Ecology, Thessaloniki, Greece, 59-64 (2003). Punwani D.V., Modi V.M., Tarman P.B., “A Generalized Correlation for Estimating Choking Velocity in Vertical Solids Transport”, Proceedings of Int. Powder and Bulk Solids Handling and Processing Conference, Powder Advisory Center, Chicago, I11 (1976). Qimin G., Hikida S., Takahashi, Y., Nakagawa N., Kato K., “Drying of Microparticle Slurry and Salt-Water Solution by a Powder-Particle Spouted Bed”, J. Chem. Eng. Jpn., 29(1), 152-158 (1996). Rambali B., Baert L., Massart D. L., “Scaling Up of the Fluidized Bed Granulation Process”, Int. J. Pharm., 252(1-2), 197-206 (2003). Ranz W.E., “Friction and Transfer Coefficients for Single Particles and Packed Beds”, Chem. Eng. Prog., 48, 247-253 (1952). Re M.I., Freire J.T., “Drying of Pastelike Materials in Spouted Beds”, Proceedings of the 6th Int. Drying Symp. (IDS’88), Drying’88, Versailles, Paris, France, OP119-OP125 (1988). Reger E.O., Romankov P.G., Rashkovskaya N.B., “Drying of Paste-like Materials in Spouted Beds with Inert Bodies”, Zhurnal Prikladnoi Khimii (J. Appl. Chem-USSR+), 40 (10), 2276, in Russian (1967). 216 Literatura Reyes A., Diaz G., Blasco R., “Experimental Study of Slurries Drying on Inert Particles in Spouted Bed and Fluidized Bed Dryers”, Proceedings of the 10th Int. Drying Symp. (IDS’96), Drying’96, Krakow, Poland, A, 605-612 (1996). Reyes A., Diaz G., Blasco R., “Slurry Drying in Gas-Particle Contactors-Fluid-Dynamics and Capacity Analysis”, Drying Technol., 16(1-2), 217-233 (1998). Reyes A., Vidal I., “Experimental Analysis of a Mechanically Stirred Spouted Bed Dryer”, Drying Technol., 18(1-2), 341-359 (2000). Reyes A., Diaz G., Marquardt F.H., “Analysis of Mechanically Agitated Fluid-Particle Contact Dryers”, Drying Technol., 19(9), 2235-2259 (2001). Romankov P.N., “Drying”, in Fluidization (J.F. Davidson; D. Harrison, Eds.); Academic Press, London, 569-598 (1971). Rovero G., Brereton C.M.H., Epstein N., Grace J.R., Casalegno L., Piccinini N., “Gas Flow Distribution in Conical-Base Spouted Beds”, Can. J. Chem. Eng., 61, 289-296 (1983). Rowe P.G., “Experimental Properties of Bubbles”, in Fluidization (J.F. Davidson; D. Harrison, Eds.); Academic Press, London, 121-191 (1971). Sankar S.R., Smith T.N., “Slip Velocities in Pneumatic Transport-Part II”, Powder Technol., 47, 179-194 (1986). Satija S., Young J.B., Fan L.S., “Pressure Fluctuations and Choking Criteria for Vertical Pneumatic Conveying of Fine Particles”, Powder Technol., 43, 257-271 (1985). Schneider T., Bridgwater J., “Drying of Solutions and Suspensions in Spouted Beds”, Proceedings of the 6th Int. Drying Symp. (IDS’88), Drying’88, Versailles, Paris, France, OP113-OP117 (1988). Schneider T., Bridgwater J., “The Stability of Wet Spouted Beds”, Drying Technol., 11(2), 277-302 (1993). Shaw F.V., “Fresh Options in Drying”, Chem. Eng., 76-84 (1994). SigmaScan, Image Analysis Software, Jandel Scientific, USA (1993). Smith T.N., “Limiting Volume Fractions in Vertical Pneumatic Transport”, Chem. Eng. Sci., 33, 745- 749 (1978). Soponronnarit S., Wetchacama S., Trutassanawin S., Jariyatontivait W., “Design, Testing and Optimization of Vibro-Fluidized Bed Paddy Dryer”, Drying Technol., 19(8), 1891-1908 (2001). Spitzner-Neto P.I., Freire J.T., “Analysis of The Effect of Paste on the Behavior of a Spouted Bed with Inerts”, Proceedings of the 11th Int. Drying Symp. (IDS’98), Drying’98, Thessaloniki, Greece, C, 1936-1943 (1998 a). Spitzner-Neto P.I., Freire J.T., “Evaluation of Models on the Drying of Pastes in Spouted Beds with Inerts”, Proceedings of the 11th Int. Drying Symp. (IDS’98), Drying’98, Thessaloniki, Greece, C, 2009-2016 (1998 b). Spitzner-Neto P.I., Cunha F.O. Freire J.T., “Effect of the Presence of Paste in a Conical Spouted Bed Dryer with Continuous Feeding”, Drying Technol., 20(4-5), 789-811 (2002). Szentmarjay T., Pallai E., “Drying of Suspensions in a Modified Spouted Bed Drier with an Inert Packing”, Drying Technol., 7(3), 523-536 (1989). Szentmarjay T., Szalay A., Pallai E., Bencze T., Vass J., “Control of Drying Process in Mechanically Spouted Bed Dryer”, Drying Technol., 14(3-4), 501-512 (1996 a). Literatura 217 Szentmarjay T., Pallai E., Regényi Zs., “Short-Time Drying of Heat-Sensitive, Biologically Active Pulps and Pastes”, Drying Technol., 14(9), 2091-2115 (1996 b). Szentmarjay T., Pallai E., “Drying Experiments with A AlO(OH) Suspension of High Purity and Fine Particulate Size to Design an Industrial Scale Dryer”, Drying Technol., 18(3), 759-776 (2000). Taruna I., Jindal V.K., “Drying of Soy Pulp (Okara) in a Bed of Inert Particles”, Drying Technol., 20(4-5), 1035-1051 (2002). Thorley B., Saunby J.B., Mathur K.B., Osberg B.L., “An Analysis of Air and Solids Flow in a Spouted Beds”, Can. J. Chem. Eng., 37, 184-192 (1959). Tia S., Tangsatitkulchai C., Dumronglaohapun P., “Continuous Drying of Slurry in a Jet Spouted Bed”, Drying Technol., 13(8-9), 1825-1840 (1995). Topuz A., Gur M., Gul M.Z., “An Experimental and Numerical Study of Fuidized Bed Drying of Hazelnuts”, Appl. Therm. Eng., 24, 1535-1547 (2004). Trindade A. L. G., Passos M. L., Costa E. F. Jr. and Biscaia E. C. Jr., “The Effect of Interparticle Cohesive Forces on the Simulation of Fluid Flow in Spout-Fluid Beds”, Braz. J. Chem. Eng., 21(01), 113-125 (2004). Trojosky M., Morl L., Wnukowski P., Setterwall F., “Iterative Calculation of the Wetted Part of the Particle Surface and of the Liquid Concentration Profile in Liquid-Sprayed Gas-Fluidized Beds”, Proceedings of 5th Int. Symp. on Agglomeration, UK, Cross M., Oliver R., (Eds.), Inst. Chem. Eng., Rugby, UK, 553-567 (1989). Ullmann's Encyclopedia of Industrial Chemistry, Unit Operation I, B, VCH, Weinheim (1988). Valent V., “Sušenje u procesnoj industriji. VI Sušenje vlažnim vazduhom. Industrijski postupci termiÿkog sušenja”, Hem. Ind., 49(4), 187-195 (1995). Valent V., “Sušenje u procesnoj industriji”, monografija, Tehnološko metalurški fakultet, Univerzitet u Beogradu (2001). Viswanathan K., Lyall M.S., Raychaudhury B.C., “Spouted Bed Drying of Agricultural Grains”, Can. J. Chem. Eng., 64, 223-232 (1986). Vukoviý D.V., “Dvofazni i trofazni fontanski i fluidizovani slojevi kao novi sistemi višefaznog kontakta”, Doktorska disertacija, Tehnološko metalurški fakultet, Univerzitet u Beogradu (1983). Wiriyaumpaiwong S., Soponronnarit S., Prachayawrakorn S., “Soybean Drying by Two-Dimensional Spouted Bed”, Drying Technol., 21(9), 1735-1757 (2003). Xu G., Nomura K., Gao S., Kato K., “More Fundamentals of Dilute Suspension Collapse and Choking for Vertical Conveying Systems”, AIChE J., 47, 2177-2196 (2001). Yang W.C., “A Mathematical Definition of Choking Phenomena and a Mathematical Model for Predicting Choking Velocity and Choking Voidage”, AIChE J., 21, 1013-1015 (1975). Yang W.C., “A Correlation for Solid Friction Factor in Vertical Pneumatic Conveying Lines”, AIChE J., 24, 548-551 (1978). Yang W.C., “Criteria for Choking in Vertical Pneumatic Conveying Lines”, Powder Technol., 35, 143-150 (1983). Yang W.C., Keairns D.L., “Studies on the Solid Circulation Rate and Gas Bypassing in Spouted Fluid- Bed with a Draft Tube”, Can. J. Chem. Eng., 61, 349-355 (1983). Yang W.C., “Choking” revisited, Ind. Eng. Chem. Res., 43, 5496-5506 (2004). 218 Literatura Ye B., Lim C.J., Grace J.R., “Hydrodynamics of Spouted and Spout-Fluidized Beds at High Temperature”, Can. J. Chem. Eng., 70, 840-847 (1992). Yousfi Y., Gau G., “Aerodinamique de L’ecoulement Vertical de Suspenzions Concentrees Gaz-Solides. I – Regimes D’ecouelement et Stabilite Aerodinamique”, Chem. Eng. Sci., 29, 1939-1946 (1974). Zahed A.H., Epstein N., “Batch and Continuous Spouted Bed Drying of Cereal Grains: The Thermal Equilibrium Model”, Can. J. Chem. Eng., 70, 945-953 (1992). Zenz F.A., Othmer D.F., “Fluidization and Fluid-Particle Systems”, Reinold Publ. Co., New York (1960). Zhang Y.F., Yang Y., Arastoopour H., “Electrostatic Effect on the Flow Behaviour of a Dilute Gas/Cohesive Particle Flow System”, AIChE J., 42, 1590-1599 (1996). Zhao L., Pan Y., Li J., Chen G., Mujumdar A.S., “Drying of a Dilute Suspension in a Revolving Flow Fluidized Bed of Inert Particles”, Drying Technol., 22(1-2), 363-376 (2004). PRILOG 1 Pregled sušenih materijala P ri lo g 1. P re gl ed s uš en ih m at er ija la 2 21 T ab el a P 1. 1. O sn ov n e ka ra kt er is ti ke s u še n ih m at er ija la T ri vi ja ln i n az iv C A S oz n ak a IU P A C n om en kl at u ra H em ijs ka i st ru kt u rn a fo rm u la H em ijs ka kl as a P ri m en a R as tv or lji vo st u v od i T aÿk a to p lje n ja N ap on p ar e C IN E B 12 12 2- 67 -7 ci nk (I I) -e til en -b is - (d iti ok ar ba m at ) (p ol im er ) C 4H 6N 2S 4Z n tio ka rb am at fu ng ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rl jiv , 10 m g/ l ( 25 qC ) ra zl ag an je pr e ta ÿke to pl je nj a < 1 0- 7 m ba r (2 0qC ) B A K A R H ID R O K SI D ili (B L A U V IT il i K O C ID E ) 20 42 7- 59 -2 ba ka r( II )- hi dr ok si d C u( O H ) 2 ne or ga ns ki ba ka r fu ng ic id , ba kt er ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv ra zl ag an je pr e ta ÿke to pl je nj a za ne m ar lji v (2 5qC ) T A L O Ž N I K A L C IJ U M K A R B O N A T 13 17 -6 5- 3; 47 1- 34 -1 ka lc iju m (I I) - ka rb on at C aC O 3 ne or ga ns ki ka lc iju m si ro vi na u pr oi zv od n ji, p un io c, fu ng ic id , he rb ic id , … pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv , 0 .0 0 1 g /1 0 0 m l v o d e (2 5qC ) ra zl ag an je na 8 25 qC 0 m m H g (2 5qC ) Z IR A M 13 7- 30 -4 ci nk (I I) -b is -( di m et il- di tio ka rb am at ) C 6H 12 N 2S 4Z n tio ka rb am at fu ng ic id 65 m g/ l ( 25 qC ) 24 0- 25 0qC za ne m ar lji v (2 5qC ) E L E K T R O L IT Iþ K I B A K A R 74 40 -5 0- 8 C u ne or ga ns ki ba ka r ne ra st vo rl jiv 10 83 qC - P ri lo g 1. P re gl ed s uš en ih m at er ija la 2 22 T ri vi ja ln i n az iv C A S oz n ak a IU P A C n om en kl at u ra H em ijs ka i st ru kt u rn a fo rm u la H em ijs ka kl as a P ri m en a R as tv or lji vo st u v od i T aÿk a to p lje n ja N ap on p ar e B O R D O V SK A þO R B A 80 11 -6 3- 0 sm eš a ka lc iju m (I I) - hi dr ok si da i ba ka r( II )- te tr a- ok so -s ul fa ta C uS O 4˜3 C u( O H ) 2 ˜3C aS O 4 ne or ga ns ki ba ka r fu ng ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv - - T IR A M ili T M T D 13 7- 26 -8 bi s- (d im et il- tio ka rb am il) -d is ul fid C 6H 12 N 2S 4 tio ka rb am at fu ng ic id 30 m g/ l ( 25 qC ) 15 5- 15 6qC < 7 .5 ˜10 -6 m m H g (2 5qC ) M A N K O Z E B ili D IT H A N E 80 18 -0 1- 7 m an ga n( II )- et ile n- bi s- (d iti ok ar ba m at ) po lim er ni k om pl ek s sa c in k( II ) s ol i tio ka rb am at fu ng ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv - za ne m ar lji v (2 5qC ) B A K A R SU L F A T 77 58 -9 8- 7 ba ka r( II )- te tr a- ok so - su lfa t C uO 4S ne or ga ns ki ba ka r fu ng ic id , he rb ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv - - P ri lo g 1. P re gl ed s uš en ih m at er ija la 2 23 T ri vi ja ln i n az iv C A S oz n ak a IU P A C n om en kl at u ra H em ijs ka i st ru kt u rn a fo rm u la H em ijs ka kl as a P ri m en a R as tv or lji vo st u v od i T aÿk a to p lje n ja N ap on p ar e P R O P IN E B 12 07 1- 83 -9 po lim er c in k( II )- pr op ile n- bi s- (d iti ok ar ba m at ) (C 5H 8N 2S 4Z n) x tio ka rb am at fu ng ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv , < 0. 01 g /l (2 5qC ) ni je m er lji va , ra zl ag an je iz na d 15 0º C < 1 m P a (2 0° C ) B A K A R SU L F A T ili P L A V I K A M E N 13 44 -7 3- 6 ba zn i b ak ar (I I) -s ul fa t C uS O 4 ne or ga ns ki ba ka r fu ng ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv - - B A K A R O K SI H L O R ID ili B A K R O C ID 13 32 -4 0- 7 ba ka r( II )- ok si -h lo rid | 3 C u( O H ) 2 ˜Cu C l 2 ne or ga ns ki ba ka r fu ng ic id pr ak tiÿn o ne ra st vo rlj iv ra zl ag an je na 14 0qC za ne m ar lji v B A K A R O K SI SU L F A T ili K U P R A G IN 12 15 8- 97 -3 ; 82 01 0- 79 -5 tr ih id ro ks id -s ul fa t co m pl ek s ne or ga ns ki ba ka r fu ng ic id - - - B E N T O N IT 13 02 -7 8- 9 hi dr at is an i al um in iju m -s ili ka t A l 2O 34 Si O 2H 2O si lik at bi nd er , so rb en t, pu ni la c - - - P ri lo g 1. P re gl ed s uš en ih m at er ija la 2 24 T ri vi ja ln i n az iv C A S oz n ak a IU P A C n om en kl at u ra H em ijs ka i st ru kt u rn a fo rm u la H em ijs ka kl as a P ri m en a R as tv or lji vo st u v od i T aÿk a to p lje n ja N ap on p ar e K A L C IJ U M ST E A R A T 15 92 -2 3- 0 ka lc iju m ov a so st ea rin sk e ki se lin e C a (C 18 H 35 O 2) 2 m et al ni st ea ra t pr ak tiÿn o ne ra st vo rl jiv u vo di 16 0qC za ne m ar lji v (2 5qC ) K A L C IJ U M SU L F A T 10 10 1- 41 -4 (h id ra tis an ); 77 78 -1 8- 9 (a nh id ro va n) k al ci ju m (I I) -s ul fa t- di hi dr at C aS O 4˜2 H 2O sl ab o, 0 .2 4g u 10 0m l v od e (2 5qC ) 10 0- 15 0qC (a nh id ro va n, 14 50 qC ) - K O B A L T K A R B O N A T 75 42 -0 9- 8 ko ba lt( II )- ka rb on at C oC O 3 - - - N A T R IJ U M H L O R ID 76 47 -1 4- 5 na tr iju m -h lo rid N aC l 3 6 g /1 0 0 m l v o d e (2 5qC ) ra zl ag an je n a 80 1qC 1. 0 m m H g (8 65 qC ) V IN SK A K IS E L IN A 87 -6 9- 4; 13 3- 37 -9 1, 2- di hi dr ok si et an - 1, 2- di ka rb ok si ln a ki se lin a C 4H 6O 6 u pr eh ra m be no j in du st ri ji 2 0 .6 g /1 0 0 m l v o d e (2 0qC ) 20 6qC - PRILOG 2 Sušenje suspenzija u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 22 7 T ab el a P 2. 1. E ks p er im en ta ln a is p it iv an ja s a d oz ir an je m t eÿn e fa ze v od e n a la b or at or ijs ko m u re Āa ju ( D c= 72 m m ) P S U re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 0. 83 5 m m ta tiÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 60 m m ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 1. 04 m 2 O V U gl ed m 0 3 / h (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T q T q S q k q k W k je K K K gi C ge C k V g v az /k g H 2O J/ kg H 2O ’ J/ kg H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h H 2O ,ca l g/ m 2 h d n aþi n a (3 .9 ) T E D 1 13 .4 1. 39 3. 00 1 0 75 16 5 26 9. 25 27 51 44 01 5 15 -3 7 .0 62 0. 05 7 0. 90 7 2 13 .4 1. 23 2. 56 1 0 73 11 4 49 .5 5 29 64 79 39 80 51 .4 09 0. 31 4 0. 84 2 3 13 .4 1. 34 2. 85 1 0 73 14 8 98 .5 1 25 09 15 85 7 40 -1 2 .1 65 0. 13 0 0. 82 3 4 13 .4 1. 16 2. 40 1 9 0 72 4 41 .3 2 32 60 65 62 96 97 .5 54 0. 33 8 0. 68 0 5 13 .4 1. 29 2. 71 1 0 72 13 2 62 .8 6 25 56 10 03 0 63 20 .2 73 0. 21 1 0. 82 8 6 13 .4 1. 12 2. 28 1 7 0 37 9 49 .5 5 29 03 61 07 80 72 .5 35 0. 37 2 0. 78 3 7 13 .4 1. 06 2. 14 1 6 0 37 1 41 .3 2 31 67 50 84 96 11 5 .7 18 0. 42 6 0. 68 4 8 13 .4 1. 17 2. 41 1 9 0 37 5 62 .8 6 26 71 77 58 63 39 .3 77 0. 29 8 0. 86 6 9 13 .4 1. 22 2. 54 1 0 36 11 1 98 .5 1 24 96 12 08 0 40 6 .2 18 0. 19 5 0. 94 5 10 13 .4 1 0 1. 27 2. 67 36 12 7 26 9. 25 24 61 33 08 9 15 -2 5 .0 74 0. 06 9 0. 92 2 11 13 .4 1 8 0 1. 14 2. 33 11 5 98 .5 1 25 88 95 57 40 19 .2 89 0. 23 3 0. 86 0 12 13 .4 1 4 0 1. 00 2. 00 11 2 41 .3 2 28 72 39 96 96 11 3 .8 64 0. 54 6 0. 75 9 13 13 .4 1 4 0 1. 02 2. 05 11 9 49 .5 5 30 96 47 94 80 92 .7 53 0. 47 9 0. 74 2 14 13 .4 1 0 1. 18 2. 45 11 10 0 26 9. 25 29 98 26 16 4 15 -1 0 .1 14 0. 09 2 0. 80 2 15 13 .4 1 6 0 1. 09 2. 20 10 9 62 .8 6 26 01 60 27 63 48 .4 87 0. 39 6 0. 91 8 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 22 8 T ab el a P 2. 2. E ks p er im en ta ln a is p it iv an ja s u še n ja v od en e su sp en zi je C in eb a n a la b or at or ijs ko m u re Āa ju ( D c= 72 m m ) P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 0. 83 5 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 60 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 1. 04 m 2 O gl ed x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 67 1 11 82 .1 0. 72 14 .3 0 1. 19 2. 42 13 7 78 35 .8 7 21 38 44 20 11 7. 99 72 .7 3 0. 56 9 0. 56 5 1. 16 7 2 0. 67 1 11 82 .1 0. 98 14 .3 0 1. 10 2. 21 13 6 51 26 .1 6 22 41 31 91 16 1. 81 12 7. 10 0. 86 9 0. 78 2 1. 11 3 3 0. 67 1 11 82 .1 1. 04 14 .3 0 1. 19 2. 42 17 8 77 24 .5 9 25 08 40 47 17 2. 17 14 7. 50 0. 72 8 0. 57 2 0. 92 3 4 0. 71 4 11 26 .8 1. 35 14 .6 2 1. 19 2. 42 18 4 71 5. 4 18 .2 1 20 78 31 07 23 7. 63 17 0. 98 0. 80 9 0. 76 7 1. 14 7 5 0. 73 5 10 99 .9 1. 62 14 .6 2 1. 17 2. 37 19 2 65 6. 7 14 .8 2 18 98 26 46 29 2. 13 20 3. 38 0. 88 1 0. 87 6 1. 22 1 6 0. 71 9 11 20 .8 1. 62 14 .6 2 1. 17 2. 37 20 0 65 15 .1 1 20 58 28 20 28 6. 53 21 5. 78 0. 88 5 0. 82 8 1. 13 4 7 0. 69 0 11 57 .8 2. 40 16 .0 8 1. 33 2. 71 23 5 77 2. 0 11 .7 1 18 73 26 01 40 6. 73 27 0. 60 0. 86 5 0. 90 3 1. 25 4 8 0. 64 5 12 15 .3 2. 75 14 .3 0 1. 12 2. 27 24 3 59 9. 72 18 04 22 35 43 5. 51 29 4. 55 0. 97 9 1. 05 1 1. 30 2 9 0. 67 1 11 82 .1 1. 97 14 .3 0 1. 10 2. 21 17 8 52 13 .0 2 16 53 21 39 32 5. 21 20 5. 32 0. 98 5 1. 08 4 1. 40 3 10 0. 69 0 11 57 .8 1. 27 20 .7 0 1. 68 3. 41 12 6 69 2. 2 28 .5 9 16 50 32 14 21 4. 46 11 9. 50 0. 63 8 0. 73 5 1. 43 2 11 0. 69 0 11 57 .8 1. 45 21 .0 4 1. 74 3. 55 15 5 77 1. 2 25 .2 8 20 04 35 82 24 6. 42 16 6. 98 0. 67 3 0. 66 4 1. 18 8 12 0. 69 0 11 57 .8 2. 16 20 .8 7 1. 80 3. 69 19 7 91 1. 3 16 .8 9 18 24 31 13 36 6. 06 22 4. 59 0. 70 4 0. 75 1 1. 28 2 13 0. 69 0 11 57 .8 2. 75 20 .8 7 1. 68 3. 42 19 7 68 1. 9 13 .2 5 17 31 24 35 46 6. 54 29 9. 32 0. 87 8 0. 95 2 1. 33 9 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 22 9 T ab el a P 2. 3. E ks p er im en ta ln a is p it iv an ja s a d oz ir an je m t eÿn e fa ze v od e n a u ve ýan om la b or at or ijs ko m u re Āa ju ( D c= 21 5 m m ) P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 0. 92 5 m m ( fr ak ci ja 0 .6 5- 1. 20 m m ) St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 80 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 11 .3 0 m 2 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ) ge T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 25 2. 5 1. 97 5. 01 29 1. 5 11 3. 5 16 .6 1 29 97 46 55 50 5 50 5 0. 72 5 0. 51 6 0. 80 1 2 25 1. 6 1. 96 5. 02 28 8. 5 11 5. 0 15 .6 1 27 47 43 30 53 5 47 3 0. 71 8 0. 57 6 0. 90 9 3 25 2. 4 1. 96 4. 96 28 9. 0 11 0. 0 14 .8 6 26 96 41 26 56 4 54 8 0. 74 2 0. 53 8 0. 82 3 4 25 3. 3 1. 97 4. 81 28 8. 5 99 .0 13 .9 0 26 65 38 47 60 5 60 0 0. 79 1 0. 57 6 0. 83 1 5 25 6. 8 2. 00 4. 80 28 5. 5 94 .0 13 .2 4 25 66 36 24 64 4 61 8 0. 81 2 0. 61 5 0. 86 9 6 26 0. 9 2. 03 4. 65 28 4. 0 79 .5 12 .7 2 26 28 34 57 68 1 68 6 0. 87 6 0. 65 4 0. 86 0 7 26 3. 9 2. 05 4. 65 28 3. 5 76 .0 12 .3 9 25 97 33 60 70 7 70 7 0. 89 2 0. 67 6 0. 87 5 8 26 6. 0 2. 07 4. 59 28 3. 5 70 .0 12 .0 0 25 86 32 52 73 6 73 2 0. 92 0 0. 71 1 0. 89 4 9 26 6. 2 2. 07 4. 68 29 8. 0 75 .5 11 .8 8 26 68 33 94 74 4 75 3 0. 90 3 0. 68 4 0. 87 0 10 25 9. 9 2. 02 4. 77 29 9. 5 88 .5 12 .3 0 26 24 35 38 70 2 67 3 0. 84 9 0. 66 0 0. 89 0 11 26 0. 4 2. 03 4. 82 30 5. 0 91 .5 12 .7 2 27 47 37 32 68 0 68 2 0. 83 9 0. 62 2 0. 84 5 12 25 4. 6 1. 98 4. 85 30 7. 5 10 0. 0 12 .8 3 26 95 37 99 65 9 64 3 0. 80 7 0. 60 2 0. 84 9 13 25 8. 1 2. 01 4. 95 30 7. 5 10 2. 5 13 .2 3 27 45 39 17 64 8 64 3 0. 79 5 0. 58 2 0. 83 0 14 24 9. 8 1. 94 4. 84 30 8. 0 10 5. 5 13 .1 7 27 00 39 07 63 0 61 5 0. 78 4 0. 57 8 0. 83 6 15 25 2. 9 1. 97 5. 01 30 9. 0 11 2. 5 13 .9 7 27 83 41 63 60 1 59 6 0. 75 5 0. 54 0 0. 80 9 16 24 9. 4 1. 94 4. 98 30 9. 0 11 5. 5 14 .3 7 28 19 42 84 57 6 57 6 0. 74 2 0. 52 3 0. 79 5 17 28 1. 6 2. 19 4. 85 23 3. 0 69 .5 16 .2 2 26 77 35 69 57 6 61 3 0. 87 6 0. 62 3 0. 83 0 18 28 5. 1 2. 22 4. 98 22 8. 5 73 .5 17 .2 0 26 92 37 08 55 0 58 4 0. 84 6 0. 59 7 0. 82 2 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 0 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 19 28 2. 8 2. 20 4. 96 22 7. 5 74 .5 18 .0 1 27 82 38 64 52 1 54 3 0. 83 6 0. 60 5 0. 84 0 20 27 8. 1 2. 16 5. 18 23 8. 0 93 .0 19 .0 7 27 97 43 01 48 4 48 5 0. 74 5 0. 54 1 0. 83 2 21 26 5. 7 2. 07 5. 03 23 7. 0 98 .0 19 .8 6 27 93 44 61 44 4 43 7 0. 71 6 0. 52 1 0. 83 2 22 26 5. 2 2. 06 5. 19 24 3. 5 10 9. 0 21 .6 3 29 47 50 07 40 7 41 7 0. 66 5 0. 45 4 0. 77 2 23 25 0. 5 1. 95 4. 98 24 6. 0 11 4. 0 21 .9 1 29 32 51 31 38 0 38 1 0. 64 4 0. 44 1 0. 77 2 24 26 5. 0 2. 06 4. 89 24 8. 0 90 .5 15 .9 1 25 34 37 49 55 3 52 5 0. 78 2 0. 59 5 0. 88 1 25 26 5. 0 2. 06 5. 16 24 7. 0 10 7. 1 19 .2 7 27 31 45 28 45 7 44 7 0. 68 7 0. 49 0 0. 81 2 26 26 5. 0 2. 06 4. 85 24 6. 0 87 .6 16 .6 6 26 67 38 90 52 8 52 1 0. 79 1 0. 58 7 0. 85 6 27 26 5. 0 2. 06 4. 62 24 5. 0 72 .9 14 .6 0 25 37 33 91 60 3 59 8 0. 87 4 0. 66 0 0. 88 2 28 26 5. 0 2. 06 4. 53 24 5. 0 67 .1 13 .6 1 24 43 31 59 64 7 61 4 0. 90 9 0. 72 5 0. 93 7 29 20 0. 0 1. 56 3. 79 22 2. 5 98 .8 21 .8 4 27 35 45 87 30 4 28 3 0. 68 2 0. 50 8 0. 85 1 30 20 0. 0 1. 56 3. 68 22 0. 0 89 .5 20 .2 0 26 65 41 87 32 9 30 6 0. 73 5 0. 56 0 0. 87 9 31 20 0. 0 1. 56 3. 60 21 8. 0 82 .5 19 .2 3 26 33 39 45 34 5 33 6 0. 77 6 0. 57 3 0. 85 8 32 20 0. 0 1. 56 3. 29 21 8. 0 55 .5 15 .0 9 24 72 30 88 44 0 43 2 0. 95 3 0. 74 0 0. 92 5 33 20 0. 0 1. 56 3. 33 21 8. 0 59 .5 15 .5 7 24 89 31 88 42 6 41 3 0. 92 7 0. 72 3 0. 92 5 34 20 0. 0 1. 56 3. 43 21 7. 5 67 .5 17 .1 2 25 91 34 98 38 8 37 2 0. 87 1 0. 67 8 0. 91 5 35 20 0. 0 1. 56 3. 49 21 7. 0 73 .5 17 .8 1 25 81 36 33 37 3 35 1 0. 83 3 0. 65 0 0. 91 5 36 22 2. 5 1. 73 3. 84 20 3. 0 69 .5 19 .3 2 26 03 36 66 38 2 37 1 0. 83 6 0. 63 9 0. 90 0 37 22 2. 5 1. 73 3. 67 20 3. 0 56 .5 16 .5 3 24 41 31 32 44 7 42 4 0. 93 3 0. 74 3 0. 95 3 38 22 0. 0 1. 71 4. 04 20 3. 0 88 .8 23 .1 9 26 79 44 08 31 5 29 5 0. 70 2 0. 53 0 0. 87 3 39 22 0. 0 1. 71 4. 16 20 3. 0 97 .8 25 .7 8 27 46 49 04 28 3 26 0 0. 64 0 0. 48 3 0. 86 3 40 22 0. 0 1. 71 4. 25 20 3. 0 10 5. 0 28 .4 0 28 19 54 07 25 7 24 2 0. 59 0 0. 42 3 0. 81 1 41 22 2. 5 1. 73 3. 73 20 3. 0 61 .5 17 .5 5 25 05 33 28 42 1 41 5 0. 89 5 0. 68 0 0. 90 3 42 22 0. 0 1. 71 3. 90 20 2. 5 78 .0 20 .9 9 26 39 39 75 34 8 34 6 0. 77 5 0. 56 4 0. 85 0 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 1 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ) ge T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 43 25 0. 0 1. 95 4. 85 20 0. 0 10 6. 0 30 .0 2 28 59 56 26 27 7 25 9 0. 57 3 0. 41 9 0. 82 5 44 26 0. 0 2. 02 4. 73 20 0. 0 86 .0 19 .4 3 22 38 36 33 44 4 35 8 0. 72 7 0. 63 7 1. 03 4 45 25 0. 0 1. 95 4. 72 19 9. 0 97 .5 27 .0 6 27 79 50 39 30 7 30 2 0. 62 9 0. 44 5 0. 80 6 46 25 0. 0 1. 95 4. 61 19 8. 0 90 .0 25 .1 4 27 46 46 53 33 0 32 3 0. 67 9 0. 49 3 0. 83 6 47 25 0. 0 1. 95 4. 52 19 7. 0 84 .0 23 .6 6 27 02 43 52 35 1 34 9 0. 71 9 0. 52 0 0. 83 8 48 25 0. 0 1. 95 4. 43 19 7. 0 77 .5 21 .7 9 26 29 40 04 38 1 37 4 0. 76 7 0. 57 0 0. 86 9 49 25 0. 0 1. 95 4. 30 19 5. 5 68 .5 19 .9 2 25 52 36 28 41 7 40 5 0. 83 1 0. 63 4 0. 90 1 50 25 0. 0 1. 95 4. 20 19 4. 5 61 .8 18 .9 2 25 33 34 25 43 9 42 9 0. 88 0 0. 67 6 0. 91 5 51 27 5. 0 2. 14 5. 39 19 1. 0 10 9. 5 35 .1 2 29 01 62 64 26 0 24 4 0. 51 8 0. 37 4 0. 80 7 52 27 5. 0 2. 14 5. 26 19 0. 5 10 1. 5 30 .5 9 27 56 54 35 29 9 27 5 0. 57 5 0. 43 4 0. 85 5 53 27 5. 0 2. 14 5. 14 19 0. 5 94 .5 28 .2 5 27 43 50 15 32 3 31 9 0. 62 5 0. 44 5 0. 81 3 54 27 7. 0 2. 16 5. 07 18 8. 0 87 .5 26 .4 3 26 85 46 22 34 8 34 2 0. 67 0 0. 48 7 0. 83 9 55 28 0. 0 2. 18 5. 00 18 7. 5 80 .0 24 .3 1 26 40 42 36 38 2 37 6 0. 72 6 0. 53 6 0. 86 0 56 28 0. 0 2. 18 4. 92 18 7. 0 75 .0 23 .2 3 26 27 40 34 40 0 39 5 0. 76 3 0. 56 8 0. 87 2 57 28 0. 0 2. 18 4. 80 18 6. 5 67 .5 21 .3 2 25 60 36 90 43 6 42 5 0. 82 1 0. 62 6 0. 90 2 58 28 8. 0 2. 24 5. 28 18 3. 0 88 .0 25 .3 7 24 37 43 09 37 7 32 6 0. 65 8 0. 53 9 0. 95 3 59 28 7. 5 2. 24 5. 50 18 2. 5 10 1. 5 33 .5 2 27 49 56 85 28 5 26 1 0. 54 6 0. 41 2 0. 85 2 60 31 2. 0 2. 43 5. 63 18 2. 0 83 .5 28 .7 4 28 61 48 51 36 0 37 9 0. 67 8 0. 47 2 0. 80 0 61 31 1. 5 2. 42 5. 42 18 2. 0 72 .0 24 .2 5 26 93 40 89 42 6 44 3 0. 77 2 0. 55 1 0. 83 6 62 28 5. 0 2. 22 5. 25 18 2. 0 90 .0 24 .9 2 23 19 42 09 38 0 31 2 0. 64 3 0. 54 7 0. 99 2 63 28 7. 5 2. 24 5. 59 18 1. 5 10 6. 8 36 .3 3 27 51 61 28 26 3 23 6 0. 50 4 0. 38 0 0. 84 7 64 28 7. 5 2. 24 5. 38 18 0. 0 94 .5 30 .5 7 26 44 51 03 31 2 28 9 0. 59 2 0. 44 8 0. 86 4 65 31 5. 0 2. 45 5. 23 17 9. 0 58 .0 21 .9 1 26 74 36 24 47 7 51 5 0. 87 8 0. 61 8 0. 83 7 66 29 7. 5 2. 32 5. 45 17 9. 0 87 .8 29 .3 1 27 04 48 59 33 7 33 0 0. 64 0 0. 46 7 0. 84 0 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 2 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 67 28 5. 0 2. 22 5. 09 17 9. 0 80 .0 24 .5 7 24 57 40 70 38 5 33 9 0. 70 8 0. 58 1 0. 96 3 68 29 7. 5 2. 32 5. 32 17 8. 0 80 .8 27 .0 0 26 52 44 45 36 6 35 7 0. 69 3 0. 51 5 0. 86 3 69 31 2. 5 2. 43 5. 40 17 8. 0 70 .0 26 .6 5 29 05 43 85 38 9 42 8 0. 77 1 0. 52 7 0. 79 5 70 30 0. 0 2. 34 5. 16 17 7. 5 68 .5 23 .6 6 26 03 38 81 42 1 41 6 0. 79 2 0. 59 5 0. 88 7 71 29 7. 5 2. 32 5. 21 17 7. 5 74 .0 25 .2 0 26 33 41 34 39 2 38 2 0. 74 6 0. 56 5 0. 88 7 72 31 0. 0 2. 41 5. 51 17 6. 0 78 .5 30 .1 7 29 71 49 06 34 1 36 9 0. 69 6 0. 47 7 0. 78 7 73 31 0. 0 2. 41 5. 59 17 6. 0 83 .0 32 .3 9 30 44 52 70 31 8 34 9 0. 65 9 0. 44 1 0. 76 4 74 31 0. 0 2. 41 5. 64 17 5. 0 86 .0 36 .1 3 32 50 58 43 28 5 33 2 0. 62 7 0. 39 6 0. 71 2 75 31 0. 0 2. 41 5. 31 17 5. 0 67 .5 24 .9 4 27 06 40 27 41 3 42 7 0. 79 0 0. 57 2 0. 85 1 76 32 0. 0 2. 49 5. 81 17 5. 0 85 .0 28 .4 0 25 83 45 92 37 4 35 1 0. 65 1 0. 50 0 0. 88 8 77 31 2. 0 2. 43 5. 35 17 2. 0 68 .0 24 .6 8 25 90 39 09 42 0 40 8 0. 78 3 0. 59 9 0. 90 4 78 31 2. 0 2. 43 5. 64 16 1. 0 84 .0 36 .3 6 28 30 53 65 28 5 29 0 0. 60 2 0. 42 8 0. 81 2 79 31 5. 0 2. 45 5. 64 14 8. 0 81 .0 36 .7 1 24 85 49 33 28 5 25 0 0. 58 2 0. 47 5 0. 94 2 80 31 1. 0 2. 42 5. 43 13 9. 0 73 .5 46 .3 4 30 64 58 01 22 3 25 0 0. 59 9 0. 39 6 0. 75 0 81 31 1. 0 2. 42 5. 37 13 2. 0 70 .0 47 .8 1 29 92 56 46 21 6 23 8 0. 60 3 0. 40 9 0. 77 1 82 32 0. 0 2. 49 5. 58 12 1. 0 73 .0 59 .0 5 28 62 63 19 18 0 18 3 0. 50 8 0. 36 8 0. 81 3 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 94 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 95 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 6. 66 m 2 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ) ge T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 83 22 0. 0 2. 14 2. 24 20 1. 5 99 .0 34 .3 4 35 62 63 07 20 9 23 9 0. 61 5 0. 39 6 0. 70 1 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 3 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 84 22 0. 0 2. 15 2. 25 25 4. 5 10 0. 5 22 .9 3 35 74 54 43 31 3 40 4 0. 72 2 0. 41 5 0. 63 2 85 22 0. 0 2. 15 2. 25 30 5. 5 10 0. 5 15 .5 4 32 25 44 91 46 2 54 7 0. 79 5 0. 50 2 0. 69 9 86 22 0. 0 2. 15 2. 25 35 1. 0 10 0. 5 12 .5 4 31 79 42 00 57 2 67 5 0. 83 5 0. 53 7 0. 71 0 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 94 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 12 2 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 8. 54 m 2 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ) ge T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 87 25 1. 0 2. 53 2. 63 25 0. 0 10 6. 8 23 .4 8 34 08 55 91 35 5 42 7 0. 68 2 0. 40 3 0. 66 2 88 25 1. 0 2. 49 2. 59 25 3. 8 10 0. 0 20 .7 5 32 29 50 14 40 2 42 8 0. 72 6 0. 49 8 0. 77 3 89 25 1. 0 2. 42 2. 53 26 0. 5 89 .7 18 .0 3 31 13 44 75 46 2 53 9 0. 79 0 0. 50 0 0. 71 9 90 23 1. 4 2. 15 2. 26 25 5. 1 76 .2 15 .3 4 27 72 37 20 50 1 53 3 0. 86 1 0. 60 7 0. 81 4 91 23 3. 1 2. 10 2. 23 25 5. 1 66 .5 14 .0 7 26 77 34 07 55 0 57 4 0. 91 4 0. 67 0 0. 85 3 92 23 4. 8 2. 02 2. 17 25 5. 1 51 .0 12 .5 0 25 71 30 25 62 4 63 9 0. 99 9 0. 76 7 0. 90 2 93 22 0. 4 2. 20 2. 29 30 9. 8 10 2. 9 13 .3 7 28 00 39 90 54 8 53 7 0. 79 5 0. 58 8 0. 83 7 94 21 8. 0 2. 10 2. 20 30 9. 0 90 .2 11 .9 9 26 52 35 63 60 4 57 0 0. 85 0 0. 66 9 0. 89 8 95 22 1. 0 2. 08 2. 18 30 6. 6 80 .9 11 .6 0 26 44 34 16 63 3 64 1 0. 88 7 0. 65 8 0. 85 0 96 22 0. 4 2. 01 2. 13 30 8. 3 70 .1 10 .7 5 25 85 31 82 68 1 68 3 0. 93 4 0. 71 7 0. 88 3 97 22 1. 0 1. 94 2. 07 30 7. 3 56 .9 10 .0 2 25 29 29 52 73 3 73 4 0. 99 1 0. 78 2 0. 91 2 98 22 1. 6 1. 88 2. 02 30 5. 7 46 .6 9. 51 24 82 27 85 77 4 77 0 1. 03 5 0. 83 9 0. 94 1 99 23 2. 0 2. 31 2. 40 20 5. 9 10 1. 8 34 .2 2 36 06 66 13 22 5 26 9 0. 60 5 0. 35 8 0. 65 7 10 0 23 0. 8 2. 23 2. 33 20 5. 6 90 .1 27 .8 6 32 54 53 70 27 5 30 7 0. 68 6 0. 44 6 0. 73 5 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 4 O gl ed V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 10 1 23 4. 2 2. 18 2. 30 19 6. 2 77 .9 24 .9 6 29 82 45 67 31 2 34 9 0. 75 2 0. 49 3 0. 75 5 10 2 23 4. 2 2. 13 2. 25 20 5. 4 68 .9 22 .4 8 30 95 43 18 34 6 41 0 0. 82 9 0. 52 9 0. 73 8 10 3 23 7. 0 2. 07 2. 21 20 4. 8 56 .2 19 .7 3 29 54 37 74 39 9 46 2 0. 91 8 0. 61 4 0. 78 4 10 4 23 8. 7 2. 00 2. 16 20 5. 0 42 .8 17 .2 2 28 15 32 97 46 0 52 0 1. 01 5 0. 70 9 0. 83 1 10 5 20 9. 4 2. 09 2. 17 35 8. 2 10 1. 8 10 .2 5 26 61 35 62 67 8 63 2 0. 84 3 0. 66 5 0. 89 1 10 6 21 1. 9 2. 05 2. 14 35 7. 4 91 .2 9. 61 25 88 33 29 73 2 67 2 0. 88 1 0. 72 2 0. 92 8 10 7 21 7. 4 2. 02 2. 13 35 8. 9 76 .1 9. 02 25 75 31 31 80 1 80 3 0. 93 5 0. 71 9 0. 87 5 10 8 21 5. 6 1. 94 2. 06 35 8. 0 65 .7 8. 46 24 95 29 28 84 6 83 1 0. 97 2 0. 77 9 0. 91 4 10 9 21 6. 8 1. 89 2. 02 35 8. 9 54 .7 8. 11 24 88 28 13 88 7 87 6 1. 01 1 0. 82 5 0. 93 3 11 0 21 9. 2 1. 86 2. 00 35 9. 3 45 .7 7. 27 22 98 25 23 10 01 92 1 1. 04 7 0. 93 0 1. 02 1 11 1 24 0. 3 2. 41 2. 50 15 2. 4 10 5. 1 11 6. 01 55 57 16 13 8 69 11 0 0. 35 7 0. 14 7 0. 42 7 11 2 24 0. 3 2. 33 2. 43 15 2. 1 91 .5 61 .0 6 37 42 84 66 13 1 15 6 0. 48 1 0. 28 3 0. 64 0 11 3 24 3. 0 2. 28 2. 40 15 3. 1 80 .2 45 .1 2 33 23 62 94 17 9 21 5 0. 59 2 0. 35 6 0. 67 5 11 4 24 3. 0 2. 21 2. 34 15 3. 7 70 .1 36 .8 9 31 12 51 63 21 9 25 4 0. 69 2 0. 44 2 0. 73 2 11 5 24 6. 2 2. 16 2. 31 15 3. 1 57 .6 30 .7 9 29 64 42 87 26 6 30 4 0. 81 2 0. 53 9 0. 77 9 11 6 24 7. 8 2. 08 2. 24 15 2. 0 42 .8 25 .3 4 27 88 34 98 32 5 36 2 0. 96 4 0. 66 8 0. 83 8 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 5 T ab el a P 2. 4. E ks p er im en ta ln a is p it iv an ja s u še n ja v od en ih s u sp en zi ja n a u ve ýan om la b or at or ijs ko m u re Āa ju ( D c= 21 5 m m ) P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 94 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 12 2 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 8. 54 m 2 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ) ge m /s m F UU (T ) ge T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W ex p H 2O , kg /m 2 h W ca l H 2O , kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 70 0 12 00 .0 21 4. 30 29 .9 3 2. 10 2. 19 96 .3 30 8. 9 0. 56 3 12 .3 32 26 53 .4 4 36 67 .2 8 57 7. 04 55 3. 34 0. 82 5 0. 61 8 0. 85 4 2 0. 70 0 12 00 .0 21 1. 90 37 .9 2 1. 96 2. 07 76 .0 30 5. 6 0. 58 3 9. 62 4 22 31 .3 8 28 24 .2 1 73 1. 14 60 8. 12 0. 91 7 0. 82 2 1. 04 0 3 0. 70 0 12 00 .0 20 8. 10 37 .9 1 1. 89 2. 00 68 .4 31 0. 9 0. 70 4 9. 45 5 23 13 .7 4 28 23 .2 4 73 0. 91 63 8. 18 0. 95 0 0. 82 9 1. 01 1 4 0. 70 0 12 00 .0 21 4. 30 35 .4 8 1. 89 2. 02 59 .6 30 6. 7 0. 51 8 10 .4 01 25 91 .9 9 30 59 .8 3 68 4. 17 67 8. 73 0. 97 7 0. 77 2 0. 91 1 5 0. 70 0 12 00 .0 21 6. 20 30 .8 4 1. 88 2. 01 53 .6 25 7. 4 0. 52 5 12 .0 74 24 80 .6 5 29 50 .4 9 59 4. 59 56 7. 19 0. 98 9 0. 80 5 0. 95 8 6 0. 70 0 12 00 .0 20 6. 90 27 .6 6 1. 92 2. 03 76 .8 26 3. 4 1. 94 2 12 .8 83 24 27 .6 7 32 31 .6 9 53 3. 31 47 8. 50 0. 87 5 0. 71 7 0. 95 5 7 0. 70 0 12 00 .0 21 7. 40 26 .2 2 1. 97 2. 09 67 .9 26 0. 6 0. 53 3 14 .2 80 27 76 .8 5 35 39 .1 5 50 5. 55 52 8. 23 0. 90 8 0. 66 1 0. 84 3 8 0. 70 0 12 00 .0 21 3. 70 23 .5 2 2. 05 2. 15 88 .3 26 1. 9 0. 60 1 15 .6 48 27 46 .3 6 39 05 .9 7 45 3. 49 45 1. 35 0. 80 7 0. 58 6 0. 83 3 9 0. 70 0 12 00 .0 21 3. 10 23 .0 5 2. 11 2. 20 99 .8 26 4. 1 0. 87 7 15 .9 21 26 47 .7 8 40 14 .3 7 44 4. 47 41 6. 38 0. 75 5 0. 56 2 0. 85 3 10 0. 70 0 12 00 .0 21 3. 10 26 .2 4 1. 88 2. 00 58 .9 26 2. 0 0. 72 2 13 .9 85 28 64 .2 6 34 83 .3 7 50 6. 01 55 3. 30 0. 95 3 0. 67 8 0. 82 5 11 0. 70 0 12 00 .0 19 3. 10 36 .2 5 1. 91 1. 99 99 .8 36 7. 5 0. 51 4 9. 17 4 24 85 .8 1 32 73 .2 4 69 8. 98 62 7. 78 0. 85 9 0. 69 0 0. 90 8 12 0. 70 0 12 00 .0 19 9. 80 34 .3 9 1. 93 2. 02 90 .6 36 6. 0 0. 61 1 10 .0 05 27 86 .4 0 35 51 .3 0 66 3. 11 67 8. 99 0. 88 4 0. 64 3 0. 81 9 13 0. 70 0 12 00 .0 20 1. 70 42 .0 5 1. 89 1. 99 79 .1 36 2. 4 0. 56 4 8. 26 2 23 64 .1 0 28 99 .0 1 81 0. 73 71 5. 12 0. 93 0 0. 79 8 0. 97 8 14 0. 70 0 12 00 .0 20 7. 50 43 .9 3 1. 88 1. 99 68 .4 36 1. 6 0. 61 4 8. 13 5 24 06 .9 2 28 45 .2 9 84 7. 06 77 2. 92 0. 96 6 0. 82 2 0. 97 2 15 0. 70 0 12 00 .0 20 1. 70 29 .6 6 1. 94 2. 03 89 .4 30 8. 5 11 .7 11 25 93 .9 8 34 74 .6 6 57 1. 95 54 0. 95 0. 85 4 0. 65 8 0. 88 1 16 C aC O 3 0. 70 0 12 00 .0 31 .4 0 20 5. 60 1. 95 2. 05 30 9. 9 84 .7 11 .2 76 25 66 .5 5 33 60 .2 2 60 5. 50 57 1. 76 0. 87 5 0. 68 4 0. 89 5 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 6 p P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 2 m m 0 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 8 U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A = 8. 42 m 2 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg /k g H 2O SU S 3 3 U SU S kg / m G SU S kg /h V 0 m /h U (T ge ) m /s m F U (T ) U va z H 2O H 2O H 2O 2 je d n aþi n a (3 .9 ) T E D ge T gi qC T ge qC x f % SV kg /k g q kJ /k g q’ kJ /k g W H 2O ,ex kg /m hp W H 2O ,ca l kg /m 2 h K K K 17 0. 65 6 11 30 .0 26 1. 34 34 .9 6 2. 39 2. 99 26 9. 0 83 .5 0. 70 0 13 .2 48 24 83 .3 3 32 66 .4 8 63 1. 59 59 0. 86 0. 85 0 0. 70 4 0. 92 7 18 0. 65 6 11 30 .0 24 8. 27 31 .3 8 2. 34 2. 91 27 2. 0 93 .5 0. 71 0 14 .0 23 25 31 .8 7 35 03 .4 8 56 6. 86 53 0. 70 0. 80 3 0. 64 9 0. 89 8 19 0. 69 0 11 30 .0 28 9. 27 23 .4 3 2. 61 3. 27 19 6. 0 79 .0 0. 79 0 20 .8 07 24 58 .9 8 35 93 .8 9 44 5. 12 41 0. 62 0. 76 7 0. 64 4 0. 94 1 20 0. 65 7 11 30 .0 29 4. 62 21 .6 7 2. 75 3. 43 19 4. 5 91 .0 0. 70 0 24 .0 66 25 18 .8 9 41 25 .1 3 39 1. 96 35 9. 82 0. 67 5 0. 55 3 0. 90 6 21 0. 53 6 11 30 .0 27 4. 12 20 .3 8 2. 65 3. 30 19 1. 0 10 3. 0 0. 60 0 29 .1 79 26 00 .0 3 49 04 .6 0 30 0. 78 27 0. 10 0. 57 6 0. 45 8 0. 86 5 22 0. 52 8 11 30 .0 26 8. 47 19 .4 9 2. 65 3. 29 19 7. 0 11 1. 0 0. 59 0 30 .3 27 26 43 .4 3 52 86 .8 7 28 3. 43 25 2. 03 0. 54 0 0. 42 1 0. 84 2 23 0. 51 3 11 30 .0 25 8. 37 16 .5 0 2. 61 3. 25 19 5. 5 12 0. 5 0. 79 0 35 .4 58 26 98 .5 8 61 34 .7 6 23 3. 30 20 0. 44 0. 46 9 0. 35 8 0. 81 5 24 0. 52 1 11 30 .0 24 6. 79 38 .0 6 2. 25 2. 81 25 2. 0 81 .5 0. 70 0 14 .4 74 24 93 .1 9 33 19 .3 7 54 5. 93 50 7. 85 0. 84 1 0. 69 5 0. 92 5 25 0. 52 1 11 30 .0 25 6. 59 36 .1 2 2. 41 3. 00 25 1. 5 92 .5 0. 69 0 15 .8 56 25 49 .9 2 36 32 .4 3 51 8. 11 48 2. 95 0. 78 0 0. 62 7 0. 89 3 26 0. 52 1 11 30 .0 23 9. 95 31 .3 9 2. 31 2. 88 25 2. 5 10 2. 0 0. 70 0 17 .0 59 25 99 .3 7 39 29 .2 7 45 0. 35 41 7. 70 0. 73 1 0. 57 3 0. 86 6 27 0. 67 3 11 30 .0 24 4. 11 22 .2 0 2. 41 3. 00 24 8. 0 11 2. 0 0. 69 0 18 .9 93 26 18 .2 9 42 93 .2 2 41 1. 51 37 9. 54 0. 66 9 0. 51 8 0. 84 9 28 0. 67 3 11 30 .0 24 5. 60 20 .6 0 2. 49 3. 09 24 9. 0 12 1. 5 0. 59 0 20 .5 98 26 65 .3 1 46 82 .5 8 38 1. 77 34 9. 77 0. 62 1 0. 46 9 0. 82 4 29 0. 67 3 11 30 .0 24 5. 60 37 .8 2 2. 23 2. 78 29 7. 5 80 .0 0. 70 0 11 .2 17 24 64 .6 0 30 87 .8 3 70 1. 00 65 6. 48 0. 89 1 0. 74 8 0. 93 7 30 0. 54 6 11 30 .0 22 6. 00 40 .3 2 2. 12 2. 64 30 2. 0 91 .5 0. 70 0 11 .9 30 25 39 .6 7 33 41 .9 8 60 6. 53 56 8. 88 0. 84 3 0. 68 2 0. 89 8 31 0. 66 7 11 30 .0 23 6. 98 33 .2 3 2. 27 2. 83 30 3. 5 10 0. 0 0. 70 0 12 .4 36 25 61 .7 2 35 05 .8 5 61 0. 11 57 4. 58 0. 80 8 0. 64 4 0. 88 1 32 0. 66 7 11 30 .0 23 6. 39 30 .6 1 2. 34 2. 91 30 4. 5 11 2. 5 0. 70 0 13 .4 69 26 21 .6 2 38 16 .3 7 56 1. 91 52 9. 44 0. 75 6 0. 58 2 0. 84 8 33 C aC O 3 0. 66 7 11 30 .0 29 .3 9 24 5. 30 2. 48 3. 09 30 2. 0 12 1. 5 0. 59 0 14 .5 55 26 66 .3 2 40 91 .8 1 53 9. 59 50 8. 71 0. 71 4 0. 53 7 0. 82 4 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 7 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d = 0. 92 5 m m ( fr ak ci ja 0 .6 5- 1. 20 m m ) p St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H = 10 0 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 14 .1 3 m 2 O gl ed S us pe nz ija x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ) ge m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W ex p H 2O , kg /m 2 h W ca l H 2O , kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 76 8 10 58 .1 26 5. 00 19 .4 3 2. 43 4. 61 16 9. 0 72 .0 21 .4 14 20 96 .8 3 33 28 .9 8 41 0. 94 31 5. 76 0. 76 1 0. 70 0 1. 11 2 2 0. 76 8 10 58 .1 21 0. 00 12 .9 9 2. 08 4. 00 18 6. 0 10 0. 0 25 .3 68 22 08 .3 3 43 90 .9 8 27 4. 89 20 1. 38 0. 58 4 0. 51 4 1. 02 2 3 0. 76 8 10 58 .1 20 0. 00 16 .6 4 1. 92 3. 66 19 3. 0 88 .0 18 .8 66 20 02 .6 1 33 94 .9 0 35 2. 03 24 5. 55 0. 70 3 0. 67 4 1. 14 3 4 0. 76 8 10 58 .1 27 5. 00 20 .4 2 2. 64 5. 05 19 6. 0 89 .0 21 .1 40 22 86 .9 7 38 68 .6 1 43 1. 98 35 3. 30 0. 69 4 0. 59 1 1. 00 0 5 0. 76 8 10 58 .1 29 0. 00 23 .5 4 2. 65 5. 02 19 2. 0 71 .0 19 .3 42 23 62 .2 8 34 55 .5 7 49 7. 89 43 8. 39 0. 81 3 0. 67 5 0. 98 8 6 0. 76 8 10 58 .1 25 0. 00 22 .8 7 2. 34 4. 45 19 2. 0 79 .0 17 .1 57 19 58 .2 9 30 67 .4 1 48 3. 87 34 4. 12 0. 77 0 0. 75 4 1. 18 1 7 0. 71 7 11 23 .3 23 5. 00 14 .9 0 2. 25 4. 29 19 1. 0 87 .0 26 .5 15 27 87 .4 5 47 17 .2 2 29 4. 31 29 0. 42 0. 68 0 0. 48 6 0. 82 2 8 0. 71 7 11 23 .3 23 5. 00 22 .2 4 2. 12 4. 02 19 2. 0 67 .2 17 .7 68 22 37 .5 1 31 73 .3 9 43 9. 21 36 5. 22 0. 84 7 0. 73 8 1. 04 7 9 0. 71 7 11 22 .8 26 5. 00 21 .1 8 2. 44 4. 62 18 5. 0 73 .0 1. 70 0 21 .0 22 23 76 .9 8 36 07 .9 1 41 8. 60 36 6. 21 0. 78 2 0. 64 5 0. 97 9 10 0. 71 7 11 22 .8 26 5. 00 15 .9 3 2. 58 4. 94 18 5. 0 93 .5 2. 02 0 27 .9 53 25 87 .1 3 48 06 .6 9 31 4. 81 28 3. 79 0. 61 9 0. 47 3 0. 87 9 11 0. 71 7 11 22 .8 27 0. 00 16 .4 6 2. 58 4. 92 18 7. 0 86 .4 2. 58 0 27 .5 71 28 03 .5 8 47 93 .4 0 32 5. 19 32 5. 74 0. 67 2 0. 47 8 0. 81 8 12 0. 72 3 11 15 .4 27 0. 00 17 .6 3 2. 58 4. 92 18 8. 0 86 .5 2. 13 0 25 .5 23 26 18 .5 7 44 63 .1 7 35 1. 29 32 8. 67 0. 67 9 0. 51 4 0. 87 6 13 0. 74 0 10 93 .9 28 0. 00 10 .5 4 2. 85 5. 49 17 5. 0 10 9. 5 3. 58 0 43 .2 76 28 72 .4 4 70 16 .6 5 21 4. 85 19 9. 78 0. 45 3 0. 31 8 0. 77 6 14 0. 74 0 10 93 .9 28 0. 00 12 .3 8 2. 84 5. 48 17 7. 0 10 9. 0 2. 59 0 36 .8 35 25 38 .0 8 60 46 .6 0 25 2. 42 20 8. 63 0. 47 2 0. 36 9 0. 87 9 15 0. 70 5 11 38 .7 20 0. 00 19 .8 2 1. 88 3. 57 19 0. 0 80 .0 1. 01 0 17 .2 56 19 17 .4 1 30 50 .4 3 38 4. 89 26 1. 99 0. 76 0 0. 75 7 1. 20 5 16 0. 70 5 11 38 .7 20 0. 00 19 .8 2 1. 88 3. 57 19 0. 0 80 .0 1. 10 0 17 .2 56 19 17 .4 1 30 50 .4 3 38 4. 89 26 1. 99 0. 76 0 0. 75 7 1. 20 5 17 0. 70 5 11 38 .7 20 0. 00 19 .8 2 1. 88 3. 57 19 0. 0 80 .0 0. 75 0 17 .2 56 19 17 .4 1 30 50 .4 3 38 4. 89 26 1. 99 0. 76 0 0. 75 7 1. 20 5 18 C in eb 0. 70 5 11 38 .7 19 .8 2 20 0. 00 1. 88 3. 57 19 0. 0 80 .0 0. 29 0 17 .2 56 19 17 .4 1 30 50 .4 3 38 4. 89 26 1. 99 0. 76 0 0. 75 7 1. 20 5 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 8 O gl ed S us pe nz ija x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 19 0. 70 5 11 38 .7 20 0. 00 19 .8 2 1. 88 3. 57 19 0. 0 80 .0 0. 80 0 17 .2 56 19 17 .4 1 30 50 .4 3 38 4. 89 26 1. 99 0. 76 0 0. 75 7 1. 20 5 20 0. 70 5 11 38 .7 20 0. 00 17 .7 0 1. 93 3. 69 19 0. 0 90 .0 0. 39 0 19 .3 24 19 53 .9 9 34 19 .4 8 34 3. 68 23 0. 57 0. 68 1 0. 66 8 1. 16 9 21 0. 71 0 11 32 .3 20 0. 00 18 .7 6 1. 90 3. 63 19 0. 0 85 .0 1. 76 0 18 .1 03 19 21 .0 6 32 01 .7 7 36 6. 87 24 6. 30 0. 72 1 0. 71 7 1. 19 6 22 0. 67 9 11 71 .9 25 0. 00 17 .0 5 2. 40 4. 58 18 5. 0 88 .1 0. 50 0 26 .0 33 25 51 .4 9 44 73 .9 9 31 8. 90 28 6. 35 0. 66 1 0. 51 2 0. 89 7 23 0. 67 9 11 71 .9 22 0. 00 17 .7 0 2. 06 3. 93 18 0. 0 80 .0 2. 30 0 22 .0 71 22 29 .5 3 36 78 .7 3 33 1. 00 26 2. 09 0. 71 9 0. 62 8 1. 03 6 24 0. 70 8 11 34 .8 26 0. 00 17 .0 6 2. 51 4. 79 18 7. 0 90 .0 1. 15 0 25 .9 49 25 45 .0 9 45 12 .9 4 33 2. 73 29 8. 17 0. 65 2 0. 50 6 0. 89 7 25 0. 69 3 11 54 .0 26 0. 00 16 .4 3 2. 55 4. 89 19 0. 0 96 .0 27 .5 38 26 19 .0 6 48 75 .9 2 31 3. 53 28 4. 35 0. 61 6 0. 46 5 0. 86 6 26 0. 69 3 11 54 .0 25 5. 00 30 .5 4 2. 48 4. 75 25 4. 0 93 .5 14 .5 27 23 58 .4 9 35 12 .0 2 58 2. 89 49 5. 52 0. 78 0 0. 64 8 0. 96 4 27 0. 70 0 11 45 .0 27 0. 00 25 .4 8 2. 44 4. 62 19 5. 0 67 .0 0. 78 0 18 .2 50 23 57 .1 5 33 14 .7 4 49 1. 28 43 3. 17 0. 84 9 0. 70 7 0. 99 4 28 0. 64 1 12 20 .0 27 5. 00 27 .1 0 2. 64 5. 05 23 0. 0 89 .0 1. 60 0 19 .0 77 27 19 .5 1 41 46 .7 7 47 8. 70 47 0. 89 0. 75 6 0. 55 1 0. 84 1 29 0. 64 1 12 20 .0 26 8. 00 28 .0 0 2. 66 5. 10 24 9. 0 10 0. 0 0. 71 0 17 .9 93 27 13 .8 0 42 61 .9 5 49 4. 60 47 7. 27 0. 72 9 0. 53 0 0. 83 2 30 0. 64 1 12 20 .0 25 0. 00 44 .0 0 2. 56 4. 96 33 8. 0 11 3. 0 0. 72 0 10 .6 81 24 36 .4 2 34 97 .6 2 77 7. 23 67 0. 86 0. 79 1 0. 63 5 0. 91 1 31 C in eb 0. 64 1 12 20 .0 37 .1 0 25 0. 00 2. 57 4. 97 31 8. 0 11 4. 0 0. 70 0 12 .6 68 26 20 .1 9 38 91 .7 5 65 5. 34 60 5. 06 0. 76 3 0. 57 0 0. 84 6 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 2 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 10 0 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 10 .8 9 m 2 O gl ed S us pe nz ija x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 32 0. 60 0 12 72 .8 23 7. 4 30 .1 8 2. 31 3 3. 23 33 0. 0 10 0. 0 1. 48 15 .5 2 36 13 .7 48 70 .6 49 8. 73 65 9. 35 0. 81 4 0. 46 3 0. 62 5 33 0. 60 0 12 72 .8 23 7. 4 31 .5 9 2. 34 4 3. 28 34 5. 0 10 5. 0 2. 12 14 .8 3 36 04 .1 48 80 .5 52 2. 10 68 4. 71 0. 80 9 0. 46 0 0. 62 2 34 C in eb 0. 60 0 12 72 .8 31 .5 9 23 7. 4 2. 34 4 3. 28 34 5. 0 10 5. 0 1. 29 14 .8 3 36 04 .1 48 80 .5 52 2. 10 68 4. 71 0. 80 9 0. 46 0 0. 62 2 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 23 9 O gl ed S us pe nz ija x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 35 0. 60 0 12 72 .8 22 8. 7 28 .7 6 2. 22 8 3. 11 32 0. 0 10 0. 0 1. 09 15 .6 9 34 93 .4 47 63 .8 47 5. 36 60 5. 15 0. 80 7 0. 47 4 0. 64 6 36 0. 60 0 12 72 .8 22 8. 7 29 .8 2 2. 27 3 3. 18 33 5. 0 10 7. 5 0. 80 15 .1 3 34 87 .1 48 28 .3 49 2. 89 62 0. 28 0. 79 3 0. 46 3 0. 64 1 37 0. 60 0 12 72 .8 22 3. 5 33 .0 8 2. 22 1 3. 11 35 8. 0 10 7. 5 0. 69 13 .3 3 33 82 .9 45 64 .6 54 6. 64 66 9. 35 0. 81 4 0. 49 0 0. 66 1 38 0. 60 0 12 72 .8 21 1. 3 30 .6 0 2. 13 5 2. 99 34 7. 0 11 4. 0 0. 71 13 .6 2 32 18 .0 45 16 .2 50 5. 74 57 9. 05 0. 78 4 0. 49 1 0. 68 9 39 0. 60 0 12 72 .8 21 7. 0 29 .4 7 2. 21 5 3. 10 34 3. 0 11 8. 0 0. 60 14 .5 2 33 15 .0 47 58 .8 48 7. 04 57 0. 82 0. 76 4 0. 46 4 0. 66 6 40 0. 60 0 12 72 .8 21 7. 8 36 .6 8 2. 17 3 3. 04 38 5. 0 10 9. 0 0. 39 11 .7 1 32 76 .3 43 32 .8 60 6. 23 71 9. 28 0. 83 0 0. 51 5 0. 68 1 41 0. 60 0 12 72 .8 21 3. 5 33 .7 1 2. 20 2 3. 08 37 7. 0 12 2. 0 0. 29 12 .4 9 32 33 .1 45 26 .4 55 7. 16 63 6. 72 0. 78 3 0. 48 5 0. 67 9 42 0. 60 0 12 72 .8 21 7. 8 36 .1 2 2. 25 5 3. 16 39 5. 5 12 3. 5 0. 30 11 .9 0 32 85 .5 45 35 .6 59 6. 89 69 5. 10 0. 79 2 0. 48 3 0. 66 7 43 0. 60 0 12 72 .8 22 1. 1 37 .3 2 2. 19 7 3. 07 38 8. 0 10 7. 5 0. 50 11 .6 9 33 21 .4 43 57 .5 61 6. 75 74 4. 52 0. 83 6 0. 51 3 0. 67 3 44 0. 67 0 11 83 .4 22 0. 0 33 .6 4 2. 17 5 3. 04 36 0. 0 10 5. 5 0. 20 11 .5 5 29 78 .2 39 78 .7 62 0. 85 67 2. 83 0. 82 8 0. 56 3 0. 75 3 45 0. 67 0 11 83 .4 22 0. 0 33 .6 4 2. 17 5 3. 04 36 0. 0 10 5. 5 0. 59 11 .5 5 29 78 .2 39 78 .7 62 0. 85 67 2. 83 0. 82 8 0. 56 3 0. 75 3 46 0. 67 0 11 83 .4 22 0. 0 33 .6 4 2. 17 5 3. 04 36 0. 0 10 5. 5 0. 40 11 .5 5 29 78 .2 39 78 .7 62 0. 85 67 2. 83 0. 82 8 0. 56 3 0. 75 3 47 0. 66 2 11 93 .6 19 5. 2 33 .2 2 1. 97 0 2. 76 36 5. 0 11 3. 5 0. 75 10 .5 1 26 78 .8 36 74 .7 60 5. 70 57 8. 47 0. 80 9 0. 60 4 0. 82 8 48 0. 66 2 11 93 .6 18 9. 5 37 .8 8 1. 92 8 2. 70 40 1. 0 11 6. 5 0. 60 8. 94 25 80 .9 34 56 .3 69 0. 80 63 5. 60 0. 82 6 0. 64 0 0. 85 7 49 0. 66 2 11 93 .6 18 8. 2 37 .4 6 1. 92 9 2. 70 40 1. 0 11 9. 5 0. 30 8. 98 25 65 .8 34 72 .7 68 3. 06 62 1. 30 0. 81 8 0. 63 4 0. 85 8 50 0. 66 2 11 93 .6 18 8. 2 36 .7 5 1. 95 4 2. 73 40 1. 0 12 4. 5 0. 30 9. 16 25 70 .4 35 41 .9 67 0. 17 60 5. 33 0. 80 2 0. 61 8 0. 85 1 51 0. 66 2 11 93 .6 19 5. 0 38 .5 9 1. 96 8 2. 75 40 3. 0 11 3. 5 0. 50 9. 03 26 51 .2 35 07 .5 70 3. 69 66 9. 93 0. 83 6 0. 63 3 0. 83 7 52 0. 66 2 11 93 .6 20 1. 9 36 .4 0 2. 03 3 2. 84 38 6. 5 11 2. 5 0. 41 9. 92 27 55 .2 36 85 .3 66 3. 72 65 7. 36 0. 82 7 0. 60 3 0. 80 6 53 0. 67 8 11 75 .0 20 1. 9 39 .0 2 2. 05 9 2. 88 41 0. 0 11 7. 5 0. 31 9. 04 26 80 .9 35 74 .5 72 8. 62 69 9. 89 0. 82 8 0. 61 8 0. 82 4 54 0. 67 8 11 75 .0 19 4. 3 40 .0 8 2. 01 4 2. 82 42 4. 0 12 4. 0 0. 90 8. 46 25 78 .0 34 71 .7 74 8. 43 68 3. 98 0. 81 9 0. 63 1 0. 84 9 55 0. 67 8 11 75 .0 19 2. 1 40 .2 9 2. 00 9 2. 81 42 9. 0 12 7. 5 0. 50 8. 33 25 49 .6 34 58 .7 75 2. 39 67 6. 17 0. 81 2 0. 63 0 0. 85 5 56 0. 67 8 11 75 .0 19 2. 6 42 .4 8 1. 94 1 2. 71 43 0. 0 11 3. 0 0. 30 7. 91 25 43 .3 32 89 .4 79 3. 32 72 8. 04 0. 85 4 0. 67 5 0. 87 3 57 C in eb 0. 67 8 11 75 .0 32 .0 2 19 6. 9 1. 99 5 2. 79 35 8. 0 11 5. 0 10 .7 4 26 46 .0 36 80 .4 59 7. 90 56 2. 39 0. 79 9 0. 60 2 0. 83 7 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 24 0 O gl ed S us pe nz ija x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 58 0. 67 8 11 75 .0 19 8. 2 31 .7 3 2. 02 9 2. 84 36 0. 0 11 9. 0 10 .9 1 26 66 .5 37 61 .9 59 2. 61 55 8. 20 0. 78 6 0. 58 6 0. 82 6 59 0. 67 0 11 83 .4 18 8. 4 28 .4 1 1. 92 1 2. 69 33 5. 0 11 7. 5 0. 70 11 .7 1 25 84 .5 37 43 .1 52 4. 29 47 4. 35 0. 76 9 0. 59 0 0. 85 4 60 0. 67 0 11 83 .4 18 8. 4 34 .9 1 1. 91 6 2. 68 38 0. 0 11 6. 5 0. 40 9. 53 25 47 .4 34 80 .4 64 4. 34 58 2. 68 0. 81 3 0. 63 5 0. 86 8 61 0. 67 0 11 83 .4 18 8. 4 37 .4 6 1. 93 1 2. 70 40 1. 0 11 9. 5 0. 30 8. 88 25 37 .5 34 34 .4 69 1. 32 62 2. 18 0. 81 8 0. 64 1 0. 86 8 62 0. 67 0 11 83 .4 18 8. 4 34 .4 2 1. 88 4 2. 63 37 0. 0 11 0. 0 0. 50 9. 67 25 47 .7 34 29 .5 63 5. 21 57 9. 91 0. 82 7 0. 65 0 0. 87 5 63 0. 67 0 11 83 .4 18 8. 4 32 .9 3 1. 91 1 2. 67 36 5. 0 11 5. 5 0. 50 10 .1 0 25 56 .7 35 35 .4 60 7. 80 55 0. 77 0. 80 4 0. 62 6 0. 86 6 64 C in eb 0. 67 0 11 83 .4 38 .5 9 18 8. 4 1. 88 7 2. 64 40 0. 0 11 0. 5 0. 40 8. 62 25 30 .2 33 21 .2 71 2. 19 64 8. 74 0. 84 5 0. 67 1 0. 88 0 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 0. 92 5 m m ( fr ak ci ja 0 .6 5- 1. 20 m m ) St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 80 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 11 .3 0 m 2 O gl ed S us pe nz ija x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 76 0 12 21 .5 20 9. 0 16 .7 0 2. 06 0 3. 95 30 1. 0 98 .0 3. 97 19 .8 5 40 77 .5 57 44 .7 34 9. 61 51 5. 36 0. 78 6 0. 39 4 0. 55 5 2 0. 75 5 12 21 .5 20 2. 1 16 .7 0 2. 01 3 3. 87 31 2. 0 10 2. 0 3. 75 19 .3 2 41 07 .1 58 08 .7 34 7. 34 51 2. 55 0. 78 1 0. 38 8 0. 54 8 3 0. 76 4 12 21 .5 19 9. 0 16 .7 0 1. 98 8 3. 82 30 7. 5 10 3. 0 3. 64 18 .8 1 38 94 .3 55 70 .1 35 1. 37 48 9. 63 0. 77 5 0. 40 4 0. 57 7 4 0. 76 4 12 21 .5 20 5. 6 16 .7 0 2. 06 2 3. 97 30 8. 5 10 4. 5 3. 80 19 .4 2 40 11 .5 57 71 .5 35 1. 57 50 4. 50 0. 76 9 0. 38 9 0. 55 9 5 0. 76 2 12 21 .5 22 6. 1 16 .7 0 2. 25 2 4. 33 29 1. 5 10 2. 0 4. 04 21 .4 3 41 10 .9 59 98 .2 35 0. 38 51 7. 90 0. 75 8 0. 37 5 0. 54 8 6 0. 76 0 12 21 .5 22 1. 5 16 .7 0 2. 15 1 4. 12 29 8. 0 92 .5 4. 04 21 .0 4 43 73 .1 60 22 .3 34 9. 63 55 9. 39 0. 80 2 0. 37 8 0. 52 1 7 0. 76 3 12 21 .5 21 3. 0 16 .7 0 2. 05 4 3. 93 29 5. 5 90 .0 3. 76 20 .1 6 41 88 .8 57 17 .5 35 0. 83 53 8. 57 0. 81 2 0. 39 9 0. 54 5 8 0. 70 1 12 21 .5 20 8. 2 16 .7 0 2. 03 8 3. 91 29 7. 0 95 .5 3. 09 21 .4 3 43 69 .0 61 14 .4 32 2. 65 51 0. 55 0. 78 9 0. 37 1 0. 51 9 9 C u( O H ) 2 0. 70 1 12 21 .5 16 .7 0 20 8. 4 2. 08 4 4. 01 29 9. 0 10 3. 5 2. 65 21 .4 5 42 46 .1 61 68 .2 32 2. 62 48 9. 04 0. 75 9 0. 36 4 0. 52 9 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 24 1 O gl ed S us pe nz ija x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 10 0. 69 3 12 21 .5 20 7. 2 16 .7 0 2. 11 4 4. 08 29 6. 5 11 1. 0 2. 38 21 .5 8 40 56 .6 61 56 .0 31 8. 87 45 4. 04 0. 72 7 0. 36 2 0. 54 9 11 0. 69 2 12 21 .5 20 7. 2 16 .7 0 2. 14 4 4. 15 29 9. 0 11 6. 5 1. 98 21 .6 0 39 97 .6 62 20 .9 31 8. 57 44 2. 17 0. 70 8 0. 35 5 0. 55 3 12 2. 20 8 0. 68 6 12 21 .5 21 0. 4 16 .7 0 4. 29 27 8. 5 12 2. 0 1. 81 22 .1 5 35 18 .6 59 24 .2 31 5. 48 37 6. 07 0. 65 9 0. 37 0 0. 62 4 13 0. 68 6 12 21 .5 20 6. 0 16 .7 0 1. 94 6 3. 71 27 3. 5 82 .5 2. 76 21 .6 6 41 80 .7 56 58 .1 31 5. 80 48 6. 04 0. 82 3 0. 40 7 0. 55 1 14 0. 77 7 12 44 .9 25 5. 0 17 .4 9 2. 44 2 4. 66 18 8. 0 87 .5 7. 25 22 .6 3 22 99 .1 39 57 .6 37 4. 19 30 5. 79 0. 68 2 0. 57 9 0. 99 6 15 C u( O H ) 2 0. 76 8 11 98 .0 15 .9 4 25 0. 0 2. 40 4 4. 59 19 0. 0 89 .0 3. 03 24 .6 3 25 15 .1 43 57 .9 33 7. 06 30 0. 13 0. 67 0 0. 52 5 0. 90 9 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 94 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 12 2 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 8. 54 m 2 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 94 7 12 00 .0 27 .5 8 20 8. 1 2. 07 3 2. 15 26 1. 0 10 2. 0 1. 56 9. 60 15 46 .0 23 92 .0 71 9. 54 39 4. 48 0. 77 3 0. 94 1 1. 45 6 2 0. 70 0 12 00 .0 27 .5 8 19 5. 1 1. 96 7 2. 04 26 9. 5 10 6. 5 1. 80 12 .1 8 20 10 .9 31 39 .7 53 1. 97 36 9. 84 0. 74 7 0. 71 3 1. 11 3 3 0. 70 0 12 00 .0 10 .9 8 18 4. 7 1. 88 4 1. 95 28 3. 0 11 1. 0 1. 42 28 .9 7 50 50 .8 78 69 .8 21 1. 69 37 0. 29 0. 69 8 0. 28 3 0. 44 1 4 0. 70 0 12 00 .0 19 .9 7 17 6. 0 1. 74 2 1. 81 28 9. 0 99 .5 1. 74 15 .1 8 29 11 .1 42 09 .1 38 5. 08 39 6. 27 0. 78 4 0. 53 6 0. 77 6 5 0. 70 0 12 00 .0 17 9. 7 25 .6 1 1. 75 0 1. 83 28 8. 0 93 .5 1. 81 12 .0 8 23 77 .1 33 36 .5 49 3. 88 41 9. 87 0. 82 2 0. 68 2 0. 95 7 6 28 .3 2 29 82 .2 54 76 .9 30 9. 52 31 9. 97 0. 61 5 0. 41 1 0. 75 5 0. 71 8 12 00 .0 26 4. 0 15 .6 6 2. 63 0 2. 73 20 6. 0 10 2. 0 1. 93 7 0. 71 8 12 00 .0 14 .8 0 26 4. 0 2. 66 5 2. 76 20 6. 0 10 7. 0 1. 79 29 .9 5 30 04 .0 57 95 .6 29 2. 67 30 0. 06 0. 58 2 0. 38 6 0. 74 5 8 0. 71 8 12 00 .0 12 .5 3 26 7. 6 2. 73 0 2. 82 20 2. 5 11 1. 0 1. 50 35 .8 9 33 28 .4 68 20 .5 24 7. 63 27 7. 01 0. 54 1 0. 32 6 0. 66 9 9 0. 71 8 12 00 .0 18 .4 0 26 2. 9 2. 59 2 2. 70 20 7. 0 98 .0 1. 89 24 .0 1 26 48 .4 46 65 .0 36 3. 68 33 7. 49 0. 65 1 0. 48 5 0. 85 4 10 ba ka r( II )- ok si -h lo rid 0. 71 3 12 00 .0 28 .3 8 16 1. 7 1. 58 9 1. 66 30 4. 0 97 .0 2. 16 9. 63 20 16 .6 28 15 .4 55 7. 66 39 7. 97 0. 83 2 0. 80 4 1. 12 3 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 24 2 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 11 0. 71 3 12 00 .0 28 .3 6 15 7. 5 1. 56 9 1. 63 30 8. 0 10 2. 0 1. 64 9. 39 19 57 .6 27 84 .4 55 7. 21 38 1. 34 0. 81 6 0. 80 9 1. 15 0 12 0. 71 3 12 00 .0 28 .9 9 15 9. 6 1. 60 7 1. 67 30 6. 0 10 6. 0 1. 53 9. 30 18 84 .4 27 41 .7 56 9. 73 37 1. 65 0. 79 9 0. 81 7 1. 18 9 13 ba ka r( II )- ok si -h lo rid 0. 71 3 12 00 .0 27 .8 5 16 1. 7 1. 64 9 1. 71 30 4. 0 11 1. 0 1. 52 9. 81 19 18 .8 28 73 .3 54 7. 30 35 9. 29 0. 77 5 0. 77 5 1. 16 0 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 94 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 95 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 6. 8 m 2 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 14 4. 9 1. 40 4 1. 50 20 3. 0 98 .0 5. 11 25 .6 1 27 21 .3 47 42 .8 18 4. 50 16 6. 35 0. 64 2 0. 47 7 0. 83 1 2 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 14 1. 9 1. 38 2 1. 48 20 5. 0 10 0. 0 5. 11 25 .0 7 26 64 .7 46 94 .9 18 4. 50 16 1. 21 0. 63 5 0. 48 1 0. 84 7 3 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 14 0. 4 1. 36 0 1. 45 20 3. 0 98 .0 5. 11 24 .8 0 26 35 .5 45 93 .3 18 4. 50 16 0. 25 0. 64 4 0. 49 3 0. 85 8 4 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 14 0. 0 1. 36 2 1. 45 20 4. 0 99 .5 5. 11 24 .7 5 26 17 .7 46 09 .2 18 4. 50 15 8. 15 0. 63 7 0. 49 0 0. 86 3 5 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 13 9. 4 1. 35 5 1. 45 20 5. 5 99 .0 5. 11 24 .6 4 26 56 .1 46 26 .3 18 4. 50 16 1. 16 0. 64 3 0. 48 8 0. 85 1 6 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 13 8. 8 1. 34 9 1. 44 20 7. 0 99 .0 5. 11 24 .5 3 26 81 .7 46 43 .3 18 4. 50 16 2. 98 0. 64 7 0. 48 7 0. 84 3 7 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 13 7. 3 1. 33 2 1. 42 20 6. 0 98 .5 5. 11 24 .2 6 26 39 .9 45 67 .6 18 4. 50 16 0. 28 0. 64 8 0. 49 5 0. 85 6 8 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 13 5. 5 1. 31 1 1. 40 20 7. 0 97 .5 5. 11 23 .9 4 26 52 .9 45 30 .6 18 4. 50 16 1. 76 0. 65 7 0. 50 0 0. 85 3 9 0. 76 9 11 20 .0 8. 71 13 4. 3 1. 31 1 1. 40 20 8. 0 10 1. 0 5. 11 23 .7 3 25 70 .1 45 15 .6 18 4. 50 15 3. 93 0. 63 9 0. 49 9 0. 87 7 10 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 9. 4 1. 37 6 1. 47 19 8. 0 10 5. 0 3. 39 32 .4 3 30 54 .4 58 46 .0 14 0. 20 13 4. 61 0. 57 3 0. 38 4 0. 73 4 11 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 7. 3 1. 34 5 1. 43 20 3. 0 10 2. 0 3. 39 31 .9 3 32 65 .3 59 16 .3 14 0. 20 14 7. 61 0. 60 5 0. 38 1 0. 68 9 12 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 5. 8 1. 31 9 1. 41 20 1. 0 99 .0 3. 39 31 .5 8 32 60 .0 57 84 .8 14 0. 20 14 8. 95 0. 61 9 0. 39 1 0. 69 3 13 P ro pi ne b 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 3. 4 1. 29 9 1. 39 20 3. 0 10 0. 0 3. 39 31 .0 1 32 33 .2 57 44 .5 14 0. 20 14 6. 97 0. 61 8 0. 39 3 0. 69 8 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 24 3 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 14 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 1. 8 1. 28 4 1. 37 20 0. 0 10 0. 0 3. 39 30 .6 6 31 03 .2 55 85 .8 14 0. 20 13 9. 94 0. 61 2 0. 40 4 0. 72 7 15 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 1. 8 1. 28 4 1. 37 20 1. 0 10 0. 0 3. 39 30 .6 6 31 34 .3 56 16 .9 14 0. 20 14 1. 62 0. 61 4 0. 40 2 0. 72 0 16 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 1. 2 1. 27 5 1. 36 20 2. 0 99 .0 3. 39 30 .5 2 31 81 .2 56 21 .2 14 0. 20 14 4. 70 0. 62 3 0. 40 2 0. 71 0 17 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 13 1. 2 1. 27 1 1. 36 19 9. 0 98 .0 3. 39 30 .5 2 31 19 .1 55 27 .9 14 0. 20 14 1. 87 0. 62 2 0. 40 9 0. 72 5 18 0. 80 2 10 95 .0 6. 35 12 5. 1 1. 21 2 1. 30 20 4. 0 98 .0 3. 39 29 .1 0 31 21 .6 54 18 .7 14 0. 20 14 2. 01 0. 63 6 0. 41 7 0. 72 5 19 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 15 1. 9 1. 50 4 1. 60 20 1. 0 10 6. 0 2. 68 36 .7 8 35 39 .5 67 43 .7 13 4. 66 15 2. 70 0. 56 8 0. 33 2 0. 63 3 20 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 14 1. 3 1. 37 6 1. 47 20 4. 0 10 0. 0 2. 68 34 .2 0 36 00 .6 63 70 .3 13 4. 66 15 9. 17 0. 61 5 0. 35 4 0. 62 7 21 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 8. 8 1. 35 2 1. 44 19 8. 0 10 0. 0 2. 68 33 .6 1 33 34 .4 60 56 .3 13 4. 66 14 5. 35 0. 60 2 0. 37 3 0. 67 7 22 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 6. 4 1. 32 9 1. 42 20 0. 0 10 0. 0 2. 68 33 .0 2 33 42 .8 60 17 .0 13 4. 66 14 5. 79 0. 60 8 0. 37 5 0. 67 5 23 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 5. 2 1. 31 7 1. 41 20 1. 0 10 0. 0 2. 68 32 .7 3 33 46 .0 59 96 .4 13 4. 66 14 5. 96 0. 61 1 0. 37 6 0. 67 4 24 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 4. 6 1. 30 7 1. 40 20 1. 0 99 .0 2. 68 32 .5 8 33 63 .6 59 68 .7 13 4. 66 14 7. 41 0. 61 7 0. 37 9 0. 67 2 25 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 2. 7 1. 29 3 1. 38 20 1. 0 10 0. 0 2. 68 32 .1 4 32 85 .8 58 88 .4 13 4. 66 14 2. 83 0. 61 2 0. 38 3 0. 68 7 26 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 2. 7 1. 29 3 1. 38 20 2. 0 10 0. 0 2. 68 32 .1 4 33 18 .3 59 20 .9 13 4. 66 14 4. 52 0. 61 4 0. 38 1 0. 68 0 27 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 2. 7 1. 28 9 1. 38 20 1. 0 99 .0 2. 68 32 .1 4 33 17 .9 58 87 .7 13 4. 66 14 5. 04 0. 61 8 0. 38 4 0. 68 1 28 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 2. 7 1. 28 9 1. 38 20 3. 0 99 .0 2. 68 32 .1 4 33 83 .0 59 52 .8 13 4. 66 14 8. 42 0. 62 2 0. 38 0 0. 66 8 29 0. 80 2 10 95 .0 6. 10 13 2. 7 1. 28 9 1. 38 20 2. 0 99 .0 2. 68 32 .1 4 33 50 .5 59 20 .2 13 4. 66 14 6. 73 0. 62 0 0. 38 2 0. 67 4 30 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 15 2. 1 1. 51 7 1. 61 25 2. 0 10 9. 0 3. 25 28 .4 5 41 22 .8 66 88 .7 17 4. 26 24 3. 20 0. 66 7 0. 33 4 0. 54 1 31 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 15 2. 2 1. 48 7 1. 59 25 5. 0 10 1. 0 3. 25 28 .4 8 44 40 .2 67 75 .6 17 4. 26 26 9. 43 0. 70 9 0. 33 3 0. 50 8 32 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 15 2. 2 1. 49 1 1. 59 24 9. 0 10 2. 0 3. 25 28 .4 8 42 38 .9 66 03 .4 17 4. 26 25 5. 30 0. 69 6 0. 34 1 0. 53 1 33 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 15 1. 9 1. 48 4 1. 58 24 5. 0 10 1. 0 3. 25 28 .4 2 41 43 .6 64 74 .3 17 4. 26 24 9. 52 0. 69 5 0. 34 8 0. 54 4 34 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 15 2. 8 1. 49 7 1. 60 24 1. 0 10 2. 0 3. 25 28 .5 9 40 24 .2 63 98 .2 17 4. 26 24 0. 89 0. 68 3 0. 35 2 0. 55 9 35 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 15 3. 6 1. 49 6 1. 60 24 8. 0 10 0. 0 3. 25 28 .7 4 43 05 .1 66 32 .2 17 4. 26 26 0. 98 0. 70 3 0. 34 0 0. 52 4 36 P ro pi ne b 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 16 6. 2 1. 61 9 1. 73 24 7. 0 10 0. 0 3. 25 31 .1 0 46 27 .7 71 46 .2 17 4. 26 28 2. 65 0. 69 8 0. 31 6 0. 48 8 P ri lo g 2. S uš en je s us pe nz ija u fl ui di zo va no m s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a 24 4 m F UU O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 37 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 17 0. 8 1. 66 4 1. 78 25 1. 0 10 0. 0 3. 25 31 .9 6 48 84 .2 74 71 .9 17 4. 26 29 9. 88 0. 70 2 0. 30 2 0. 46 2 38 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 17 3. 8 1. 69 8 1. 81 25 1. 0 10 1. 0 3. 25 32 .5 2 49 38 .9 76 05 .9 17 4. 26 30 2. 92 0. 69 7 0. 29 6 0. 45 6 39 P ro pi ne b 0. 76 8 11 17 .1 8. 23 17 4. 7 1. 70 7 1. 82 25 2. 0 10 1. 0 3. 25 32 .7 0 49 98 .0 76 79 .0 17 4. 26 30 6. 88 0. 69 8 0. 29 4 0. 45 1 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 94 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 12 2 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 8. 54 m 2 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 75 0 11 00 .0 28 .8 2 22 8. 0 2. 19 6 2. 29 30 2. 0 95 .9 0. 53 12 .4 9 26 03 .9 35 62 .4 59 5. 37 56 9. 38 0. 82 2 0. 63 7 0. 87 1 2 0. 75 0 11 00 .0 23 .1 4 21 0. 6 2. 13 2 2. 20 30 8. 8 11 4. 7 1. 17 14 .3 7 28 27 .4 42 06 .2 47 7. 96 47 8. 56 0. 74 7 0. 52 7 0. 78 4 3 0. 75 0 11 00 .0 21 .1 2 19 7. 8 2. 04 2 2. 10 30 5. 7 12 2. 2 0. 17 14 .7 8 27 51 .8 42 85 .7 43 6. 30 41 5. 51 0. 71 3 0. 51 2 0. 79 7 4 N aC l 0. 75 0 11 00 .0 26 .9 5 19 1. 7 1. 76 4 1. 86 30 1. 8 79 .5 0. 20 11 .2 3 25 20 .6 31 95 .0 55 6. 74 52 5. 97 0. 89 4 0. 72 3 0. 91 7 P re ÿni k in er tn ih s ta kl en ih s fe ra d p= 1. 94 m m St at iÿk a vi si na s lo ja in er tn og m at er ija la H 0= 12 2 m m U ku pn a po vr ši na in er tn ih ÿe st ic a A p= 8. 54 m 2 O gl ed Su sp en zi ja x 0 kg H 2O /k g S U S U SU S kg / m 3 G SU S kg /h V 0 m 3 / h U (T ge ) m /s m F UU (T ge ) T gi qC T ge qC x f % SV kg va z/ kg H 2O q kJ /k g H 2O q’ kJ /k g H 2O W H 2O ,ex p kg /m 2 h W H 2O ,ca l kg /m 2 h je d n aþi n a (3 .9 ) K T K E K D 1 0. 70 0 12 00 .0 25 .6 3 23 1. 4 2. 19 8 2. 30 25 3. 6 90 .8 1. 53 15 .2 7 25 13 .8 36 06 .1 49 4. 21 45 3. 99 0. 79 1 0. 63 3 0. 90 8 2 M an ko ze b 0. 70 0 12 00 .0 46 .4 6 23 1. 4 2. 15 6 2. 26 26 0. 0 83 .7 8. 42 15 00 .2 20 42 .4 89 5. 85 49 5. 54 0. 87 2 1. 12 6 1. 53 3 PRILOG 3 Sušenje suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 24 7 T ab el a P 3. 1. P re gl ed e ks p er im en ta ln ih u sl ov a za s u še n je v od en ih s u sp en zi ja u s u ši n ic i s a fo n ta n sk im s lo je m i ce vn im u m et ko m N ap om en a: O st al i p ar am et ri za o gl ed e 1 do 1 9 da ti su u T ab el i 4 .1 0 u P og la vl ju 4 .4 .1 . O gl . Su sp en zi ja -d p a /d z Pa /m z1 = 25 0 m m T aH qC z1 = 80 5m m T a qC z1 = 62 0m m T a qC z1 = 45 0m m T a qC z1 = 29 0m m T a qC z1 = 11 0m m T p1 qC G H 2O is p kg /h q kJ /k g H 2O is p q’ kJ /k g H 2O is p r w kJ /k g H 2O is p (T g1 ) K T K E K D 1 10 90 70 .7 70 .7 70 .0 71 .0 73 .0 68 .7 4. 78 23 63 .1 15 18 6. 1 22 11 .1 0. 22 5 0. 28 8 1. 32 7 2 10 03 56 .0 55 .3 55 .0 42 .0 37 .4 38 .1 3. 96 12 99 .0 53 45 .0 22 45 .0 0. 32 0 0. 25 1 0. 79 8 3 87 2 54 .0 46 .5 45 .5 32 .0 32 .0 35 3. 15 89 9. 5 38 77 .1 22 61 .1 0. 33 4 0. 21 0 0. 62 7 4 10 90 74 .0 76 .0 75 .0 55 .5 50 .5 51 .2 6. 22 25 07 .3 11 08 9. 7 21 94 .1 0. 36 4 0. 29 9 0. 86 7 5 10 03 78 .0 73 .5 72 .5 50 .5 44 .5 44 .4 6. 91 18 50 .5 66 80 .3 21 97 .9 0. 39 5 0. 33 0 0. 89 3 6 91 6 66 .0 59 .0 58 .5 43 .7 38 .0 41 .3 5. 13 11 06 .2 44 26 .9 22 00 .0 0. 39 0 0. 25 0 0. 66 6 7 87 2 74 .3 64 .0 63 .0 48 .0 37 .8 42 .9 5. 51 11 86 .6 50 47 .7 21 54 .2 0. 38 5 0. 22 7 0. 61 1 8 91 6 77 .0 67 .5 66 .0 67 .0 70 .0 64 .8 9. 58 22 06 .7 96 42 .4 21 19 .1 0. 33 1 0. 37 4 1. 23 1 9 13 95 65 .3 75 .7 75 .3 77 .3 78 .7 77 .1 5. 85 24 85 .4 17 39 5. 9 22 18 .1 0. 35 5 0. 34 2 1. 02 8 10 13 95 69 .0 80 .5 80 .5 82 .0 85 .0 83 .7 6. 81 24 18 .9 17 57 2. 3 21 92 .2 0. 37 4 0. 35 2 1. 01 1 11 10 90 37 .3 71 .0 69 .7 70 .3 75 .0 73 .7 5. 58 24 46 .5 16 52 6. 3 22 16 .1 0. 34 7 0. 33 2 1. 01 6 12 vo da , x 0 = 1 10 46 41 .7 73 .7 72 .3 73 .0 78 .3 75 .6 6. 76 23 55 .5 14 02 9. 4 21 94 .2 0. 35 1 0. 37 1 1. 14 1 13 56 7 53 .5 52 .5 53 .0 54 .5 56 .0 43 4. 12 13 03 .6 66 21 .4 21 82 .7 0. 13 4 0. 24 4 1. 85 4 14 10 46 50 .0 56 .0 55 .5 55 .0 56 .0 53 .9 5. 86 24 64 .2 11 48 8. 3 22 30 .1 0. 34 2 0. 34 0 1. 05 5 15 ka lc iju m (I I) -k ar bo na t, x 0 = 0. 70 87 2 40 .5 42 .5 41 .5 42 .5 43 .0 43 6. 58 13 65 .2 50 07 .0 22 18 .4 0. 40 5 0. 33 2 0. 87 0 16 15 26 41 .0 44 .5 44 .0 46 .0 47 .0 45 .3 8. 05 15 41 .5 47 85 .3 22 46 .5 0. 50 3 0. 41 9 0. 91 8 17 ka lc iju m (I I) -s te ar at , x 0 = 0. 82 16 57 51 .5 54 .0 52 .5 55 .0 58 .3 57 .5 7. 63 26 53 .0 11 18 0. 2 22 45 .7 0. 49 5 0. 40 4 0. 89 4 18 10 03 36 .0 45 .5 45 .0 46 .0 45 .5 44 .3 6. 88 91 9. 0 32 75 .1 22 06 .1 0. 39 3 0. 34 3 0. 93 2 19 C in eb , x 0 = 0. 75 95 9 55 .0 56 .5 53 .0 55 .5 35 .0 39 .7 3. 50 88 3. 8 39 88 .5 21 83 .5 0. 32 2 0. 19 02 0. 60 1 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 24 8 T ab el a P 3. 2. I zm er en i a ks ija ln i p ro fi li p ri ti sk a i t em p er at u re u c ev n om u m et ku O gl ed 1 O gl ed 2 O gl ed 3 O gl ed 4 O gl ed 5 O gl ed 6 O gl ed 7 O gl ed 8 O gl ed 9 O gl ed 1 0 z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC 16 7 37 2. 8 53 .8 9 31 0. 0 58 .4 -2 3 64 7. 5 12 8. 3 97 1 0. 0 59 .7 -2 3 67 6. 9 14 1. 0 96 1 0. 0 63 .2 9 52 0. 0 67 .3 97 5 0. 0 69 .2 10 12 0. 0 55 .0 94 7 0. 0 59 .9 10 7 42 1. 8 54 .5 8 70 0. 0 58 .7 17 53 9. 6 62 .5 90 5 9. 8 59 .6 29 51 9. 9 56 .5 87 9 9. 8 63 .0 8 65 19 .6 67 .3 91 5 29 .4 71 .8 94 3 -9 .8 56 .3 86 2 29 .4 59 .0 65 46 1. 1 55 .0 8 09 29 .4 58 .9 77 45 1. 3 60 .7 83 5 49 .1 59 .4 89 46 1. 1 57 .2 79 7 49 .1 63 .0 7 85 49 .1 67 .0 84 0 78 .5 71 .7 87 2 9. 8 54 .6 77 7 68 .7 59 .7 41 49 0. 5 62 .0 7 55 58 .9 32 .1 1 27 4 21 .8 6 0. 0 77 7 68 .7 58 .7 12 7 42 1. 8 56 .3 73 5 68 .7 63 .4 7 20 78 .5 67 .2 75 7 98 .1 71 .8 78 3 78 .5 54 .4 68 9 14 7. 2 59 .3 12 52 9. 7 10 2. 0 71 0 58 .9 59 .0 1 79 3 92 .4 5 9. 8 72 4 98 .1 60 .7 17 9 39 2. 4 56 .6 67 0 98 .1 63 .4 6 52 1 07 .9 67 .2 69 0 12 7. 5 72 .6 70 7 11 7. 7 53 .5 60 9 19 6. 2 60 .0 -2 3 68 6. 7 14 7. 5 66 9 78 .5 58 .9 2 10 3 53 .2 5 9. 8 66 6 12 7. 5 60 .9 22 7 33 3. 5 55 .0 61 7 12 7. 5 63 .2 5 95 1 47 .2 68 .0 64 0 13 7. 3 76 .1 63 1 17 6. 6 53 .4 52 7 25 5. 1 59 .7 21 7 36 3. 0 57 .7 6 27 10 7. 9 59 .0 2 43 3 43 .4 5 9. 3 61 7 14 7. 2 60 .2 27 2 32 3. 7 54 .6 53 3 16 6. 8 63 .5 5 32 1 76 .6 67 .5 57 6 17 6. 6 76 .5 55 7 22 5. 6 53 .3 45 4 31 3. 9 61 .3 27 0 32 3. 7 57 .5 5 82 12 7. 5 59 .2 2 75 3 04 .1 5 8. 9 56 2 16 6. 8 60 .6 33 4 27 4. 7 56 .1 45 1 20 6. 0 63 .8 4 67 2 15 .8 67 .0 50 7 19 6. 2 78 .9 46 2 29 4. 3 53 .1 37 2 39 2. 4 63 .8 31 7 30 4. 1 58 .1 5 15 14 7. 2 59 .1 3 11 2 94 .3 5 8. 7 50 4 19 6. 2 59 .8 42 1 22 5. 6 56 .4 37 2 23 5. 4 64 .1 4 02 2 25 .6 67 .9 43 7 22 5. 6 79 .6 39 2 34 3. 4 54 .1 30 0 45 1. 3 66 .4 36 7 26 4. 9 58 .2 4 79 16 6. 8 58 .7 3 49 2 64 .9 5 8. 3 45 1 23 5. 4 59 .5 50 4 18 6. 4 57 .7 31 1 27 4. 7 63 .6 3 45 2 74 .7 67 .1 37 0 25 5. 1 76 .6 31 5 41 2. 0 53 .7 23 1 51 9. 9 69 .7 42 4 22 5. 6 56 .5 4 39 18 6. 4 57 .9 4 07 2 35 .4 5 8. 5 39 2 26 4. 9 57 .3 60 2 78 .5 59 .3 25 4 29 4. 3 63 .9 2 67 3 13 .9 66 .1 30 4 29 4. 3 74 .7 25 7 46 1. 1 54 .0 15 4 59 8. 4 69 .4 48 1 18 6. 4 56 .9 3 95 21 5. 8 57 .6 4 57 2 15 .8 5 8. 0 34 7 28 4. 5 54 .7 70 1 88 .3 58 .7 19 3 35 3. 2 64 .0 2 04 3 53 .2 65 .9 22 0 33 3. 5 70 .9 19 5 52 9. 7 54 .4 80 67 6. 9 75 .4 53 0 17 6. 6 56 .3 3 55 23 5. 4 57 .4 5 09 1 86 .4 5 8. 4 29 4 31 3. 9 53 .4 80 7 39 .2 59 .0 13 7 39 2. 4 64 .1 1 47 3 92 .4 66 .7 16 0 37 2. 8 67 .7 13 7 59 8. 4 55 .6 20 79 4. 6 16 5. 5 57 0 15 7. 0 56 .2 3 10 28 4. 5 56 .8 5 39 1 57 .0 5 8. 9 23 3 35 3. 2 52 .1 87 0 9. 8 60 .4 92 43 1. 6 64 .4 1 00 4 41 .5 66 .2 11 4 46 1. 1 67 .4 75 66 7. 1 61 .7 -5 3 10 88 .9 1 94 .2 60 5 13 7. 3 55 .6 2 59 29 4. 3 56 .9 5 77 1 47 .2 5 8. 6 17 2 39 2. 4 51 .5 92 7 0. 0 59 .8 46 49 0. 5 65 .3 57 47 0. 9 66 .5 77 49 0. 5 67 .3 26 76 5. 2 14 1. 2 66 1 11 7. 7 56 .4 2 27 32 3. 7 56 .4 6 35 1 27 .5 5 8. 9 11 9 43 1. 6 52 .0 96 1 0. 0 60 .4 -2 3 63 7. 7 19 52 9. 7 68 .5 27 56 4. 1 10 6. 5 -1 8 96 1. 4 14 7. 3 70 1 98 .1 56 .5 1 65 36 3. 0 57 .1 6 87 88 .3 59 .1 70 47 0. 9 50 .8 -2 3 63 7. 7 13 0. 5 -5 3 10 39 .9 17 3. 9 76 0 68 .7 56 .9 1 24 40 2. 2 57 .0 7 40 88 .3 59 .2 23 53 9. 6 52 .8 81 0 49 .1 57 .8 77 42 1. 8 58 .2 7 99 39 .2 59 .0 -2 3 69 6. 5 13 0. 0 84 7 29 .4 58 .0 52 47 0. 9 61 .2 8 28 29 .4 59 .3 89 5 19 .6 58 .3 32 49 0. 5 58 .5 8 52 29 .4 59 .1 93 1 0. 0 59 .0 4 51 0. 1 65 .1 8 77 0. 0 59 .4 -2 3 62 7. 8 14 8. 2 90 4 0. 0 59 .3 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 24 9 n as ta v ak T ab el e P 3. 2 O gl ed 1 1 O gl ed 1 2 O gl ed 1 3 O gl ed 1 4 O gl ed 1 5 O gl ed 1 6 O gl ed 1 7 O gl ed 1 8 O gl ed 1 9 z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC z m m P d, ex p P a T g, ex p qC 10 47 0. 0 50 .8 83 3 0. 0 46 .7 9 22 0. 0 74 .4 44 7 11 7. 7 53 .2 10 9 45 1. 3 42 .2 63 2 98 .1 77 .8 95 7 0. 0 10 1. 7 81 4 0. 0 56 .2 93 9 0. 0 97 .0 95 7 -1 76 .6 47 .8 74 8 49 .1 45 .9 7 63 9. 8 76 .1 52 7 58 .9 43 .0 21 2 37 2. 8 42 .6 73 5 68 .7 75 .8 87 5 58 .9 10 1. 7 88 4 9. 8 58 .4 82 0 12 7. 5 85 .0 88 9 -1 66 .8 48 .0 66 5 10 7. 9 45 .0 6 41 29 .4 71 .0 60 0 39 .2 59 .5 26 2 35 3. 2 43 .0 83 5 39 .2 76 .0 77 4 18 6. 4 10 3. 6 95 2 0. 0 55 .8 73 2 17 6. 6 84 .0 81 0 -1 07 .9 48 .9 56 9 16 6. 8 44 .3 5 12 68 .7 71 .6 34 7 17 6. 6 49 .0 91 2 9. 8 75 .5 68 2 22 5. 6 10 3. 1 81 2 49 .1 54 .1 63 9 23 5. 4 83 .3 73 2 -5 8. 9 48 .3 48 0 23 5. 4 43 .9 4 00 10 7. 9 66 .3 18 2 32 3. 7 49 .1 94 7 0. 0 74 .1 57 9 26 4. 9 10 3. 9 69 6 88 .3 54 .6 51 4 28 4. 5 73 .8 65 2 -2 9. 4 48 .1 40 8 28 4. 5 43 .8 2 97 11 7. 7 53 .0 10 7 34 3. 4 82 .9 67 9 11 7. 7 74 .4 45 8 36 3. 0 10 9. 6 60 1 10 7. 9 55 .7 38 7 33 3. 5 64 .3 59 5 19 .6 47 .6 32 7 34 3. 4 43 .7 1 80 18 6. 4 49 .2 58 2 16 6. 8 79 .0 34 2 45 1. 3 11 0. 1 51 9 17 6. 6 55 .9 27 5 41 2. 0 66 .9 52 6 49 .1 47 .9 24 0 43 1. 6 43 .8 76 17 6. 6 48 .7 49 2 23 5. 4 79 .3 22 9 52 9. 7 11 2. 9 43 7 22 5. 6 53 .8 18 7 48 0. 7 54 .4 44 7 12 7. 5 47 .4 16 4 50 0. 3 43 .5 -2 3 34 3. 4 14 9. 8 39 2 29 4. 3 80 .2 14 7 56 9. 0 77 .0 33 9 26 4. 9 51 .8 92 50 0. 3 39 2 15 7. 0 46 .8 87 57 8. 8 46 .3 28 0 35 3. 2 78 .0 52 68 6. 7 69 .8 24 9 31 3. 9 50 .9 32 5 19 6. 2 46 .8 23 68 6. 7 11 1. 2 17 3 42 1. 8 77 .2 -5 3 97 1. 2 17 0. 8 15 9 33 3. 5 50 .5 25 9 26 4. 9 47 .1 -2 8 84 3. 7 15 8. 8 72 50 0. 3 93 .0 77 42 1. 8 51 .5 20 2 33 3. 5 46 .6 -8 3 99 0. 8 17 2. 7 -5 3 66 7. 1 16 9. 7 -5 3 58 8. 6 12 4. 0 13 2 40 2. 2 48 .8 70 48 0. 7 52 .5 20 54 9. 4 86 .1 -4 1 76 5. 2 15 4. 1 -8 3 85 3. 5 16 4. 9 250 Prilog 3. Sušenje suspenzija u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom Tabela P3.3. Izraþunati profil pritiska u cevnom umetku Pd (Pa) Ogled z mm 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 0 543 523 565 640 630 611 620 602 717 767 659 620 285 638 702 712 782 611 376 25 493 474 511 576 567 551 559 544 644 687 599 564 265 580 635 638 697 554 345 50 458 441 474 534 525 510 517 505 594 633 555 523 249 538 589 589 643 514 322 75 430 413 445 499 491 477 484 473 555 591 520 490 236 504 551 550 599 482 303 100 405 390 419 470 462 449 456 446 522 555 489 462 225 475 519 517 563 454 286 125 383 369 396 444 437 424 431 421 492 523 462 436 214 449 490 488 530 429 272 150 363 350 375 420 413 402 408 399 465 494 437 413 204 425 464 461 501 406 258 175 345 332 356 398 392 381 386 378 440 467 414 391 195 403 439 436 474 385 245 200 328 315 338 378 372 361 367 359 417 443 393 371 186 382 417 414 448 365 233 225 311 299 321 358 352 343 348 340 395 419 372 352 177 363 395 392 425 347 222 250 295 284 305 340 334 325 330 323 375 397 353 334 169 344 375 372 402 329 211 275 280 270 289 322 317 308 313 306 355 376 335 316 161 326 355 352 381 312 200 300 266 256 274 306 301 292 297 290 336 356 317 300 154 309 337 333 361 296 190 325 252 243 260 289 285 277 281 275 318 337 300 284 146 293 319 316 341 280 181 350 239 230 246 274 269 262 266 260 301 318 284 268 139 277 301 298 322 265 171 375 226 217 232 258 254 247 251 246 284 300 268 254 132 262 285 281 304 250 162 400 213 205 219 244 240 233 237 232 267 283 253 239 125 247 268 265 286 236 153 425 201 193 207 229 226 219 223 218 251 266 238 225 118 232 252 249 269 222 144 450 188 181 194 215 212 206 209 205 236 249 223 211 111 218 237 234 252 209 136 475 177 170 182 201 198 193 196 192 221 233 209 198 104 204 222 219 236 195 127 500 165 159 170 188 185 180 183 179 206 217 195 184 98 190 207 204 220 182 119 525 154 148 158 175 172 168 170 167 191 202 181 172 91 177 192 190 205 170 111 550 142 137 146 162 160 155 158 154 177 187 168 159 85 164 178 176 189 157 103 575 131 126 135 149 147 143 145 142 163 172 155 146 78 151 164 162 175 145 95 600 120 116 124 137 135 131 133 130 150 158 142 134 72 139 151 149 160 133 87 625 110 106 113 125 123 120 121 119 136 144 129 122 66 126 137 135 146 121 79 650 99 95 102 113 111 108 110 107 123 130 117 110 60 114 124 122 131 109 72 675 89 85 91 101 99 97 98 96 110 116 104 99 53 102 111 109 117 98 64 700 79 76 81 89 88 85 87 85 97 102 92 87 47 90 98 97 104 86 57 725 68 66 70 77 76 74 75 74 84 89 80 76 41 78 85 84 90 75 50 750 58 56 60 66 65 63 64 63 72 76 68 65 35 67 73 72 77 64 42 775 48 47 50 55 54 52 53 52 60 63 57 54 29 55 60 59 64 53 35 800 39 37 40 44 43 42 42 42 47 50 45 43 23 44 48 47 51 42 28 825 29 28 30 32 32 31 32 31 35 37 34 32 18 33 36 35 38 32 21 850 19 18 20 22 21 21 21 21 23 25 22 21 12 22 24 23 25 21 14 875 10 9 10 11 11 10 10 10 12 12 11 11 6 11 12 12 12 10 7 900 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 1 T ab el a P 3. 4. I zr aÿu n at i h id ro d in am iÿk i p ar am et ri i p ar am et ri s u še n ja u f on ta n sk om s lo ju in er tn ih ÿe st ic a sa c ev n im u m et ko m i ka ra kt er is ti ÿn i d ija gr am i z a 19 iz vr še n ih o gl ed a (o gl ed i 1 y12 : d oz ir an je t eÿn e fa ze v od e, o gl ed i 1 3y 19 : s u še n je v od en ih s u sp en zi ja ) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 2 O gl ed 1 . Su sp en zi ja _ V od a, y 0 = 0 .0 12 37 kg H 20 /k gS U V .V A Z ., y e = 0 .0 31 11 k g H 20 /k g S U V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 23 .4 4 0. 93 93 1. 12 14 1. 1 73 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 3. 15 9 4. 78 3 0. 76 2 25 68 .2 51 .4 9 73 .0 5 23 .2 1 0. 94 93 1. 34 14 0. 5 71 .0 19 .3 0. 01 56 4 0. 17 4 3. 99 3 3. 94 8 0. 56 4 22 90 .5 38 .1 9 73 .2 10 23 .0 7 0. 95 51 1. 52 14 0. 1 69 .4 21 .6 0. 01 81 7 0. 30 9 4. 63 9 3. 30 3 0. 45 4 20 47 .1 31 .2 2 73 .3 20 22 .9 1 0. 96 19 1. 79 13 9. 2 67 .0 24 .7 0. 02 20 3 0. 51 5 5. 62 4 2. 31 7 0. 33 1 17 13 .4 23 .6 8 73 .6 30 22 .8 1 0. 96 60 2. 00 13 8. 5 65 .2 26 .8 0. 02 49 7 0. 67 2 6. 37 3 1. 56 8 0. 26 1 14 98 .9 19 .4 9 73 .8 40 22 .7 4 0. 96 88 2. 18 13 7. 8 63 .8 28 .4 0. 02 73 4 0. 79 9 6. 97 9 0. 96 2 0. 21 6 13 48 .1 16 .7 5 74 .0 50 22 .6 8 0. 97 09 2. 34 13 7. 2 62 .6 29 .7 0. 02 93 4 0. 90 5 7. 48 8 0. 45 3 0. 18 4 12 35 .0 14 .7 8 74 .2 60 22 .6 4 0. 97 26 2. 48 13 6. 6 61 .6 30 .7 0. 03 10 6 0. 99 7 7. 92 7 0. 01 5 0. 16 0 11 46 .4 13 .2 7 74 .4 80 22 .5 2 0. 97 50 2. 72 13 5. 6 60 .0 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 10 13 .5 11 .0 7 74 .7 10 0 22 .4 3 0. 97 68 2. 93 13 4. 6 58 .6 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 91 8. 8 9. 53 75 .0 15 0 22 .2 4 0. 97 96 3. 34 13 2. 4 56 .1 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 76 6. 7 7. 09 75 .6 20 0 22 .1 0 0. 98 14 3. 65 13 0. 5 54 .3 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 67 4. 4 5. 62 76 .1 25 0 21 .9 7 0. 98 26 3. 91 12 8. 7 52 .9 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 61 1. 5 4. 62 76 .5 30 0 21 .8 6 0. 98 35 4. 12 12 7. 1 51 .7 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 56 5. 4 3. 88 77 .0 35 0 21 .7 6 0. 98 42 4. 30 12 5. 5 50 .8 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 53 0. 1 3. 32 77 .3 45 0 21 .5 8 0. 98 52 4. 59 12 2. 7 49 .2 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 47 9. 3 2. 50 78 .0 55 0 21 .4 3 0. 98 58 4. 81 12 0. 0 48 .1 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 44 4. 5 1. 94 78 .6 60 0 21 .3 5 0. 98 61 4. 90 11 8. 8 47 .6 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 43 0. 9 1. 72 78 .9 65 0 21 .2 8 0. 98 63 4. 98 11 7. 6 47 .1 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 41 9. 2 1. 53 79 .1 70 0 21 .2 1 0. 98 65 5. 05 11 6. 4 46 .7 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 40 8. 9 1. 37 79 .4 75 0 21 .1 5 0. 98 67 5. 12 11 5. 3 46 .3 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 39 9. 9 1. 22 79 .6 80 0 21 .0 9 0. 98 69 5. 17 11 4. 2 46 .0 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 39 1. 9 1. 10 79 .9 90 0 20 .9 6 0. 98 71 5. 27 11 2. 0 45 .3 30 .8 0. 03 11 2 1. 00 0 7. 94 3 0. 00 0 0. 00 0 37 8. 5 0. 88 80 .3 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 3 z (m ) 0 .0 .2 1 . 0 0 .4 0 .6 0 .8 0 05 1 0 1 5 2 5 2 0 u (m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 4 0 . 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 9 4 0 .9 6 1 .0 0 0 . 0 .9 8 dv/dz(1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 1 . z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 .2 0 .6 0 .8 H x A z ( m 0 .4 ) 0 .0 .2 1 . 0 0 .4 0 .6 0 .8 0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 2468 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z (m ) 0 .0 2 0 .8 0 . 0 .4 0 .6 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 4 O gl ed 2 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 45 36 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 22 .6 9 0. 93 62 1. 06 13 9. 7 37 .4 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 3. 05 8 8. 15 3 0. 10 2 25 30 .5 51 .8 2 37 .4 5 22 .3 9 0. 94 71 1. 28 13 8. 8 37 .4 16 .6 0. 01 28 3 0. 01 4 3. 17 1 8. 04 0 0. 08 2 22 54 .8 37 .6 5 37 .7 10 22 .2 1 0. 95 33 1. 45 13 8. 1 37 .4 17 .0 0. 01 32 1 0. 02 5 3. 26 5 7. 94 6 0. 07 1 20 06 .3 30 .4 7 37 .9 20 21 .9 9 0. 96 05 1. 71 13 6. 8 37 .3 17 .6 0. 01 38 5 0. 04 5 3. 42 3 7. 78 8 0. 05 8 16 68 .8 22 .8 6 38 .3 30 21 .8 4 0. 96 47 1. 92 13 5. 8 37 .3 18 .2 0. 01 43 9 0. 06 1 3. 55 6 7. 65 5 0. 05 0 14 54 .4 18 .7 0 38 .7 40 21 .7 3 0. 96 76 2. 09 13 4. 8 37 .3 18 .6 0. 01 48 6 0. 07 5 3. 67 3 7. 53 8 0. 04 5 13 04 .6 16 .0 0 39 .0 50 21 .6 4 0. 96 98 2. 24 13 4. 0 37 .3 19 .0 0. 01 52 9 0. 08 8 3. 77 9 7. 43 2 0. 04 1 11 92 .9 14 .0 7 39 .3 60 21 .5 7 0. 97 15 2. 38 13 3. 2 37 .3 19 .4 0. 01 56 8 0. 10 0 3. 87 6 7. 33 5 0. 03 8 11 05 .7 12 .6 0 39 .5 80 21 .4 4 0. 97 40 2. 61 13 1. 7 37 .3 20 .0 0. 01 63 9 0. 12 2 4. 05 1 7. 16 0 0. 03 3 97 6. 9 10 .4 9 40 .0 10 0 21 .3 4 0. 97 58 2. 80 13 0. 4 37 .3 20 .6 0. 01 70 2 0. 14 1 4. 20 6 7. 00 5 0. 03 0 88 5. 2 9. 02 40 .4 15 0 21 .1 4 0. 97 88 3. 19 12 7. 6 37 .3 21 .7 0. 01 83 6 0. 18 2 4. 53 8 6. 67 3 0. 02 4 73 8. 2 6. 70 41 .3 20 0 20 .9 9 0. 98 06 3. 49 12 5. 2 37 .4 22 .7 0. 01 94 9 0. 21 6 4. 81 7 6. 39 4 0. 02 1 64 9. 1 5. 30 42 .1 25 0 20 .8 6 0. 98 18 3. 73 12 3. 0 37 .4 23 .5 0. 02 04 8 0. 24 6 5. 06 1 6. 15 0 0. 01 9 58 8. 4 4. 35 42 .8 30 0 20 .7 5 0. 98 27 3. 93 12 1. 0 37 .4 24 .2 0. 02 13 6 0. 27 2 5. 27 9 5. 93 2 0. 01 7 54 4. 0 3. 66 43 .4 35 0 20 .6 5 0. 98 35 4. 09 11 9. 2 37 .5 24 .8 0. 02 21 6 0. 29 7 5. 47 8 5. 73 3 0. 01 5 50 9. 9 3. 12 44 .0 45 0 20 .4 7 0. 98 45 4. 37 11 5. 9 37 .6 25 .8 0. 02 36 0 0. 34 0 5. 83 2 5. 38 0 0. 01 3 46 1. 0 2. 35 45 .0 55 0 20 .3 1 0. 98 52 4. 57 11 2. 9 37 .7 26 .7 0. 02 48 5 0. 37 8 6. 14 2 5. 06 9 0. 01 2 42 7. 5 1. 82 45 .9 60 0 20 .2 4 0. 98 55 4. 66 11 1. 6 37 .8 27 .1 0. 02 54 3 0. 39 6 6. 28 5 4. 92 6 0. 01 1 41 4. 3 1. 62 46 .3 65 0 20 .1 7 0. 98 57 4. 73 11 0. 2 37 .8 27 .5 0. 02 59 8 0. 41 2 6. 42 1 4. 79 0 0. 01 1 40 3. 1 1. 44 46 .7 70 0 20 .1 1 0. 98 59 4. 80 10 9. 0 37 .9 27 .9 0. 02 65 1 0. 42 8 6. 55 1 4. 66 0 0. 01 0 39 3. 3 1. 28 47 .1 75 0 20 .0 5 0. 98 61 4. 86 10 7. 7 37 .9 28 .2 0. 02 70 1 0. 44 4 6. 67 5 4. 53 6 0. 01 0 38 4. 5 1. 15 47 .5 80 0 19 .9 9 0. 98 62 4. 92 10 6. 6 38 .0 28 .5 0. 02 74 9 0. 45 8 6. 79 5 4. 41 6 0. 00 9 37 7. 1 1. 03 47 .8 90 0 19 .8 7 0. 98 65 5. 01 10 4. 3 38 .1 29 .1 0. 02 84 1 0. 48 6 7. 02 0 4. 19 1 0. 00 9 36 4. 3 0. 83 48 .5 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 5 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 2 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 2 0 .0 4 0 .0 6 0 .0 8 0 .1 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 6 O gl ed 3 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 51 24 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 22 .9 5 0. 93 38 1. 11 13 4. 4 32 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 3. 12 5 9. 81 4 0. 07 1 28 02 .7 52 .1 7 32 .0 5 22 .6 3 0. 94 49 1. 33 13 3. 5 32 .1 16 .5 0. 01 26 9 0. 00 8 3. 20 5 9. 73 4 0. 05 7 24 74 .3 38 .1 4 32 .3 10 22 .4 5 0. 95 12 1. 50 13 2. 7 32 .1 16 .8 0. 01 29 6 0. 01 5 3. 27 2 9. 66 7 0. 05 0 21 96 .2 30 .9 4 32 .5 20 22 .2 1 0. 95 86 1. 77 13 1. 5 32 .2 17 .2 0. 01 34 1 0. 02 7 3. 38 6 9. 55 2 0. 04 1 18 22 .9 23 .2 6 32 .9 30 22 .0 5 0. 96 30 1. 98 13 0. 4 32 .3 17 .6 0. 01 38 0 0. 03 7 3. 48 4 9. 45 5 0. 03 6 15 86 .7 19 .0 4 33 .3 40 21 .9 3 0. 96 60 2. 16 12 9. 4 32 .4 17 .9 0. 01 41 4 0. 04 5 3. 57 0 9. 36 9 0. 03 2 14 21 .9 16 .3 0 33 .6 50 21 .8 4 0. 96 82 2. 31 12 8. 5 32 .5 18 .2 0. 01 44 5 0. 05 3 3. 64 8 9. 29 1 0. 03 0 12 99 .1 14 .3 3 33 .8 60 21 .7 6 0. 97 00 2. 45 12 7. 7 32 .5 18 .5 0. 01 47 3 0. 06 1 3. 72 1 9. 21 8 0. 02 8 12 03 .2 12 .8 4 34 .1 80 21 .6 3 0. 97 26 2. 68 12 6. 2 32 .7 19 .0 0. 01 52 5 0. 07 4 3. 85 2 9. 08 7 0. 02 5 10 61 .6 10 .6 9 34 .5 10 0 21 .5 2 0. 97 45 2. 88 12 4. 9 32 .8 19 .4 0. 01 57 2 0. 08 6 3. 97 0 8. 96 9 0. 02 2 96 1. 0 9. 19 34 .9 15 0 21 .3 1 0. 97 76 3. 27 12 2. 0 33 .0 20 .3 0. 01 67 3 0. 11 2 4. 22 5 8. 71 4 0. 01 9 79 9. 5 6. 82 35 .8 20 0 21 .1 4 0. 97 95 3. 58 11 9. 5 33 .2 21 .1 0. 01 75 9 0. 13 4 4. 44 3 8. 49 6 0. 01 6 70 1. 6 5. 40 36 .6 25 0 21 .0 0 0. 98 08 3. 82 11 7. 3 33 .4 21 .7 0. 01 83 6 0. 15 4 4. 63 6 8. 30 3 0. 01 5 63 5. 0 4. 44 37 .3 30 0 20 .8 8 0. 98 18 4. 02 11 5. 3 33 .6 22 .3 0. 01 90 5 0. 17 2 4. 81 1 8. 12 8 0. 01 3 58 6. 2 3. 73 37 .9 35 0 20 .7 8 0. 98 25 4. 20 11 3. 4 33 .7 22 .8 0. 01 96 9 0. 18 8 4. 97 2 7. 96 7 0. 01 2 54 8. 9 3. 19 38 .4 45 0 20 .5 9 0. 98 36 4. 47 11 0. 1 34 .0 23 .8 0. 02 08 4 0. 21 8 5. 26 2 7. 67 7 0. 01 1 49 5. 1 2. 40 39 .4 55 0 20 .4 2 0. 98 43 4. 69 10 7. 1 34 .3 24 .5 0. 02 18 6 0. 24 4 5. 52 1 7. 41 8 0. 01 0 45 8. 2 1. 87 40 .3 60 0 20 .3 5 0. 98 46 4. 77 10 5. 7 34 .4 24 .9 0. 02 23 4 0. 25 6 5. 64 1 7. 29 8 0. 00 9 44 3. 9 1. 66 40 .7 65 0 20 .2 8 0. 98 49 4. 85 10 4. 4 34 .5 25 .2 0. 02 28 0 0. 26 8 5. 75 6 7. 18 3 0. 00 9 43 1. 4 1. 48 41 .1 70 0 20 .2 1 0. 98 51 4. 92 10 3. 1 34 .6 25 .6 0. 02 32 3 0. 27 9 5. 86 7 7. 07 2 0. 00 9 42 0. 6 1. 32 41 .4 75 0 20 .1 4 0. 98 53 4. 98 10 1. 9 34 .7 25 .9 0. 02 36 5 0. 29 0 5. 97 3 6. 96 6 0. 00 8 41 1. 2 1. 18 41 .8 80 0 20 .0 8 0. 98 54 5. 04 10 0. 7 34 .8 26 .2 0. 02 40 6 0. 30 1 6. 07 6 6. 86 3 0. 00 8 40 2. 8 1. 06 42 .1 90 0 19 .9 6 0. 98 57 5. 13 98 .4 35 .0 26 .7 0. 02 48 3 0. 32 1 6. 27 1 6. 66 8 0. 00 7 38 8. 7 0. 86 42 .8 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 7 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 3 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 2 0 .0 4 0 .0 6 0 .0 8 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 8 O gl ed 4 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 38 24 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 24 .1 0 0. 92 52 1. 13 17 2. 3 51 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 97 5 6. 21 9 0. 31 1 34 42 .1 56 .4 0 51 .0 5 23 .7 2 0. 93 82 1. 37 17 1. 0 50 .6 17 .5 0. 01 37 4 0. 05 3 3. 30 4 5. 89 0 0. 24 3 29 77 .4 40 .2 2 51 .3 10 23 .5 0 0. 94 54 1. 55 17 0. 0 50 .4 18 .6 0. 01 48 6 0. 09 6 3. 57 3 5. 62 1 0. 20 6 26 10 .9 32 .2 7 51 .6 20 23 .2 2 0. 95 37 1. 82 16 8. 1 49 .9 20 .3 0. 01 66 9 0. 16 7 4. 01 1 5. 18 3 0. 16 3 21 39 .2 24 .0 1 52 .1 30 23 .0 4 0. 95 86 2. 04 16 6. 6 49 .6 21 .6 0. 01 81 8 0. 22 4 4. 37 1 4. 82 3 0. 13 8 18 49 .0 19 .5 5 52 .5 40 22 .9 1 0. 96 20 2. 22 16 5. 2 49 .3 22 .7 0. 01 94 7 0. 27 4 4. 68 0 4. 51 5 0. 12 0 16 49 .4 16 .6 8 52 .8 50 22 .8 0 0. 96 45 2. 38 16 4. 0 49 .0 23 .6 0. 02 06 0 0. 31 8 4. 95 3 4. 24 1 0. 10 7 15 01 .9 14 .6 4 53 .1 60 22 .7 0 0. 96 64 2. 51 16 2. 8 48 .8 24 .4 0. 02 16 2 0. 35 8 5. 19 9 3. 99 5 0. 09 8 13 87 .5 13 .1 0 53 .4 80 22 .5 5 0. 96 94 2. 75 16 0. 7 48 .5 25 .7 0. 02 34 2 0. 42 7 5. 63 1 3. 56 4 0. 08 3 12 19 .6 10 .8 8 54 .0 10 0 22 .4 2 0. 97 14 2. 96 15 8. 8 48 .2 26 .8 0. 02 49 7 0. 48 7 6. 00 3 3. 19 1 0. 07 3 11 00 .8 9. 34 54 .4 15 0 22 .1 7 0. 97 49 3. 36 15 4. 7 47 .6 28 .9 0. 02 81 4 0. 61 0 6. 76 6 2. 42 8 0. 05 6 91 1. 1 6. 93 55 .5 20 0 21 .9 7 0. 97 70 3. 66 15 1. 2 47 .3 30 .5 0. 03 06 7 0. 70 7 7. 37 3 1. 82 1 0. 04 6 79 6. 6 5. 48 56 .3 25 0 21 .8 1 0. 97 84 3. 91 14 8. 1 47 .0 31 .7 0. 03 27 8 0. 78 9 7. 88 2 1. 31 2 0. 03 9 71 8. 6 4. 50 57 .1 30 0 21 .6 6 0. 97 95 4. 12 14 5. 3 46 .8 32 .7 0. 03 46 1 0. 86 0 8. 32 1 0. 87 4 0. 03 4 66 1. 6 3. 78 57 .8 35 0 21 .5 2 0. 98 03 4. 29 14 2. 7 46 .7 33 .6 0. 03 62 2 0. 92 2 8. 70 8 0. 48 6 0. 03 0 61 8. 0 3. 23 58 .4 45 0 21 .2 8 0. 98 15 4. 57 13 8. 0 46 .5 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 55 4. 7 2. 43 59 .5 55 0 21 .0 5 0. 98 24 4. 79 13 3. 8 46 .3 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 51 0. 7 1. 88 60 .5 60 0 20 .9 4 0. 98 27 4. 88 13 1. 9 46 .2 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 49 3. 6 1. 66 61 .0 65 0 20 .8 4 0. 98 30 4. 95 13 0. 0 46 .1 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 47 8. 6 1. 48 61 .4 70 0 20 .7 4 0. 98 32 5. 02 12 8. 2 46 .0 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 46 5. 7 1. 31 61 .8 75 0 20 .6 5 0. 98 34 5. 09 12 6. 5 45 .9 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 45 4. 3 1. 17 62 .2 80 0 20 .5 6 0. 98 36 5. 14 12 4. 9 45 .8 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 44 4. 2 1. 05 62 .6 90 0 20 .3 9 0. 98 39 5. 23 12 1. 7 45 .6 34 .6 0. 03 82 4 1. 00 0 9. 19 4 0. 00 0 0. 00 0 42 7. 2 0. 84 63 .3 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 25 9 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 4 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 0 O gl ed 5 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 52 92 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 23 .7 6 0. 92 36 1. 11 17 6. 0 45 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 90 4 9. 51 4 0. 22 1 34 34 .7 55 .7 5 45 .0 5 23 .3 6 0. 93 69 1. 34 17 4. 6 44 .9 17 .2 0. 01 33 5 0. 02 4 3. 13 3 9. 28 4 0. 17 5 29 59 .6 39 .5 7 45 .4 10 23 .1 3 0. 94 43 1. 52 17 3. 4 44 .8 17 .9 0. 01 41 6 0. 04 4 3. 32 2 9. 09 5 0. 15 0 25 89 .9 31 .6 8 45 .7 20 22 .8 4 0. 95 27 1. 79 17 1. 3 44 .7 19 .2 0. 01 55 0 0. 07 7 3. 63 6 8. 78 1 0. 12 0 21 17 .3 23 .5 0 46 .2 30 22 .6 4 0. 95 77 2. 00 16 9. 6 44 .6 20 .2 0. 01 66 1 0. 10 4 3. 89 7 8. 52 0 0. 10 3 18 27 .7 19 .1 1 46 .6 40 22 .5 0 0. 96 12 2. 18 16 8. 1 44 .5 21 .1 0. 01 75 8 0. 12 8 4. 12 5 8. 29 2 0. 09 1 16 29 .1 16 .2 8 47 .0 50 22 .3 8 0. 96 37 2. 33 16 6. 7 44 .4 21 .8 0. 01 84 5 0. 15 0 4. 32 9 8. 08 8 0. 08 3 14 82 .5 14 .2 8 47 .3 60 22 .2 8 0. 96 57 2. 47 16 5. 4 44 .3 22 .5 0. 01 92 4 0. 16 9 4. 51 5 7. 90 3 0. 07 6 13 68 .9 12 .7 6 47 .7 80 22 .1 1 0. 96 86 2. 70 16 3. 1 44 .2 23 .6 0. 02 06 5 0. 20 4 4. 84 5 7. 57 2 0. 06 6 12 02 .4 10 .5 8 48 .2 10 0 21 .9 7 0. 97 08 2. 90 16 1. 0 44 .2 24 .6 0. 02 18 9 0. 23 5 5. 13 5 7. 28 2 0. 05 8 10 84 .7 9. 08 48 .7 15 0 21 .7 0 0. 97 42 3. 28 15 6. 5 44 .0 26 .5 0. 02 44 7 0. 29 8 5. 74 2 6. 67 5 0. 04 6 89 6. 9 6. 71 49 .9 20 0 21 .4 8 0. 97 64 3. 58 15 2. 6 44 .0 27 .9 0. 02 65 9 0. 35 1 6. 24 0 6. 17 7 0. 03 9 78 3. 6 5. 30 50 .8 25 0 21 .3 0 0. 97 78 3. 82 14 9. 2 43 .9 29 .1 0. 02 84 1 0. 39 5 6. 66 6 5. 75 1 0. 03 4 70 6. 5 4. 34 51 .6 30 0 21 .1 4 0. 97 89 4. 02 14 6. 2 43 .9 30 .1 0. 03 00 1 0. 43 5 7. 04 0 5. 37 7 0. 03 0 65 0. 2 3. 65 52 .4 35 0 21 .0 0 0. 97 98 4. 19 14 3. 3 43 .9 30 .9 0. 03 14 4 0. 47 0 7. 37 6 5. 04 2 0. 02 7 60 7. 1 3. 11 53 .0 45 0 20 .7 4 0. 98 10 4. 46 13 8. 3 44 .0 32 .4 0. 03 39 3 0. 53 2 7. 96 0 4. 45 7 0. 02 3 54 4. 9 2. 34 54 .3 55 0 20 .5 2 0. 98 18 4. 66 13 3. 8 44 .1 33 .5 0. 03 60 6 0. 58 4 8. 46 1 3. 95 6 0. 02 0 50 2. 2 1. 81 55 .3 60 0 20 .4 2 0. 98 22 4. 75 13 1. 7 44 .1 34 .0 0. 03 70 3 0. 60 8 8. 68 8 3. 73 0 0. 01 9 48 5. 5 1. 60 55 .8 65 0 20 .3 3 0. 98 25 4. 83 12 9. 7 44 .1 34 .5 0. 03 79 4 0. 63 0 8. 90 1 3. 51 6 0. 01 8 47 1. 0 1. 42 56 .3 70 0 20 .2 4 0. 98 27 4. 89 12 7. 8 44 .2 34 .9 0. 03 88 0 0. 65 2 9. 10 3 3. 31 4 0. 01 7 45 8. 3 1. 27 56 .7 75 0 20 .1 5 0. 98 29 4. 95 12 6. 0 44 .2 35 .3 0. 03 96 1 0. 67 2 9. 29 5 3. 12 3 0. 01 6 44 7. 3 1. 13 57 .1 80 0 20 .0 7 0. 98 31 5. 01 12 4. 2 44 .3 35 .7 0. 04 03 9 0. 69 1 9. 47 8 2. 94 0 0. 01 5 43 7. 6 1. 01 57 .5 90 0 19 .9 1 0. 98 34 5. 10 12 0. 9 44 .4 36 .4 0. 04 18 5 0. 72 7 9. 81 9 2. 59 8 0. 01 4 42 1. 0 0. 81 58 .3 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 1 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 5 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 0 .2 5 0 .3 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 2 O gl ed 6 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 65 74 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 23 .7 6 0. 92 62 1. 11 17 6. 0 38 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 91 2 12 .5 59 0. 13 2 32 78 .5 54 .7 4 38 .0 5 23 .3 7 0. 93 89 1. 34 17 4. 5 38 .1 16 .8 0. 01 29 6 0. 01 1 3. 05 1 12 .4 21 0. 10 6 28 36 .3 39 .1 3 38 .4 10 23 .1 4 0. 94 60 1. 52 17 3. 3 38 .1 17 .3 0. 01 34 6 0. 02 0 3. 16 7 12 .3 04 0. 09 2 24 88 .6 31 .4 2 38 .7 20 22 .8 5 0. 95 42 1. 79 17 1. 3 38 .3 18 .1 0. 01 42 9 0. 03 6 3. 36 3 12 .1 09 0. 07 6 20 40 .3 23 .3 7 39 .2 30 22 .6 5 0. 95 90 2. 00 16 9. 5 38 .4 18 .7 0. 01 49 9 0. 04 9 3. 52 9 11 .9 43 0. 06 6 17 64 .0 19 .0 3 39 .7 40 22 .5 1 0. 96 23 2. 17 16 8. 0 38 .4 19 .3 0. 01 56 2 0. 06 1 3. 67 5 11 .7 96 0. 05 9 15 73 .8 16 .2 2 40 .1 50 22 .3 8 0. 96 48 2. 32 16 6. 6 38 .5 19 .8 0. 01 61 8 0. 07 1 3. 80 8 11 .6 63 0. 05 4 14 33 .1 14 .2 3 40 .5 60 22 .2 8 0. 96 67 2. 46 16 5. 2 38 .6 20 .3 0. 01 67 0 0. 08 1 3. 93 1 11 .5 41 0. 05 0 13 24 .0 12 .7 2 40 .8 80 22 .1 1 0. 96 96 2. 69 16 2. 9 38 .7 21 .1 0. 01 76 4 0. 09 9 4. 15 2 11 .3 20 0. 04 4 11 63 .7 10 .5 5 41 .4 10 0 21 .9 6 0. 97 16 2. 89 16 0. 8 38 .9 21 .8 0. 01 84 8 0. 11 4 4. 35 0 11 .1 22 0. 04 0 10 50 .3 9. 05 42 .0 15 0 21 .6 8 0. 97 50 3. 27 15 6. 2 39 .1 23 .3 0. 02 02 9 0. 14 8 4. 77 6 10 .6 96 0. 03 3 86 9. 2 6. 69 43 .2 20 0 21 .4 5 0. 97 71 3. 57 15 2. 3 39 .3 24 .5 0. 02 18 3 0. 17 7 5. 13 6 10 .3 35 0. 02 9 75 9. 9 5. 28 44 .2 25 0 21 .2 7 0. 97 85 3. 81 14 8. 8 39 .5 25 .5 0. 02 31 7 0. 20 2 5. 45 4 10 .0 18 0. 02 5 68 5. 5 4. 32 45 .0 30 0 21 .1 0 0. 97 96 4. 01 14 5. 7 39 .7 26 .4 0. 02 43 9 0. 22 5 5. 73 9 9. 73 3 0. 02 3 63 1. 1 3. 62 45 .8 35 0 20 .9 5 0. 98 04 4. 17 14 2. 8 39 .9 27 .2 0. 02 54 9 0. 24 6 6. 00 0 9. 47 2 0. 02 1 58 9. 5 3. 09 46 .5 45 0 20 .6 9 0. 98 16 4. 44 13 7. 7 40 .2 28 .5 0. 02 74 8 0. 28 3 6. 46 6 9. 00 5 0. 01 9 52 9. 5 2. 32 47 .8 55 0 20 .4 7 0. 98 24 4. 64 13 3. 2 40 .5 29 .6 0. 02 92 3 0. 31 6 6. 87 8 8. 59 4 0. 01 7 48 8. 3 1. 79 49 .0 60 0 20 .3 6 0. 98 27 4. 73 13 1. 1 40 .6 30 .1 0. 03 00 3 0. 33 1 7. 06 8 8. 40 4 0. 01 6 47 2. 2 1. 58 49 .5 65 0 20 .2 6 0. 98 30 4. 80 12 9. 1 40 .7 30 .6 0. 03 08 0 0. 34 5 7. 24 8 8. 22 3 0. 01 5 45 8. 3 1. 40 50 .0 70 0 20 .1 7 0. 98 32 4. 87 12 7. 1 40 .8 31 .0 0. 03 15 3 0. 35 9 7. 42 1 8. 05 0 0. 01 4 44 6. 2 1. 25 50 .4 75 0 20 .0 8 0. 98 34 4. 93 12 5. 3 41 .0 31 .4 0. 03 22 4 0. 37 2 7. 58 7 7. 88 5 0. 01 4 43 5. 5 1. 11 50 .9 80 0 20 .0 0 0. 98 36 4. 98 12 3. 5 41 .1 31 .8 0. 03 29 1 0. 38 5 7. 74 6 7. 72 6 0. 01 3 42 5. 9 0. 99 51 .3 90 0 19 .8 4 0. 98 39 5. 07 12 0. 2 41 .3 32 .5 0. 03 41 9 0. 40 9 8. 04 6 7. 42 5 0. 01 2 41 0. 2 0. 80 52 .1 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 3 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 6 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 1 2 1 4 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 4 O gl ed 7 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 64 89 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 24 .9 5 0. 92 98 1. 16 20 0. 0 37 .8 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 91 4 12 .3 64 0. 12 7 32 99 .5 54 .7 9 37 .8 5 24 .5 6 0. 94 16 1. 39 19 8. 3 38 .0 16 .7 0. 01 29 4 0. 01 1 3. 04 8 12 .2 30 0. 10 3 28 53 .2 39 .6 8 38 .2 10 24 .3 2 0. 94 82 1. 57 19 6. 9 38 .1 17 .2 0. 01 34 3 0. 02 0 3. 16 1 12 .1 17 0. 09 0 25 08 .2 32 .0 4 38 .6 20 24 .0 2 0. 95 60 1. 85 19 4. 6 38 .3 18 .0 0. 01 42 4 0. 03 6 3. 35 4 11 .9 24 0. 07 5 20 61 .7 23 .9 6 39 .2 30 23 .8 1 0. 96 06 2. 06 19 2. 6 38 .5 18 .7 0. 01 49 4 0. 04 9 3. 51 8 11 .7 60 0. 06 6 17 84 .9 19 .5 5 39 .8 40 23 .6 5 0. 96 38 2. 24 19 0. 8 38 .7 19 .3 0. 01 55 6 0. 06 1 3. 66 5 11 .6 13 0. 05 9 15 93 .8 16 .7 0 40 .3 50 23 .5 1 0. 96 61 2. 40 18 9. 1 38 .8 19 .8 0. 01 61 3 0. 07 2 3. 79 8 11 .4 80 0. 05 5 14 52 .1 14 .6 6 40 .7 60 23 .4 0 0. 96 80 2. 54 18 7. 6 38 .9 20 .3 0. 01 66 6 0. 08 2 3. 92 2 11 .3 56 0. 05 1 13 42 .0 13 .1 1 41 .1 80 23 .2 1 0. 97 07 2. 78 18 4. 9 39 .2 21 .1 0. 01 76 2 0. 10 0 4. 14 8 11 .1 30 0. 04 5 11 80 .2 10 .8 9 41 .8 10 0 23 .0 5 0. 97 27 2. 98 18 2. 5 39 .4 21 .8 0. 01 84 8 0. 11 6 4. 35 1 10 .9 27 0. 04 1 10 65 .5 9. 34 42 .5 15 0 22 .7 3 0. 97 59 3. 38 17 7. 2 39 .8 23 .4 0. 02 03 6 0. 15 2 4. 79 4 10 .4 84 0. 03 5 88 2. 1 6. 91 43 .8 20 0 22 .4 8 0. 97 79 3. 68 17 2. 7 40 .2 24 .6 0. 02 19 8 0. 18 3 5. 17 5 10 .1 03 0. 03 0 77 1. 2 5. 45 45 .0 25 0 22 .2 6 0. 97 93 3. 93 16 8. 7 40 .5 25 .7 0. 02 34 2 0. 21 0 5. 51 5 9. 76 3 0. 02 7 69 5. 8 4. 46 46 .0 30 0 22 .0 8 0. 98 03 4. 13 16 5. 1 40 .8 26 .6 0. 02 47 3 0. 23 5 5. 82 3 9. 45 5 0. 02 5 64 0. 6 3. 73 47 .0 35 0 21 .9 1 0. 98 11 4. 31 16 1. 8 41 .1 27 .5 0. 02 59 4 0. 25 8 6. 10 8 9. 17 0 0. 02 3 59 8. 3 3. 18 47 .8 45 0 21 .6 1 0. 98 23 4. 58 15 5. 9 41 .5 28 .9 0. 02 81 3 0. 30 0 6. 62 5 8. 65 3 0. 02 1 53 7. 4 2. 38 49 .3 55 0 21 .3 6 0. 98 30 4. 79 15 0. 7 41 .9 30 .1 0. 03 00 9 0. 33 7 7. 08 6 8. 19 2 0. 01 9 49 5. 6 1. 83 50 .7 60 0 21 .2 4 0. 98 33 4. 88 14 8. 3 42 .1 30 .7 0. 03 10 1 0. 35 5 7. 30 1 7. 97 7 0. 01 8 47 9. 2 1. 62 51 .3 65 0 21 .1 3 0. 98 36 4. 95 14 6. 0 42 .2 31 .2 0. 03 18 8 0. 37 1 7. 50 7 7. 77 1 0. 01 7 46 5. 1 1. 43 51 .8 70 0 21 .0 2 0. 98 38 5. 02 14 3. 8 42 .4 31 .7 0. 03 27 2 0. 38 7 7. 70 4 7. 57 4 0. 01 6 45 2. 8 1. 27 52 .4 75 0 20 .9 2 0. 98 40 5. 08 14 1. 7 42 .5 32 .1 0. 03 35 3 0. 40 3 7. 89 5 7. 38 3 0. 01 6 44 2. 0 1. 13 52 .9 80 0 20 .8 2 0. 98 42 5. 13 13 9. 6 42 .6 32 .6 0. 03 43 1 0. 41 8 8. 07 8 7. 20 0 0. 01 5 43 2. 3 1. 01 53 .4 90 0 20 .6 4 0. 98 44 5. 22 13 5. 8 42 .9 33 .4 0. 03 57 9 0. 44 6 8. 42 7 6. 85 1 0. 01 4 41 6. 2 0. 80 54 .4 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 5 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 7 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 1 2 1 4 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 6 O gl ed 8 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 53 03 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 24 .9 0 0. 93 29 1. 15 20 0. 0 70 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 91 7 9. 58 4 0. 81 6 30 87 .4 53 .7 1 70 .0 5 24 .5 9 0. 94 40 1. 38 19 8. 7 68 .6 19 .6 0. 01 59 1 0. 08 7 3. 75 0 8. 75 1 0. 61 7 26 89 .5 39 .2 6 70 .4 10 24 .4 1 0. 95 04 1. 56 19 7. 6 67 .5 22 .0 0. 01 87 0 0. 15 6 4. 40 9 8. 09 3 0. 50 6 23 75 .8 31 .8 6 70 .7 20 24 .1 8 0. 95 78 1. 83 19 5. 8 65 .8 25 .4 0. 02 30 7 0. 26 3 5. 43 8 7. 06 4 0. 37 9 19 64 .6 23 .9 8 71 .2 30 24 .0 4 0. 96 23 2. 05 19 4. 2 64 .5 27 .8 0. 02 64 7 0. 34 7 6. 24 1 6. 26 1 0. 30 7 17 07 .4 19 .6 5 71 .6 40 23 .9 2 0. 96 54 2. 23 19 2. 8 63 .5 29 .6 0. 02 92 9 0. 41 6 6. 90 4 5. 59 8 0. 25 8 15 28 .8 16 .8 4 72 .0 50 23 .8 3 0. 96 76 2. 39 19 1. 5 62 .7 31 .1 0. 03 16 9 0. 47 5 7. 47 0 5. 03 1 0. 22 4 13 96 .0 14 .8 2 72 .3 60 23 .7 6 0. 96 94 2. 53 19 0. 3 61 .9 32 .3 0. 03 37 9 0. 52 7 7. 96 6 4. 53 6 0. 19 7 12 92 .5 13 .2 8 72 .7 80 23 .6 2 0. 97 21 2. 77 18 8. 1 60 .7 34 .2 0. 03 73 4 0. 61 4 8. 80 2 3. 69 9 0. 16 0 11 40 .0 11 .0 7 73 .2 10 0 23 .5 1 0. 97 40 2. 98 18 6. 1 59 .8 35 .6 0. 04 02 7 0. 68 6 9. 49 3 3. 00 8 0. 13 4 10 31 .5 9. 53 73 .8 15 0 23 .2 9 0. 97 72 3. 39 18 1. 8 58 .1 38 .2 0. 04 59 3 0. 82 5 10 .8 27 1. 67 4 0. 09 6 85 7. 6 7. 09 74 .9 20 0 23 .1 1 0. 97 91 3. 70 17 8. 1 57 .0 39 .9 0. 05 01 5 0. 92 9 11 .8 23 0. 67 9 0. 07 5 75 2. 1 5. 62 75 .9 25 0 22 .9 4 0. 98 05 3. 96 17 4. 8 56 .2 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 67 9. 9 4. 62 76 .7 30 0 22 .7 6 0. 98 15 4. 17 17 1. 7 55 .6 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 62 6. 2 3. 87 77 .5 35 0 22 .6 0 0. 98 22 4. 35 16 8. 9 55 .0 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 58 5. 0 3. 29 78 .1 45 0 22 .3 1 0. 98 33 4. 63 16 3. 8 54 .1 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 52 5. 8 2. 47 79 .4 55 0 22 .0 6 0. 98 41 4. 85 15 9. 2 53 .4 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 48 5. 1 1. 90 80 .5 60 0 21 .9 4 0. 98 43 4. 94 15 7. 0 53 .1 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 46 9. 3 1. 68 81 .0 65 0 21 .8 3 0. 98 46 5. 02 15 4. 9 52 .9 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 45 5. 5 1. 48 81 .4 70 0 21 .7 3 0. 98 48 5. 09 15 2. 9 52 .6 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 44 3. 5 1. 32 81 .9 75 0 21 .6 2 0. 98 50 5. 15 15 1. 0 52 .4 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 43 3. 0 1. 17 82 .3 80 0 21 .5 2 0. 98 51 5. 20 14 9. 1 52 .1 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 42 3. 7 1. 05 82 .8 90 0 21 .3 4 0. 98 54 5. 30 14 5. 6 51 .7 41 .0 0. 05 30 3 1. 00 0 12 .5 02 0. 00 0 0. 00 0 40 7. 9 0. 83 83 .5 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 7 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 O g le d 8 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 1 2 1 4 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 8 O gl ed 9 . Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 39 43 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 21 .2 7 0. 91 07 1. 20 15 7. 1 78 .7 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 67 5 5. 84 9 1. 63 0 40 54 .8 44 .1 7 78 .7 5 21 .0 2 0. 92 29 1. 39 15 6. 0 76 .4 22 .6 0. 01 94 3 0. 26 1 4. 20 0 4. 32 5 1. 22 5 34 19 .9 33 .2 6 78 .9 10 20 .8 7 0. 93 05 1. 54 15 5. 1 74 .5 26 .8 0. 02 49 3 0. 46 4 5. 38 9 3. 13 6 0. 98 8 29 93 .4 27 .3 0 79 .1 20 20 .6 9 0. 93 97 1. 78 15 3. 5 71 .8 32 .0 0. 03 33 0 0. 77 3 7. 19 9 1. 32 6 0. 71 3 24 57 .3 20 .7 0 79 .3 30 20 .5 6 0. 94 54 1. 97 15 2. 0 69 .8 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 21 27 .2 17 .0 0 79 .6 40 20 .4 1 0. 94 95 2. 13 15 0. 7 68 .1 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 18 94 .2 14 .5 1 79 .8 50 20 .2 9 0. 95 25 2. 26 14 9. 5 66 .8 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 17 22 .0 12 .7 2 80 .0 60 20 .1 8 0. 95 49 2. 38 14 8. 4 65 .6 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 15 88 .3 11 .3 7 80 .2 80 20 .0 0 0. 95 85 2. 59 14 6. 3 63 .6 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 13 92 .1 9. 42 80 .5 10 0 19 .8 6 0. 96 11 2. 76 14 4. 3 62 .1 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 12 53 .2 8. 07 80 .8 15 0 19 .5 6 0. 96 54 3. 11 14 0. 0 59 .2 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 10 31 .2 5. 94 81 .4 20 0 19 .3 3 0. 96 81 3. 37 13 6. 2 57 .1 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 89 6. 9 4. 68 82 .0 25 0 19 .1 3 0. 97 00 3. 58 13 2. 8 55 .5 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 80 5. 5 3. 82 82 .4 30 0 18 .9 6 0. 97 14 3. 76 12 9. 7 54 .2 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 73 8. 6 3. 20 82 .9 35 0 18 .8 0 0. 97 25 3. 90 12 6. 8 53 .1 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 68 7. 2 2. 72 83 .2 45 0 18 .5 3 0. 97 41 4. 14 12 1. 6 51 .4 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 61 3. 1 2. 03 83 .9 55 0 18 .2 9 0. 97 51 4. 32 11 6. 9 50 .1 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 56 2. 1 1. 56 84 .4 60 0 18 .1 8 0. 97 55 4. 39 11 4. 8 49 .6 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 54 2. 2 1. 38 84 .7 65 0 18 .0 8 0. 97 59 4. 46 11 2. 7 49 .1 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 52 4. 9 1. 22 84 .9 70 0 17 .9 8 0. 97 62 4. 51 11 0. 7 48 .6 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 50 9. 7 1. 08 85 .2 75 0 17 .8 8 0. 97 65 4. 57 10 8. 8 48 .2 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 49 6. 5 0. 96 85 .4 80 0 17 .7 9 0. 97 67 4. 61 10 7. 0 47 .8 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 48 4. 8 0. 86 85 .6 90 0 17 .6 2 0. 97 71 4. 69 10 3. 5 47 .1 35 .2 0. 03 94 8 1. 00 0 8. 53 5 0. 00 0 0. 00 0 46 4. 9 0. 68 86 .0 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 26 9 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 O g le d 9 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 .5 1 .0 1 .5 2 .0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 -2 0 00 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 0 O gl ed 1 0. S u sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 44 44 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 21 .8 1 0. 90 67 1. 24 17 4. 0 85 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 62 8 6. 81 0 2. 27 7 44 80 .4 45 .0 1 85 .0 5 21 .5 7 0. 91 93 1. 44 17 2. 7 82 .1 24 .8 0. 02 21 6 0. 30 5 4. 70 6 4. 73 2 1. 68 6 37 55 .8 33 .9 0 85 .2 10 21 .4 3 0. 92 71 1. 59 17 1. 6 79 .9 29 .9 0. 02 96 8 0. 54 0 6. 30 5 3. 13 3 1. 34 4 32 77 .7 27 .8 2 85 .4 20 21 .2 5 0. 93 67 1. 83 16 9. 6 76 .6 36 .0 0. 04 09 7 0. 89 2 8. 70 2 0. 73 7 0. 95 2 26 82 .1 21 .1 0 85 .7 30 21 .0 7 0. 94 27 2. 02 16 7. 8 74 .1 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 23 11 .6 17 .2 6 86 .0 40 20 .9 0 0. 94 69 2. 18 16 6. 3 72 .2 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 20 54 .5 14 .7 1 86 .2 50 20 .7 6 0. 95 00 2. 32 16 4. 8 70 .6 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 18 64 .8 12 .8 9 86 .5 60 20 .6 4 0. 95 25 2. 44 16 3. 4 69 .2 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 17 17 .9 11 .5 1 86 .7 80 20 .4 4 0. 95 63 2. 65 16 0. 8 66 .9 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 15 02 .5 9. 52 87 .0 10 0 20 .2 7 0. 95 90 2. 83 15 8. 5 65 .2 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 13 50 .2 8. 15 87 .4 15 0 19 .9 3 0. 96 35 3. 18 15 3. 2 61 .9 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 11 07 .2 5. 99 88 .1 20 0 19 .6 6 0. 96 63 3. 44 14 8. 7 59 .5 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 96 0. 6 4. 70 88 .6 25 0 19 .4 3 0. 96 83 3. 65 14 4. 5 57 .8 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 86 0. 7 3. 83 89 .2 30 0 19 .2 3 0. 96 97 3. 83 14 0. 8 56 .4 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 78 7. 7 3. 20 89 .6 35 0 19 .0 4 0. 97 08 3. 97 13 7. 3 55 .2 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 73 1. 6 2. 71 90 .0 45 0 18 .7 2 0. 97 25 4. 21 13 1. 1 53 .4 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 65 0. 8 2. 02 90 .7 55 0 18 .4 4 0. 97 36 4. 39 12 5. 6 52 .0 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 59 5. 2 1. 54 91 .3 60 0 18 .3 2 0. 97 40 4. 46 12 3. 0 51 .5 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 57 3. 4 1. 36 91 .6 65 0 18 .2 0 0. 97 44 4. 52 12 0. 6 50 .9 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 55 4. 5 1. 20 91 .9 70 0 18 .0 9 0. 97 47 4. 58 11 8. 2 50 .5 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 53 8. 1 1. 06 92 .1 75 0 17 .9 8 0. 97 50 4. 63 11 6. 0 50 .0 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 52 3. 5 0. 94 92 .3 80 0 17 .8 7 0. 97 52 4. 67 11 3. 9 49 .6 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 51 0. 8 0. 83 92 .5 90 0 17 .6 8 0. 97 56 4. 75 10 9. 9 48 .9 37 .5 0. 04 44 8 1. 00 0 9. 44 9 0. 00 0 0. 00 0 48 9. 2 0. 65 92 .9 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 1 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 O g le d 1 0 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 .5 1 .0 1 .5 2 .0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 2 O gl ed 1 1. Su sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 37 92 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 21 .0 7 0. 92 73 1. 37 15 7. 1 75 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 69 9 5. 57 0 1. 10 7 31 51 .6 33 .1 9 75 .0 5 20 .9 2 0. 93 45 1. 52 15 6. 2 73 .2 20 .9 0. 01 73 5 0. 19 5 3. 78 4 4. 48 5 0. 89 5 27 66 .6 27 .2 5 75 .2 10 20 .8 2 0. 93 96 1. 65 15 5. 4 71 .8 24 .2 0. 02 14 5 0. 35 5 4. 67 9 3. 59 0 0. 75 2 24 89 .0 23 .4 2 75 .3 20 20 .6 8 0. 94 64 1. 85 15 3. 9 69 .5 28 .8 0. 02 80 0 0. 61 2 6. 10 6 2. 16 3 0. 57 1 21 11 .6 18 .6 3 75 .6 30 20 .5 7 0. 95 09 2. 03 15 2. 5 67 .7 31 .9 0. 03 31 1 0. 81 2 7. 22 1 1. 04 8 0. 45 9 18 62 .6 15 .6 8 75 .9 40 20 .4 9 0. 95 42 2. 17 15 1. 3 66 .3 34 .2 0. 03 72 9 0. 97 6 8. 13 4 0. 13 5 0. 38 2 16 83 .3 13 .6 4 76 .1 50 20 .3 9 0. 95 68 2. 30 15 0. 2 65 .1 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 15 44 .0 12 .0 9 76 .3 60 20 .2 9 0. 95 88 2. 41 14 9. 1 64 .1 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 14 33 .3 10 .8 9 76 .5 80 20 .1 3 0. 96 19 2. 61 14 7. 2 62 .3 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 12 67 .5 9. 11 76 .8 10 0 20 .0 0 0. 96 43 2. 78 14 5. 3 60 .9 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 11 47 .9 7. 86 77 .2 15 0 19 .7 2 0. 96 81 3. 12 14 1. 3 58 .2 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 95 3. 3 5. 85 77 .8 20 0 19 .5 0 0. 97 06 3. 38 13 7. 7 56 .3 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 83 3. 8 4. 63 78 .4 25 0 19 .3 2 0. 97 23 3. 59 13 4. 5 54 .8 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 75 1. 6 3. 80 78 .9 30 0 19 .1 5 0. 97 36 3. 76 13 1. 5 53 .6 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 69 1. 1 3. 18 79 .4 35 0 19 .0 0 0. 97 46 3. 91 12 8. 8 52 .6 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 64 4. 5 2. 71 79 .8 45 0 18 .7 4 0. 97 60 4. 15 12 3. 7 51 .0 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 57 7. 1 2. 03 80 .5 55 0 18 .5 1 0. 97 70 4. 32 11 9. 3 49 .7 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 53 0. 5 1. 57 81 .1 60 0 18 .4 0 0. 97 74 4. 40 11 7. 2 49 .2 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 51 2. 1 1. 38 81 .4 65 0 18 .3 0 0. 97 77 4. 46 11 5. 2 48 .7 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 49 6. 3 1. 23 81 .7 70 0 18 .2 1 0. 97 80 4. 52 11 3. 3 48 .3 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 48 2. 4 1. 09 81 .9 75 0 18 .1 1 0. 97 82 4. 57 11 1. 4 47 .8 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 47 0. 2 0. 97 82 .1 80 0 18 .0 3 0. 97 85 4. 62 10 9. 6 47 .5 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 45 9. 4 0. 86 82 .4 90 0 17 .8 6 0. 97 88 4. 69 10 6. 3 46 .8 34 .5 0. 03 79 3 1. 00 0 8. 27 3 0. 00 0 0. 00 0 44 1. 3 0. 68 82 .8 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 3 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 051 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 O g le d 1 1 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 .5 1 .0 1 .5 2 .0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 -4 0 0 -2 0 00 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 4 O gl ed 1 2. S u sp en zi ja _ V o d a, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 43 94 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 21 .1 3 0. 93 12 1. 35 16 8. 1 78 .3 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 65 0 6. 75 8 1. 23 8 28 89 .3 32 .2 0 78 .3 5 21 .0 0 0. 93 79 1. 50 16 7. 1 76 .3 21 .4 0. 01 79 2 0. 17 6 3. 83 8 5. 57 0 0. 99 5 25 47 .5 26 .5 8 78 .5 10 20 .9 1 0. 94 26 1. 62 16 6. 3 74 .6 25 .0 0. 02 24 8 0. 32 0 4. 81 3 4. 59 4 0. 83 3 22 98 .8 22 .9 1 78 .7 20 20 .7 7 0. 94 91 1. 83 16 4. 7 72 .0 29 .9 0. 02 96 9 0. 54 9 6. 35 7 3. 05 0 0. 62 6 19 57 .8 18 .2 9 79 .0 30 20 .6 8 0. 95 33 1. 99 16 3. 3 70 .0 33 .1 0. 03 52 8 0. 72 6 7. 55 5 1. 85 3 0. 50 0 17 31 .2 15 .4 3 79 .3 40 20 .6 0 0. 95 65 2. 14 16 2. 0 68 .4 35 .4 0. 03 98 3 0. 87 0 8. 52 8 0. 88 0 0. 41 4 15 67 .3 13 .4 4 79 .5 50 20 .5 4 0. 95 89 2. 27 16 0. 8 67 .1 37 .2 0. 04 36 4 0. 99 1 9. 34 4 0. 06 3 0. 35 1 14 41 .9 11 .9 6 79 .8 60 20 .4 4 0. 96 09 2. 38 15 9. 7 66 .0 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 13 39 .8 10 .7 7 80 .0 80 20 .2 8 0. 96 39 2. 58 15 7. 6 64 .1 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 11 86 .3 9. 03 80 .4 10 0 20 .1 5 0. 96 61 2. 74 15 5. 6 62 .6 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 10 75 .4 7. 78 80 .7 15 0 19 .8 7 0. 96 98 3. 08 15 1. 3 59 .8 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 89 4. 8 5. 79 81 .5 20 0 19 .6 4 0. 97 21 3. 34 14 7. 6 57 .9 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 78 3. 7 4. 58 82 .1 25 0 19 .4 5 0. 97 37 3. 54 14 4. 1 56 .3 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 70 7. 3 3. 76 82 .7 30 0 19 .2 8 0. 97 50 3. 71 14 1. 0 55 .1 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 65 1. 0 3. 15 83 .2 35 0 19 .1 3 0. 97 59 3. 86 13 8. 1 54 .1 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 60 7. 6 2. 68 83 .6 45 0 18 .8 5 0. 97 73 4. 09 13 2. 8 52 .5 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 54 4. 8 2. 00 84 .5 55 0 18 .6 2 0. 97 82 4. 27 12 8. 1 51 .3 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 50 1. 4 1. 54 85 .2 60 0 18 .5 1 0. 97 86 4. 34 12 5. 8 50 .8 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 48 4. 4 1. 36 85 .5 65 0 18 .4 0 0. 97 89 4. 40 12 3. 7 50 .3 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 46 9. 6 1. 20 85 .8 70 0 18 .3 0 0. 97 91 4. 46 12 1. 7 49 .9 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 45 6. 7 1. 06 86 .1 75 0 18 .2 1 0. 97 94 4. 51 11 9. 7 49 .5 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 44 5. 4 0. 94 86 .3 80 0 18 .1 2 0. 97 96 4. 55 11 7. 9 49 .2 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 43 5. 3 0. 84 86 .6 90 0 17 .9 4 0. 97 99 4. 63 11 4. 3 48 .5 37 .3 0. 04 39 5 1. 00 0 9. 41 1 0. 00 0 0. 00 0 41 8. 4 0. 66 87 .1 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 5 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 051 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 O g le d 1 2 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 .5 1 .0 1 .5 2 .0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 6 O gl ed 1 3. S u sp en zi ja _ C aC O 3, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 38 42 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 23 .7 8 0. 97 39 1. 09 14 1. 2 56 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 3. 32 2 6. 99 2 0. 13 0 94 5. 6 42 .0 7 56 .0 5 23 .6 8 0. 97 77 1. 28 14 0. 9 55 .3 16 .8 0. 01 29 6 0. 02 2 3. 47 9 6. 83 6 0. 10 5 89 5. 1 33 .5 6 56 .2 10 23 .6 1 0. 98 01 1. 44 14 0. 7 54 .7 17 .2 0. 01 34 5 0. 04 1 3. 60 9 6. 70 5 0. 09 0 83 3. 4 28 .4 6 56 .5 20 23 .5 3 0. 98 31 1. 69 14 0. 2 53 .8 18 .0 0. 01 42 4 0. 07 2 3. 82 3 6. 49 1 0. 07 1 73 3. 0 22 .4 1 56 .8 30 23 .4 7 0. 98 49 1. 89 13 9. 8 53 .0 18 .6 0. 01 48 9 0. 09 7 3. 99 8 6. 31 7 0. 06 0 66 0. 9 18 .7 9 57 .1 40 23 .4 3 0. 98 62 2. 07 13 9. 5 52 .4 19 .2 0. 01 54 5 0. 11 8 4. 14 7 6. 16 7 0. 05 2 60 7. 2 16 .3 3 57 .4 50 23 .4 0 0. 98 72 2. 22 13 9. 2 51 .8 19 .6 0. 01 59 4 0. 13 7 4. 27 8 6. 03 6 0. 04 6 56 5. 5 14 .5 0 57 .7 60 23 .3 7 0. 98 79 2. 36 13 8. 9 51 .4 20 .0 0. 01 63 8 0. 15 4 4. 39 6 5. 91 8 0. 04 2 53 2. 0 13 .0 8 57 .9 80 0. 01 71 4 23 .3 2 0. 98 90 2. 60 13 8. 4 50 .6 20 .7 0. 18 3 4. 60 2 5. 71 3 0. 03 5 48 1. 3 10 .9 8 58 .3 10 0 23 .2 8 0. 98 98 2. 80 13 7. 9 49 .9 21 .3 0. 01 78 0 0. 20 8 4. 77 9 5. 53 6 0. 03 1 44 4. 4 9. 48 58 .7 15 0 23 .2 1 0. 99 11 3. 21 13 6. 8 48 .6 22 .4 0. 01 91 4 0. 26 0 5. 13 9 5. 17 6 0. 02 4 38 4. 0 7. 04 59 .6 20 0 23 .1 5 0. 99 19 3. 52 13 5. 8 47 .6 23 .3 0. 02 02 1 0. 30 1 5. 42 7 4. 88 8 0. 01 9 34 6. 9 5. 54 60 .3 25 0 23 .1 0 0. 99 24 3. 77 13 4. 9 46 .8 24 .0 0. 02 11 2 0. 33 6 5. 66 9 4. 64 6 0. 01 7 32 1. 6 4. 51 60 .9 30 0 23 .0 5 0. 99 28 3. 98 13 4. 1 46 .2 24 .6 0. 02 19 0 0. 36 6 5. 87 9 4. 43 5 0. 01 5 30 3. 2 3. 74 61 .5 35 0 23 .0 1 0. 99 31 4. 15 13 3. 3 45 .7 25 .1 0. 02 26 0 0. 39 3 6. 06 7 4. 24 8 0. 01 3 28 9. 2 3. 16 62 .1 45 0 22 .9 4 0. 99 36 4. 42 13 1. 8 44 .9 26 .0 0. 02 38 1 0. 43 9 6. 39 2 3. 92 2 0. 01 1 26 9. 2 2. 31 63 .1 55 0 22 .8 7 0. 99 38 4. 62 13 0. 5 44 .2 26 .7 0. 02 48 5 0. 47 9 6. 67 1 3. 64 4 0. 01 0 25 6. 0 1. 74 64 .1 60 0 22 .8 3 0. 99 39 4. 70 12 9. 8 44 .0 27 .1 0. 02 53 2 0. 49 7 6. 79 8 3. 51 7 0. 00 9 25 0. 8 1. 52 64 .5 65 0 22 .8 0 0. 99 40 4. 77 12 9. 2 43 .8 27 .4 0. 02 57 7 0. 51 4 6. 91 7 3. 39 7 0. 00 9 24 6. 5 1. 33 65 .0 70 0 22 .7 7 0. 99 41 4. 83 12 8. 5 43 .6 27 .6 0. 02 61 9 0. 53 0 7. 03 1 3. 28 3 0. 00 8 24 2. 7 1. 16 65 .4 75 0 22 .7 4 0. 99 42 4. 88 12 7. 9 43 .4 27 .9 0. 02 66 0 0. 54 6 7. 14 0 3. 17 4 0. 00 8 23 9. 7 1. 03 65 .8 80 0 22 .7 1 0. 99 42 4. 93 12 7. 3 43 .2 28 .2 0. 02 69 9 0. 56 1 7. 24 4 3. 07 0 0. 00 8 23 6. 7 0. 90 66 .2 90 0 22 .6 5 0. 99 43 5. 01 12 6. 2 43 .0 28 .7 0. 02 77 2 0. 58 9 7. 44 1 2. 87 4 0. 00 7 23 2. 2 0. 71 66 .9 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 7 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 O g le d 1 3 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 0 .6 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 2 0 .0 4 0 .0 6 0 .0 8 0 .1 0 0 .1 2 0 .1 4 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 1 0 0 2 0 0 3 0 0 4 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 8 O gl ed 1 4. S u sp en zi ja _ C aC O 3, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 36 43 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 22 .9 1 0. 93 47 1. 33 14 9. 0 56 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 3. 01 5 5. 86 1 0. 35 1 30 86 .7 40 .8 8 56 .0 5 22 .7 0 0. 94 26 1. 51 14 8. 1 55 .4 17 .8 0. 01 39 7 0. 06 6 3. 40 4 5. 47 3 0. 29 1 26 97 .7 32 .5 1 56 .2 10 22 .5 5 0. 94 77 1. 66 14 7. 4 54 .9 19 .0 0. 01 53 2 0. 12 2 3. 73 3 5. 14 4 0. 25 1 24 14 .4 27 .4 6 56 .4 20 22 .3 5 0. 95 44 1. 91 14 6. 1 54 .1 21 .1 0. 01 75 6 0. 21 6 4. 27 9 4. 59 8 0. 20 1 20 33 .0 21 .4 6 56 .7 30 22 .2 2 0. 95 86 2. 10 14 4. 9 53 .5 22 .6 0. 01 94 1 0. 29 2 4. 72 8 4. 14 8 0. 17 0 17 85 .2 17 .9 0 57 .0 40 22 .1 1 0. 96 17 2. 27 14 3. 9 52 .9 23 .9 0. 02 09 9 0. 35 8 5. 11 3 3. 76 3 0. 14 7 16 08 .7 15 .5 0 57 .3 50 22 .0 2 0. 96 40 2. 41 14 2. 9 52 .5 24 .9 0. 02 23 7 0. 41 6 5. 45 2 3. 42 5 0. 13 1 14 75 .2 13 .7 3 57 .5 60 21 .9 5 0. 96 58 2. 54 14 2. 0 52 .1 25 .8 0. 02 36 1 0. 46 7 5. 75 4 3. 12 3 0. 11 8 13 69 .7 12 .3 7 57 .7 80 21 .8 3 0. 96 86 2. 77 14 0. 4 51 .4 27 .4 0. 02 57 7 0. 55 7 6. 27 8 2. 59 8 0. 09 9 12 12 .4 10 .3 7 58 .1 10 0 6. 72 3 2. 15 3 0. 08 5 10 99 .3 8. 96 58 .5 21 .7 3 0. 97 07 2. 96 13 8. 9 50 .8 28 .6 0. 02 75 9 0. 63 3 15 0 21 .5 2 0. 97 41 3. 35 0. 78 4 7. 61 2 1. 26 4 0. 06 3 91 5. 7 6. 71 59 .3 13 5. 6 49 .8 30 .8 0. 03 12 4 20 0 21 .3 6 0. 97 62 3. 65 13 2. 8 49 .0 32 .4 0. 03 40 5 0. 90 1 8. 29 8 0. 57 9 0. 05 0 80 3. 3 5. 34 59 .9 25 0 21 .2 2 0. 97 77 3. 89 13 0. 3 48 .5 33 .7 0. 03 63 4 0. 99 6 8. 85 5 0. 02 1 0. 04 2 72 6. 2 4. 40 60 .5 30 0 21 .0 8 0. 97 88 4. 09 12 8. 0 48 .1 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 66 8. 8 3. 70 61 .0 35 0 20 .9 5 0. 97 96 4. 26 12 5. 8 47 .7 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 62 4. 5 3. 17 61 .5 45 0 20 .7 2 0. 98 09 4. 54 12 2. 0 47 .0 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 56 0. 8 2. 39 62 .4 55 0 20 .5 2 0. 98 17 4. 75 11 8. 5 46 .5 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 51 6. 9 1. 86 63 .1 60 0 20 .4 3 0. 98 20 4. 84 11 6. 9 46 .2 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 49 9. 7 1. 65 63 .5 65 0 20 .3 4 0. 98 23 4. 92 11 5. 3 46 .0 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 48 4. 8 1. 47 63 .8 70 0 20 .2 6 0. 98 26 4. 98 11 3. 8 45 .8 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 47 1. 7 1. 31 64 .1 75 0 20 .1 8 0. 98 28 5. 05 11 2. 4 45 .6 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 46 0. 3 1. 18 64 .4 80 0 20 .1 0 0. 98 30 5. 10 11 1. 0 45 .4 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 45 0. 2 1. 05 64 .7 90 0 19 .9 5 0. 98 33 5. 20 10 8. 3 45 .0 33 .7 0. 03 64 3 1. 00 0 8. 87 7 0. 00 0 0. 00 0 43 3. 0 0. 85 65 .2 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 27 9 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 O g le d 1 4 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 28 0 O gl ed 1 5. S u sp en zi ja _ C aC O 3, y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 62 93 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 23 .9 4 0. 93 18 1. 41 16 7. 3 43 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 3. 01 0 12 .3 00 0. 16 6 35 07 .3 42 .0 2 43 .0 5 23 .6 9 0. 93 98 1. 60 16 6. 1 42 .9 16 .9 0. 01 31 4 0. 01 5 3. 19 7 12 .1 14 0. 14 2 30 48 .3 33 .4 5 43 .3 10 23 .5 0 0. 94 51 1. 75 16 5. 0 42 .9 17 .6 0. 01 38 1 0. 02 8 3. 35 9 11 .9 51 0. 12 6 27 19 .5 28 .2 5 43 .5 20 23 .2 5 0. 95 20 2. 00 16 3. 1 42 .8 18 .7 0. 01 49 6 0. 05 1 3. 63 9 11 .6 72 0. 10 5 22 80 .8 22 .0 6 44 .0 30 23 .0 7 0. 95 64 2. 20 16 1. 5 42 .7 19 .6 0. 01 59 4 0. 07 0 3. 87 8 11 .4 33 0. 09 2 19 97 .3 18 .3 9 44 .3 40 22 .9 3 0. 95 95 2. 37 16 0. 1 42 .7 20 .4 0. 01 68 1 0. 08 8 4. 08 9 11 .2 21 0. 08 2 17 95 .9 15 .9 0 44 .7 50 22 .8 1 0. 96 19 2. 52 15 8. 7 42 .6 21 .1 0. 01 75 9 0. 10 3 4. 28 0 11 .0 30 0. 07 5 16 43 .8 14 .0 7 45 .0 60 22 .7 1 0. 96 38 2. 65 15 7. 5 42 .6 21 .7 0. 01 83 2 0. 11 7 4. 45 6 10 .8 55 0. 06 9 15 24 .0 12 .6 6 45 .3 80 22 .5 4 0. 96 67 2. 88 15 5. 2 42 .5 22 .8 0. 01 96 1 0. 14 3 4. 77 0 10 .5 41 0. 06 0 13 45 .4 10 .6 0 45 .8 10 0 22 .4 0 0. 96 89 3. 08 15 3. 2 42 .5 23 .7 0. 02 07 5 0. 16 6 5. 04 8 10 .2 63 0. 05 4 12 17 .2 9. 14 46 .2 15 0 22 .1 2 0. 97 24 3. 48 14 8. 7 42 .4 25 .5 0. 02 31 6 0. 21 3 5. 63 3 9. 67 7 0. 04 3 10 09 .7 6. 82 47 .2 20 0 21 .8 9 0. 97 46 3. 78 14 4. 9 42 .4 26 .9 0. 02 51 4 0. 25 2 6. 11 6 9. 19 5 0. 03 7 88 2. 8 5. 41 48 .1 25 0 21 .7 0 0. 97 62 4. 02 14 1. 6 42 .4 28 .1 0. 02 68 4 0. 28 6 6. 53 0 8. 78 1 0. 03 2 79 5. 8 4. 45 48 .8 30 0 21 .5 4 0. 97 73 4. 23 13 8. 5 42 .4 29 .1 0. 02 83 4 0. 31 6 6. 89 4 8. 41 6 0. 02 8 73 2. 0 3. 74 49 .5 35 0 21 .3 9 0. 97 82 4. 40 13 5. 7 42 .4 29 .9 0. 02 96 8 0. 34 2 7. 22 1 8. 08 9 0. 02 6 68 2. 8 3. 20 50 .1 45 0 21 .1 2 0. 97 95 4. 68 13 0. 7 42 .5 31 .3 0. 03 20 2 0. 38 9 7. 79 0 7. 52 0 0. 02 2 61 1. 9 2. 42 51 .2 55 0 20 .9 0 0. 98 04 4. 89 12 6. 3 42 .6 32 .4 0. 03 40 2 0. 42 8 8. 27 7 7. 03 3 0. 01 9 56 2. 9 1. 88 52 .2 60 0 20 .7 9 0. 98 07 4. 98 12 4. 3 42 .6 32 .9 0. 03 49 3 0. 44 6 8. 49 7 6. 81 3 0. 01 8 54 3. 7 1. 67 52 .6 65 0 20 .7 0 0. 98 10 5. 06 12 2. 3 42 .7 33 .4 0. 03 57 8 0. 46 3 8. 70 4 6. 60 6 0. 01 7 52 7. 0 1. 49 53 .0 70 0 20 .6 0 0. 98 13 5. 13 12 0. 5 42 .8 33 .8 0. 03 65 8 0. 47 9 8. 90 0 6. 41 0 0. 01 6 51 2. 6 1. 33 53 .4 75 0 20 .5 1 0. 98 15 5. 19 11 8. 7 42 .8 34 .2 0. 03 73 5 0. 49 4 9. 08 6 6. 22 5 0. 01 5 49 9. 8 1. 19 53 .8 80 0 20 .4 3 0. 98 17 5. 25 11 7. 0 42 .9 34 .5 0. 03 80 7 0. 50 8 9. 26 2 6. 04 8 0. 01 4 48 8. 4 1. 07 54 .2 90 0 20 .2 7 0. 98 20 5. 34 11 3. 8 43 .0 35 .2 0. 03 94 3 0. 53 5 9. 59 2 5. 71 9 0. 01 3 46 9. 3 0. 86 54 .8 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 28 1 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 O g le d 1 5 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 0 .6 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 1 2 1 4 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 28 2 O gl ed 1 6. S u sp en zi ja _ S te ar at , y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 78 15 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 21 .7 3 0. 90 83 1. 16 16 8. 3 47 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 65 7 14 .1 20 0. 31 6 41 99 .5 48 .0 2 47 .0 5 21 .3 4 0. 92 21 1. 37 16 6. 6 46 .8 17 .6 0. 01 37 9 0. 02 1 2. 96 0 13 .8 17 0. 25 5 35 01 .4 34 .9 7 47 .3 10 21 .1 0 0. 93 01 1. 52 16 5. 2 46 .7 18 .7 0. 01 49 7 0. 03 9 3. 21 3 13 .5 63 0. 21 9 30 36 .9 28 .2 3 47 .6 20 20 .7 9 0. 93 97 1. 77 16 2. 7 46 .4 20 .5 0. 01 69 2 0. 06 9 3. 63 3 13 .1 43 0. 17 6 24 65 .0 21 .0 4 48 .0 30 20 .5 8 0. 94 56 1. 95 16 0. 6 46 .2 21 .9 0. 01 85 5 0. 09 4 3. 98 1 12 .7 95 0. 15 0 21 19 .7 17 .1 1 48 .4 40 20 .4 2 0. 94 96 2. 11 15 8. 7 46 .1 23 .1 0. 01 99 5 0. 11 5 4. 28 3 12 .4 93 0. 13 2 18 84 .0 14 .5 6 48 .7 50 20 .2 9 0. 95 27 2. 25 15 7. 0 45 .9 24 .0 0. 02 12 0 0. 13 4 4. 55 1 12 .2 25 0. 11 8 17 10 .5 12 .7 4 49 .1 60 20 .1 8 0. 95 51 2. 37 15 5. 5 45 .8 24 .9 0. 02 23 3 0. 15 1 4. 79 3 11 .9 83 0. 10 8 15 76 .3 11 .3 7 49 .3 80 19 .9 9 0. 95 87 2. 58 15 2. 6 45 .6 26 .3 0. 02 43 1 0. 18 1 5. 21 9 11 .5 57 0. 09 2 13 79 .9 9. 40 49 .9 10 0 19 .8 4 0. 96 13 2. 75 15 0. 1 45 .5 27 .5 0. 02 60 3 0. 20 8 5. 58 7 11 .1 89 0. 08 0 12 41 .2 8. 04 50 .3 15 0 19 .5 3 0. 96 56 3. 09 14 4. 6 45 .2 29 .8 0. 02 95 3 0. 26 1 6. 34 0 10 .4 37 0. 06 2 10 20 .4 5. 91 51 .3 20 0 19 .2 9 0. 96 83 3. 35 13 9. 9 45 .1 31 .5 0. 03 23 2 0. 30 3 6. 93 7 9. 83 9 0. 05 0 88 7. 3 4. 64 52 .1 25 0 19 .0 9 0. 97 01 3. 56 13 5. 8 45 .0 32 .7 0. 03 46 3 0. 33 8 7. 43 4 9. 34 2 0. 04 3 79 6. 9 3. 79 52 .8 30 0 18 .9 1 0. 97 15 3. 74 13 2. 2 44 .9 33 .8 0. 03 66 1 0. 36 9 7. 86 0 8. 91 6 0. 03 7 73 0. 8 3. 17 53 .5 35 0 18 .7 5 0. 97 26 3. 88 12 8. 8 44 .9 34 .7 0. 03 83 5 0. 39 5 8. 23 3 8. 54 3 0. 03 3 68 0. 2 2. 69 54 .1 45 0 18 .4 8 0. 97 41 4. 12 12 2. 9 44 .9 36 .1 0. 04 12 9 0. 44 0 8. 86 3 7. 91 3 0. 02 6 60 7. 3 2. 01 55 .1 55 0 18 .2 4 0. 97 52 4. 29 11 7. 8 45 .0 37 .2 0. 04 37 1 0. 47 6 9. 38 4 7. 39 3 0. 02 2 55 7. 2 1. 55 55 .9 60 0 18 .1 3 0. 97 56 4. 37 11 5. 5 45 .0 37 .7 0. 04 47 8 0. 49 3 9. 61 3 7. 16 3 0. 02 1 53 7. 7 1. 37 56 .3 65 0 18 .0 3 0. 97 60 4. 43 11 3. 3 45 .1 38 .1 0. 04 57 7 0. 50 8 9. 82 7 6. 95 0 0. 01 9 52 0. 8 1. 21 56 .7 70 0 17 .9 4 0. 97 63 4. 49 11 1. 2 45 .1 38 .5 0. 04 67 0 0. 52 2 10 .0 26 6. 75 1 0. 01 8 50 6. 0 1. 07 57 .1 75 0 17 .8 5 0. 97 65 4. 54 10 9. 2 45 .2 38 .9 0. 04 75 7 0. 53 5 10 .2 12 6. 56 5 0. 01 7 49 3. 1 0. 96 57 .4 80 0 17 .7 7 0. 97 68 4. 58 10 7. 3 45 .2 39 .2 0. 04 83 9 0. 54 8 10 .3 87 6. 38 9 0. 01 6 48 1. 7 0. 85 57 .7 90 0 17 .6 1 0. 97 72 4. 66 10 3. 7 45 .3 39 .8 0. 04 98 9 0. 57 0 10 .7 09 6. 06 7 0. 01 4 46 2. 4 0. 68 58 .3 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 28 3 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 O g le d 1 6 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 0 .6 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 1 2 1 4 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 28 4 O gl ed 1 7. S u sp en zi ja _ S te ar at , y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 48 56 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 21 .5 5 0. 89 73 1. 16 16 7. 5 58 .3 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 60 8 7. 62 6 0. 71 0 49 11 .7 50 .6 1 58 .3 5 21 .1 3 0. 91 32 1. 37 16 5. 8 57 .6 19 .2 0. 01 54 9 0. 08 6 3. 26 5 6. 96 9 0. 55 2 40 24 .5 36 .0 6 58 .6 10 20 .8 8 0. 92 24 1. 53 16 4. 3 57 .1 21 .4 0. 01 80 1 0. 15 6 3. 79 6 6. 43 8 0. 46 1 34 57 .3 28 .8 3 58 .8 20 20 .5 7 0. 93 31 1. 78 16 1. 8 56 .2 24 .7 0. 02 20 5 0. 26 7 4. 64 7 5. 58 7 0. 35 6 27 78 .0 21 .2 8 59 .2 30 20 .3 7 0. 93 96 1. 97 15 9. 7 55 .6 27 .0 0. 02 52 7 0. 35 6 5. 32 7 4. 90 8 0. 29 3 23 76 .2 17 .2 2 59 .6 40 20 .2 1 0. 94 41 2. 13 15 7. 8 55 .0 28 .8 0. 02 79 8 0. 43 1 5. 89 7 4. 33 7 0. 25 0 21 04 .8 14 .6 1 59 .9 50 20 .0 9 0. 94 75 2. 27 15 6. 1 54 .5 30 .3 0. 03 03 2 0. 49 6 6. 39 0 3. 84 4 0. 21 9 19 06 .5 12 .7 7 60 .1 60 19 .9 8 0. 95 01 2. 39 15 4. 5 54 .2 31 .5 0. 03 23 9 0. 55 3 6. 82 6 3. 40 9 0. 19 5 17 53 .7 11 .3 7 60 .4 80 19 .8 0 0. 95 41 2. 59 15 1. 6 53 .5 33 .4 0. 03 59 1 0. 65 0 7. 56 8 2. 66 7 0. 15 9 15 31 .0 9. 39 60 .8 10 0 19 .6 5 0. 95 70 2. 77 14 9. 0 53 .0 34 .9 0. 03 88 4 0. 73 1 8. 18 6 2. 04 9 0. 13 5 13 74 .5 8. 02 61 .2 15 0 19 .3 6 0. 96 17 3. 11 14 3. 5 52 .1 37 .6 0. 04 45 3 0. 88 9 9. 38 5 0. 85 0 0. 09 7 11 26 .1 5. 89 62 .1 20 0 19 .1 2 0. 96 47 3. 37 13 8. 8 51 .5 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 97 6. 8 4. 62 62 .8 25 0 18 .8 9 0. 96 67 3. 58 13 4. 6 51 .1 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 87 3. 6 3. 76 63 .4 30 0 18 .6 9 0. 96 82 3. 75 13 0. 9 50 .7 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 79 8. 6 3. 13 64 .0 35 0 18 .5 1 0. 96 94 3. 89 12 7. 5 50 .3 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 74 1. 2 2. 65 64 .5 45 0 18 .2 0 0. 97 11 4. 12 12 1. 5 49 .7 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 65 8. 9 1. 97 65 .3 55 0 17 .9 4 0. 97 23 4. 30 11 6. 2 49 .1 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 60 2. 5 1. 51 66 .0 60 0 17 .8 2 0. 97 27 4. 37 11 3. 8 48 .9 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 58 0. 4 1. 32 66 .4 65 0 17 .7 0 0. 97 31 4. 43 11 1. 5 48 .6 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 56 1. 4 1. 17 66 .7 70 0 17 .6 0 0. 97 34 4. 48 10 9. 4 48 .4 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 54 4. 8 1. 03 67 .0 75 0 17 .5 0 0. 97 37 4. 53 10 7. 3 48 .2 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 53 0. 3 0. 92 67 .2 80 0 17 .4 0 0. 97 40 4. 57 10 5. 3 48 .0 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 51 7. 4 0. 81 67 .5 90 0 17 .2 2 0. 97 44 4. 65 10 1. 6 47 .6 39 .3 0. 04 85 7 1. 00 0 10 .2 35 0. 00 0 0. 00 0 49 5. 9 0. 64 68 .0 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 2 85 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .8 8 0 .9 0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 O g le d 1 7 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 1 2 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0 1 6 0 1 8 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 2 86 O gl ed 1 8. S u sp en zi ja _ C in eb , y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 94 01 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 23 .0 3 0. 93 45 1. 29 17 1. 0 45 .5 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 87 9 18 .9 94 0. 19 4 30 03 .2 41 .0 6 45 .5 5 22 .7 8 0. 94 26 1. 47 16 9. 8 45 .4 17 .1 0. 01 32 6 0. 01 1 3. 08 6 18 .7 87 0. 16 4 26 14 .7 32 .3 5 45 .8 10 22 .6 1 0. 94 79 1. 62 16 8. 7 45 .3 17 .8 0. 01 40 3 0. 02 0 3. 26 5 18 .6 09 0. 14 4 23 33 .6 27 .1 8 46 .1 20 22 .3 7 0. 95 46 1. 86 16 6. 9 45 .1 19 .1 0. 01 53 4 0. 03 6 3. 57 0 18 .3 04 0. 12 0 19 58 .0 21 .1 1 46 .5 30 22 .2 1 0. 95 88 2. 05 16 5. 3 45 .0 20 .1 0. 01 64 5 0. 05 0 3. 82 8 18 .0 45 0. 10 4 17 15 .6 17 .5 5 46 .9 40 22 .0 8 0. 96 19 2. 21 16 3. 9 44 .9 20 .9 0. 01 74 3 0. 06 2 4. 05 6 17 .8 17 0. 09 3 15 43 .7 15 .1 5 47 .3 50 21 .9 7 0. 96 42 2. 36 16 2. 6 44 .8 21 .7 0. 01 83 1 0. 07 3 4. 26 2 17 .6 12 0. 08 4 14 14 .1 13 .3 9 47 .6 60 21 .8 8 0. 96 60 2. 48 16 1. 3 44 .7 22 .4 0. 01 91 2 0. 08 3 4. 44 9 17 .4 25 0. 07 7 13 11 .9 12 .0 4 47 .9 80 21 .7 2 0. 96 88 2. 70 15 9. 1 44 .6 23 .5 0. 02 05 6 0. 10 0 4. 78 4 17 .0 90 0. 06 7 11 59 .9 10 .0 7 48 .5 10 0 21 .5 9 0. 97 08 2. 89 15 7. 1 44 .4 24 .5 0. 02 18 2 0. 11 6 5. 07 8 16 .7 96 0. 06 0 10 50 .8 8. 68 48 .9 15 0 21 .3 3 0. 97 41 3. 26 15 2. 7 44 .2 26 .5 0. 02 44 7 0. 14 8 5. 69 4 16 .1 80 0. 04 7 87 4. 2 6. 47 50 .0 20 0 21 .1 3 0. 97 62 3. 55 14 9. 0 44 .1 27 .9 0. 02 66 4 0. 17 5 6. 19 8 15 .6 76 0. 04 0 76 6. 3 5. 13 50 .9 25 0 20 .9 5 0. 97 77 3. 78 14 5. 7 44 .0 29 .1 0. 02 84 8 0. 19 7 6. 62 8 15 .2 46 0. 03 4 69 2. 4 4. 21 51 .7 30 0 20 .8 0 0. 97 88 3. 98 14 2. 7 44 .0 30 .1 0. 03 01 0 0. 21 7 7. 00 5 14 .8 69 0. 03 1 63 8. 1 3. 54 52 .4 35 0 20 .6 6 0. 97 96 4. 14 13 9. 9 44 .0 31 .0 0. 03 15 5 0. 23 5 7. 34 1 14 .5 32 0. 02 7 59 6. 4 3. 02 53 .1 45 0 20 .4 1 0. 98 08 4. 40 13 5. 0 44 .0 32 .4 0. 03 40 6 0. 26 6 7. 92 6 13 .9 48 0. 02 3 53 6. 1 2. 27 54 .3 55 0 20 .2 0 0. 98 17 4. 60 13 0. 6 44 .0 33 .6 0. 03 62 0 0. 29 2 8. 42 3 13 .4 51 0. 02 0 49 4. 6 1. 76 55 .3 60 0 20 .1 0 0. 98 20 4. 68 12 8. 6 44 .0 34 .1 0. 03 71 6 0. 30 4 8. 64 7 13 .2 26 0. 01 9 47 8. 3 1. 56 55 .7 65 0 20 .0 1 0. 98 23 4. 76 12 6. 6 44 .1 34 .5 0. 03 80 7 0. 31 5 8. 85 8 13 .0 16 0. 01 8 46 4. 2 1. 39 56 .2 70 0 19 .9 2 0. 98 25 4. 82 12 4. 8 44 .1 35 .0 0. 03 89 2 0. 32 5 9. 05 7 12 .8 17 0. 01 7 45 1. 8 1. 23 56 .6 75 0 19 .8 4 0. 98 27 4. 88 12 3. 0 44 .2 35 .4 0. 03 97 4 0. 33 5 9. 24 6 12 .6 28 0. 01 6 44 1. 0 1. 10 57 .0 80 0 19 .7 6 0. 98 29 4. 93 12 1. 3 44 .2 35 .7 0. 04 05 1 0. 34 5 9. 42 5 12 .4 49 0. 01 5 43 1. 5 0. 99 57 .4 90 0 19 .6 0 0. 98 32 5. 02 11 8. 1 44 .3 36 .4 0. 04 19 4 0. 36 2 9. 75 9 12 .1 15 0. 01 4 41 5. 3 0. 79 58 .1 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 2 87 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 5 0 O g le d 1 8 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 0 .6 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 1 .2 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 u, v, u s (m/s) P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 2 88 O gl ed 1 9. S u sp en zi ja _ C in eb , y 0 = 0 .0 12 37 k g H 20 / kg SU V .V A Z ., y e = 0 .0 65 16 k g H 20 / kg SU V .V A Z . z m m u m / s H - v m / s T g o C T p o C T w b o C y kg / kg x A - G H 2O G kg / h G H 2O L kg / h d y/ d z kg / kg m d P d / d z P a/ m d v/ d z 1/ s T p (G H 2O = 0) o C 0 20 .7 3 0. 95 12 1. 05 17 1. 7 35 .0 16 .2 0. 01 23 7 0. 00 0 2. 63 5 11 .2 37 0. 07 3 15 97 .7 34 .7 4 35 .0 5 20 .5 5 0. 95 75 1. 20 17 0. 7 35 .1 16 .5 0. 01 27 1 0. 00 6 2. 70 7 11 .1 65 0. 06 3 14 28 .3 27 .5 2 35 .4 10 20 .4 3 0. 96 15 1. 33 16 9. 8 35 .2 16 .8 0. 01 30 1 0. 01 2 2. 77 0 11 .1 02 0. 05 6 12 94 .1 23 .2 0 35 .7 20 20 .2 6 0. 96 67 1. 53 16 8. 2 35 .4 17 .3 0. 01 35 3 0. 02 2 2. 88 1 10 .9 91 0. 04 8 11 05 .7 18 .0 9 36 .3 30 20 .1 3 0. 96 99 1. 70 16 6. 9 35 .6 17 .8 0. 01 39 8 0. 03 0 2. 97 7 10 .8 95 0. 04 3 98 0. 1 15 .0 8 36 .8 40 20 .0 3 0. 97 22 1. 84 16 5. 7 35 .7 18 .2 0. 01 43 9 0. 03 8 3. 06 4 10 .8 08 0. 03 9 88 9. 4 13 .0 3 37 .3 50 19 .9 5 0. 97 39 1. 96 16 4. 6 35 .9 18 .5 0. 01 47 6 0. 04 5 3. 14 3 10 .7 28 0. 03 6 82 0. 3 11 .5 4 37 .7 60 19 .8 8 0. 97 53 2. 07 16 3. 6 36 .0 18 .9 0. 01 51 1 0. 05 2 3. 21 8 10 .6 54 0. 03 4 76 5. 5 10 .3 8 38 .1 80 19 .7 6 0. 97 74 2. 26 16 1. 7 36 .2 19 .4 0. 01 57 5 0. 06 4 3. 35 4 10 .5 18 0. 03 0 68 3. 2 8. 68 38 .8 10 0 19 .6 6 0. 97 89 2. 42 16 0. 0 36 .4 20 .0 0. 01 63 4 0. 07 5 3. 47 8 10 .3 94 0. 02 8 62 3. 7 7. 48 39 .4 15 0 19 .4 6 0. 98 14 2. 74 15 6. 3 36 .8 21 .1 0. 01 76 2 0. 09 9 3. 75 1 10 .1 21 0. 02 4 52 6. 9 5. 56 40 .8 20 0 19 .3 0 0. 98 29 2. 99 15 3. 2 37 .2 22 .1 0. 01 87 4 0. 12 1 3. 98 9 9. 88 3 0. 02 1 46 7. 4 4. 39 41 .9 25 0 19 .1 6 0. 98 40 3. 19 15 0. 3 37 .5 22 .9 0. 01 97 4 0. 14 0 4. 20 3 9. 66 9 0. 01 9 42 6. 6 3. 59 43 .0 30 0 19 .0 4 0. 98 48 3. 35 14 7. 8 37 .7 23 .6 0. 02 06 6 0. 15 7 4. 40 0 9. 47 2 0. 01 8 39 6. 6 3. 00 43 .9 35 0 18 .9 3 0. 98 54 3. 49 14 5. 4 38 .0 24 .3 0. 02 15 2 0. 17 3 4. 58 3 9. 28 9 0. 01 7 37 3. 6 2. 55 44 .8 45 0 18 .7 4 0. 98 62 3. 71 14 1. 1 38 .4 25 .5 0. 02 31 0 0. 20 3 4. 91 8 8. 95 4 0. 01 5 34 0. 5 1. 89 46 .3 55 0 18 .5 6 0. 98 68 3. 88 13 7. 2 38 .7 26 .5 0. 02 45 3 0. 23 0 5. 22 2 8. 65 0 0. 01 4 31 7. 8 1. 44 47 .7 60 0 18 .4 9 0. 98 70 3. 94 13 5. 4 38 .9 27 .0 0. 02 52 0 0. 24 3 5. 36 5 8. 50 7 0. 01 3 30 8. 9 1. 27 48 .4 65 0 18 .4 1 0. 98 72 4. 00 13 3. 7 39 .1 27 .4 0. 02 58 5 0. 25 5 5. 50 3 8. 36 9 0. 01 3 30 1. 3 1. 12 49 .0 70 0 18 .3 4 0. 98 74 4. 05 13 2. 0 39 .2 27 .8 0. 02 64 7 0. 26 7 5. 63 6 8. 23 6 0. 01 2 29 4. 7 0. 99 49 .6 75 0 18 .2 7 0. 98 75 4. 10 13 0. 4 39 .3 28 .2 0. 02 70 8 0. 27 9 5. 76 5 8. 10 7 0. 01 2 28 8. 8 0. 87 50 .1 80 0 18 .2 0 0. 98 77 4. 14 12 8. 8 39 .5 28 .6 0. 02 76 7 0. 29 0 5. 89 0 7. 98 2 0. 01 2 28 3. 8 0. 77 50 .7 90 0 18 .0 8 0. 98 79 4. 21 12 5. 9 39 .7 29 .3 0. 02 87 9 0. 31 1 6. 13 0 7. 74 2 0. 01 1 27 5. 3 0. 61 51 .7 P ri lo g 3. S uš en je s us pe nz ija u fo nt an sk om s lo ju i ne rt ni h ÿest ic a sa c ev ni m u m et k om 2 89 z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 05 1 0 1 5 2 0 2 5 u ( m /s ) v ( m /s ) u s ( m /s ) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .9 2 0 .9 4 0 .9 6 0 .9 8 1 .0 0 dv/dz (1/s) 01 0 2 0 3 0 4 0 O g le d 1 9 . H z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 .0 0 .1 0 .2 0 .3 0 .4 dy/dz (kg H2O /kg SUV VAZ. m) 0 .0 0 0 .0 2 0 .0 4 0 .0 6 0 .0 8 0 .1 0 x A z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 02468 1 0 1 2 G H 2 O G G H 2 O L G H2O (kg/h) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 C a lc . E x p . P d (Pa) T ( o C) z ( m ) 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1 .0 0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 u, v, u s (m/s) PRILOG 4 Numeriÿki program za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom Prilog 4. Numeriÿki program za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom 293 ' SUSENJE SUSPENZIJA U DTSB datum$ = "13.05.2005." CLS GOSUB STRINGOVI CLS : PRINT : COLOR 9, 0: PRINT TAB(12); "PROGRAM ZA IZRACUNAVANJE v, e, -dP / dz i parametara susenja" PRINT TAB(22); "U PNEUMATSKOM TRANSPORTU ...." + datum$: COLOR 2, 0 DIM GRDIN(9000), Z(9000), D(9000), dekop(9000), PRES(9000), grd(9000) ' '======================= K O N S T A N T E ========================== G = 9.81: pi = 3.141593: ps = .873: Cps = .9: Csuvm = .837: MrH2O = 18: MrSV = 29: R = .082057: PATM = 1 Tok = 27: fiokol = .5: roH2OL = 1000.1549# - .0113 * Tok - .00487 * Tok ^ 2 + 7.7027E-06 * Tok ^ 3 ' ' ============ G E O M E T R I J A I I N E R TNE C E S TICE============= LTUB = .9: dp = .0033: ROP = 920.7: epsa = .3573: EMF = .4: Dt = .07: DCOL = .215: At = Dt ^ 2 * pi / 4: DCOLGORE = .32 HANUL = .85: delhanul = .225: Aanul = (DCOL ^ 2 - Dt ^ 2) * pi / 4: Dn = .07 ' zu$ = "Old Run L xH2O0 V0 Gsus GH2O0 Tgci Tpi Tgce Gd/Gv Gp xA film0 TgceCAL GRADan et0ZG et0ME vt0ZG vt0ME dpdz0ZG dpdz0ME pH GRESKA UcH Ud/Uch Ech" zb$ = "## ## #.### #.### ###.# ##.## ##.## ###.# ##.# ###.# #.### #### #.### ##.## ###.# #### #.#### #.#### #.## #.## ##### ##### ###### ###.## ##.## #.### #.####" 'ispis zbirnih rezultata imzbir$ = "c:\zg\zorana\1\21ZDTSB.txt" OPEN "o", #2, imzbir$ PRINT #2, "SUSENJE DTSB " + datum$: PRINT #2, fik$: PRINT #2, napomena$: PRINT #2, napomena1$: PRINT #2, fik$ PRINT #2, zu$: PRINT #2, fik$ ' FOR ogledko = 1 TO 19 IF ogledko = 1 THEN staraoznaka = 1: GOTO 10: ' run zz1 IF ogledko = 2 THEN staraoznaka = 2: GOTO 20: ' run zz2 IF ogledko = 3 THEN staraoznaka = 3: GOTO 30: ' run zz3 IF ogledko = 4 THEN staraoznaka = 4: GOTO 40: ' run zz4 IF ogledko = 5 THEN staraoznaka = 5: GOTO 50: ' run zz5 IF ogledko = 6 THEN staraoznaka = 6: GOTO 60: ' run zz6 IF ogledko = 7 THEN staraoznaka = 7: GOTO 70: ' run zz7 IF ogledko = 8 THEN staraoznaka = 8: GOTO 80: ' run zz8 IF ogledko = 9 THEN staraoznaka = 16: GOTO 90: ' run zz16 IF ogledko = 10 THEN staraoznaka = 17: GOTO 100: ' run zz17 IF ogledko = 11 THEN staraoznaka = 18: GOTO 110: ' run zz18 IF ogledko = 12 THEN staraoznaka = 19: GOTO 120: ' run zz19 IF ogledko = 13 THEN staraoznaka = 9: GOTO 130: ' run zz9 IF ogledko = 14 THEN staraoznaka = 10: GOTO 140: ' run zz10 IF ogledko = 15 THEN staraoznaka = 11: GOTO 150: ' run zz11 IF ogledko = 16 THEN staraoznaka = 12: GOTO 160: ' run zz12 IF ogledko = 17 THEN staraoznaka = 13: GOTO 170: ' run zz13 IF ogledko = 18 THEN staraoznaka = 14: GOTO 180: ' run zz14 IF ogledko = 19 THEN staraoznaka = 15: GOTO 190: ' run zz15 ' ' ============================= ULAZNI PODACI ============================= 10 ogled$ = "zz1": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 255.1: prtop = -256: Tf0 = 141.1: Tgeexp = 100.1: Gsus0 = 4.8: xH2O0 = 1: Gp = .241: gradan = 25: Ta1 = 70.7: Ta2 = 70.7: Ta3 = 70: Ta4 = 71: Ta5 = 73 GOTO 300: ' '========================================================================= 20 ogled$ = "zz2": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 251.5: prtop = -256: Tf0 = 139.7: Tgeexp = 82.5 Gsus0 = 8.35: xH2O0 = 1: Gp = .24: gradan = 23: Ta1 = 56: Ta2 = 55.3: Ta3 = 55: Ta4 = 42: Ta5 = 37.4 GOTO 300: ' '========================================================================= 30 ogled$ = "zz3": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 253.6: prtop = -257: Tf0 = 134.4: Tgeexp = 71.6 Gsus0 = 9.88: xH2O0 = 1: Gp = .26: gradan = 20: Ta1 = 54: Ta2 = 46.5: Ta3 = 46.5: Ta4 = 32: Ta5 = 32 GOTO 300: ' '========================================================================= 294 Prilog 4. Numeriÿki program za za sušenje suspenzija u sušioniku sa fontanskim slojem i cevnim umetkom 40 ogled$ = "zz4": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 245.7: prtop = -270: Tf0 = 172.3: Tgeexp = 107.6: Gsus0 = 6.25: xH2O0 = 1: Gp = .299: gradan = 25: Ta1 = 74: Ta2 = 76: Ta3 = 75: Ta4 = 55.5: Ta5 = 51 GOTO 300: ' '========================================================================= 50 ogled$ = "zz5": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 239.8: prtop = -267: Tf0 = 176!: Tgeexp = 97.3: Gsus0 = 9.63: xH2O0 = 1: Gp = .3: gradan = 23: Ta1 = 78: Ta2 = 73.5: Ta3 = 73: Ta4 = 51: Ta5 = 45 GOTO 300: ' '========================================================================= 60 ogled$ = "zz6": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 239.2: prtop = -267: Tf0 = 176: Tgeexp = 79 Gsus0 = 12.68: xH2O0 = 1: Gp = .29: gradan = 21: Ta1 = 66: Ta2 = 59: Ta3 = 58.5: Ta4 = 43.7: Ta5 = 38 GOTO 300: ' '========================================================================= 70 ogled$ = "zz7": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 236.5: prtop = -267: Tf0 = 200!: Tgeexp = 95.2: Gsus0 = 12.45: xH2O0 = 1: Gp = .288: gradan = 20: Ta1 = 74.3: Ta2 = 64: Ta3 = 63: Ta4 = 68: Ta5 = 37.8 GOTO 300: ' '========================================================================= 80 ogled$ = "zz8": susp$ = "Voda": L = .05: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 235.9: prtop = -250: Tf0 = 200: Tgeexp = 112.6: Gsus0 = 9.65: xH2O0 = 1: Gp = .274: gradan = 21: Ta1 = 77: Ta2 = 67.5: Ta3 = 66: Ta4 = 67: Ta5 = 70 GOTO 300 '========================================================================= 90 ogled$ = "zz16": susp$ = "Voda": L = .08: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 228: prtop = -276: Tf0 = 157.1: Tgeexp = 94.1: Gsus0 = 5.98: xH2O0 = 1: Gp = .3806: gradan = 32: Ta1 = 65.3: Ta2 = 75.7: Ta3 = 75.3: Ta4 = 77.3: Ta5 = 78.7 GOTO 300: ' '========================================================================= 100 ogled$ = "zz17": susp$ = "Voda": L = .08: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 222.9: prtop = -273: Tf0 = 174: Tgeexp = 103.5: Gsus0 = 7: xH2O0 = 1: Gp = .4108: gradan = 32: Ta1 = 69: Ta2 = 80.5: Ta3 = 80.5: Ta4 = 82: Ta5 = 85 GOTO 300: ' '========================================================================= 110 ogled$ = "zz18": susp$ = "Voda": L = .11: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 224.1: prtop = -259: Tf0 = 157.1: Tgeexp = 91.1: Gsus0 = 5.75: xH2O0 = 1: Gp = .3524: gradan = 25: Ta1 = 37.3: Ta2 = 71: Ta3 = 69.7: Ta4 = 70.4: Ta5 = 75 GOTO 300: ' '========================================================================= 120 ogled$ = "zz19": susp$ = "Voda": L = .11: rosusp = roH2OL / 1000: VvazOK = 219: prtop = -252: Tf0 = 168.1: Tgeexp = 99.4: Gsus0 = 6.93: xH2O0 = 1: Gp = .3297: gradan = 24: Ta1 = 41.7: Ta2 = 73.7: Ta3 = 72.3: Ta4 = 73: Ta5 = 78.3 GOTO 300 '========================================================================= 130 ogled$ = "zz9": susp$ = "CaCO3": L = .05: rosusp = 1.13: VvazOK = 256.7: prtop = -238:Tf0 = 141.2: Tgeexp = 100! Gsus0 = 8.84: xH2O0 = .7: Gp = .101: gradan = 13: Ta1 = 53.5: Ta2 = 52.5: Ta3 = 53: Ta4 = 54.5: Ta5 = 56 GOTO 300: ' '========================================================================= 140 ' u l a z n i p o d a c i ogled$ = "zz10": susp$ = "CaCO3": L = .08: rosusp = 1.13: VvazOK = 247.3: prtop = -245: Tf0 = 149: Tgeexp = 86.78 Gsus0 = 7.41: xH2O0 = .7: Gp = .308: gradan = 24: Ta1 = 50: Ta2 = 56: Ta3 = 55.5: Ta4 = 55: Ta5 = 56 GOTO 300: ' '========================================================================= 150 ogled$ = "zz11": susp$ = "CaCO3": L = .08: rosusp = 1.13: VvazOK = 244.6: prtop = -248: Tf0 = 167.3: Tgeexp = 103.3 Gsus0 = 15.55: xH2O0 = .7: Gp = .34: gradan = 20: Ta1 = 40.5: Ta2 = 42.5: Ta3 = 41.5: Ta4 = 42.5: Ta5 = 43 GOTO 300: ' '========================================================================= 160 ogled$ = "zz12": susp$ = "Stearat": L = .08: rosusp = .88: VvazOK = 234.2: prtop = -260: Tf0 = 168.3: Tgeexp = 88 Gsus0 = 19.57: xH2O0 = .8199: Gp = .377: gradan = 35: Ta1 = 41: Ta2 = 44.5: Ta3 = 44: Ta4 = 46: Ta5 = 47 GOTO 300: ' '========================================================================= Prilog 4. Numeriÿki program za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom 295 170 ogled$ = "zz13": susp$ = "Stearat": L = .08: rosusp = .88: VvazOK = 232.2: prtop = -295: Tf0 = 167.5: Tgeexp = 96.6 Gsus0 = 10.57: xH2O0 = .8199: Gp = .422: gradan = 38: Ta1 = 51.5: Ta2 = 54: Ta3 = 52.5: Ta4 = 55: Ta5 = 58.33 GOTO 300: ' '========================================================================= 180 ogled$ = "zz14": susp$ = "Cineb": L = .08: rosusp = 1.07: VvazOK = 238.7: prtop = -248: Tf0 = 171: Tgeexp = 86.4 Gsus0 = 23.65: xH2O0 = .7506: Gp = .299: gradan = 23: Ta1 = 36: Ta2 = 45.5: Ta3 = 45: Ta4 = 46: Ta5 = 45.5 GOTO 300: ' '========================================================================= 190 ogled$ = "zz15": susp$ = "Cineb": L = .08: rosusp = 1.07: VvazOK = 220.4: prtop = -216: Tf0 = 171.7: Tgeexp = 107.9 Gsus0 = 13.96: xH2O0 = .7523: Gp = .181: gradan = 22: Ta1 = 55: Ta2 = 56.5: Ta3 = 53: Ta4 = 55.5: Ta5 = 35 GOTO 300 ' '====================== U S L O V I O K O L I N E ======================= 300 ppzas = -.0032986 + .0027284 * Tok - 8.6027E-05 * Tok ^ 2 + 1.5932E-06 * Tok ^ 3: ppPARE = fiokol * ppzas pvaz = PATM – ppPARE: HH = .622 * fiokol * ppzas / (PATM - fiokol * ppzas) y0 = HH: rofOK = (1 + y0) * pvaz * MrSV / (R * (Tok + 273)) ' ' ====================B R Z I N A V A Z DUHA U A N U L U S U =========== gradanmmVS = gradan: gradan = gradan * 9.81 / delhanul: Tag = (Ta4 + Ta5) / 2 GOSUB UANUL ' ' ==================== P R E R A C U N A V A N J E ====================== VvazOK = VvazOK / 3600: Gsus0 = Gsus0 / 3600: Gsus0 = Gsus0 * rosusp: Gvaz = VvazOK * rofOK: Gtube = Gvaz – Ganul GH2O0 = xH2O0 * Gsus0: Gsm0 = Gsus0 - GH2O0: Wps = Gp / At: WH2OL0 = GH2O0 / At: cs = Gp / (ROP * At) Wsuvmat = Gsm0 / At: Gtubesv = Gtube / (1 + y0): Wsv = Gtubesv / At: ye = y0 + GH2O0 / Gtubesv: prtop = 9.81 * prtop Tp0 = Ta5 ' ' ============= D E B L J I N A F I L M A na z=0 ======================= roH2OL = 1000.1549# - .0113 * Tp0 - .00487 * Tp0 ^ 2 + 7.7027E-06 * Tp0 ^ 3 film0 = (1 / 6) * (WH2OL0 / Wps) * (ROP * dp / roH2OL): film0m = film0 * 1000000!:filmgrupa = 1 + GH2O0 * ROP / (Gp * roH2OL) nfilm0 = .5 * dp * (filmgrupa ^ .33333 - 1): nfilm0 = 1000000! * nfilm0 '======================================================================== im$ = "d:\ zorana\" + "Ogled-" + ogled$ + ".txt" OPEN "o", #1, im$ PRINT #1, "SUSENJE DTSB " + datum$: PRINT #1, fik$ ' ' ================== U S L O V I N A U L A Z U U C E V =============== Tf = Tf0: y = y0 ppzas = -.0032986 + .0027284 * Tf - 8.6027E-05 * Tf ^ 2 + 1.5932E-06 * Tf ^ 3 roH2OG = -.1095 + .0127 * Tf - 2.5625E-04 * Tf ^ 2 + 1.9443E-06 * Tf ^ 3: pbulk = y * PATM / (.622 + y) roSV = 1.271 - .004303 * Tf + 1.029E-05 * Tf ^ 2 - 1.096E-08 * Tf ^ 3 visSV = (17.0387 + .0474188 * Tf - 2.26249E-05 * Tf ^ 2 + 1.49735E-10 * Tf ^ 3) / 1000000! visH2OG = (77.4065 + .596955 * Tf - .00201726# * Tf ^ 2 + 4.71756E-06 * Tf ^ 3) / 1E+07 ROF = (1 + y) * pvaz * MrSV / (R * (Tf + 273)): Yprim = y / (1 + y) vis = (visSV * MrSV ^ (-1 / 2) * (1 - Yprim) + visH2OG * MrH2O ^ (-1 / 2) * Yprim) / (MrSV ^ (-1 / 2) * (1 - Yprim) + MrH2O ^ (-1 / 2) * Yprim) GOSUB UMFUT Utcevul = Ut: VVAZ0 = Gtube / ROF: Upz0 = VVAZ0 / At: 'Upz0 - povrs. brzina na temp. Tf0 ' COLOR 6, 0 LOCATE 5, 2: PRINT "Ogled _ "; ogled$; " Suspenzija _ "; susp$ LOCATE 6, 2: PRINT USING "Sadrazaj vode u suspenziji x0=#.##"; xH2O0 LOCATE 8, 2: PRINT USING "Dcd=#.### m Dcg=#.### m Dt=#.### m Lt=#.## m L=#.### mm Ha=#.## m"; DCOL; DCOLGORE; Dt; LTUB; L; HANUL LOCATE 9, 2: PRINT USING "dp=#.## rop=###.# epsA=#.### epsmF=#.###"; dp * 1000; ROP; epsa; EMF COLOR 9, 0 296 Prilog 4. Numeriÿki program za za sušenje suspenzija u sušioniku sa fontanskim slojem i cevnim umetkom LOCATE 11, 2: PRINT USING "V(Tok)=###.# m3/h (Tok) Tgi=###.# oC Tge=###.# oC Gsus=##.## kg/h"; VvazOK * 3600; Tf0; Tgeexp; Gsus0 * 3600 LOCATE 12, 2: PRINT USING "Gp=#.### kg/s #### kg/h GRADan=### mmVS"; Gp; Gp * 3600; gradanmmVS COLOR 6, 0 LOCATE 13, 2: PRINT USING "Temperature u anulusu T1=###.# T2=###.# T3=###.# T4=###.# T5=###.#"; Ta1; Ta2; Ta3; Ta4; Ta5 LOCATE 15, 2: PRINT USING "Ua=#.### m/s Ua/UmF=#.### na temperaturi Tag=###.#"; Ua; Ua / UmFTag; Tag LOCATE 16, 2: PRINT USING "Gvaz=#.### kg/s Gtube=#.### kg/s Ganul=#.### kg/s Gtube/Gvaz=#.###"; Gvaz; Gtube; Ganul; Gtube / Gvaz LOCATE 17, 2: PRINT USING "Upz0=##.## m/s Upz0/Ut=##.## Ut=##.## na temperaturi Tgi=###.#"; Upz0; Upz0 / Utcevul; Utcevul; Tf0 LOCATE 18, 2: PRINT USING "Temp. na ulazu u cev ... gas Tgt0=###.# oC ... cestice Tpc0=###.#"; Tf0; Tp0 LOCATE 19, 2: PRINT USING "y0 = #.##### kgH20/kgSV"; y0 LOCATE 20, 2: PRINT USING "ye = #.##### kgH20/kgSV"; ye LOCATE 21, 2: PRINT USING "Yprim0 = #.##### kgH20G/kgVV"; Yprim LOCATE 22, 2: PRINT USING "film0 = ##.## ##.## mikrona"; film0 * 1000000!; nfilm0 COLOR 12, 1: LOCATE 23, 1: PRINT "Izlazni fajl "; im$: COLOR 2, 0 ' GOSUB PSPICA: PRINT #1, fik$: PRINT #1, n4$: PRINT #1, n3$: PRINT #1, n5$ CLS : COLOR 9, 0: PRINT n1$ + " " + drg$: COLOR 2, 0 ' ' ================== NAPOJNA TACKA z=0 =============== e = .9999 V = .001: Z = 0: D = .00001 FOR j = 1 TO 100000 Up = (4 / (ROF * pi)) * (Gtube / Dn ^ 2 - (Ganul / Dt ^ 2) * (Z / L)): e = 1 - (cs / V) * (Z / L): IF e > .9999 THEN e = .9999 ui = Up / e: usl = Up / e – V: DEL = (e - EMF) / (1 - EMF): BEFUN = C2 - (1 / LA) * SQR(1 - (LA * DEL + C1) ^ 2) beta = BMF * (1 - BEFUN): betili = beta * usl ^ 2: aCLAN = betili / ((1 - e) * ROP): bCLAN = (ROP - ROF) * G / ROP IF Z = 0 THEN fvelo = (1 / V) * (aCLAN - bCLAN) - V / (Z + D): GOTO 429 fvelo = (1 / V) * (aCLAN - bCLAN) - V / Z 429 feps = (1 / V) * (fvelo * (1 - e) - cs / L) IF Z + D > L THEN GOTO 430 V = V + fvelo * D Z = Z + D NEXT j 430 dpdz1 = (betili + ROF * G * e + FFVEL - ROF * ui ^ 2 * feps) / e et0ME = e: vt0ME = V: dpdz0ME = dpdz1 COLOR 4, 0: PRINT USING "Pocet. tacka : Et0=#.#### vt0=##.### -dp/dz0=#######"; et0ME; vt0ME; dpdz0ME COLOR 2, 0 et0 = et0ME ' ' ============= P R O R A C U N P O D U Z I N I C E V I ================ D = .0001: e = et0: Tf = Tf0: Tp = Tp0: y = y0: Z = 0 FOR i = 1 TO 100000 br = br + 1: ' brojac pbulk = y * PATM / (.622 + y): pzH20 = -.0032986 + .0027284 * Tp - 8.6027E-05 * Tp ^ 2 + 1.5932E-06 * Tp ^ 3 deltap = pzH20 - pbulk: FIBZ = 100 * pbulk / pzH20 IF Z = 0 THEN fibz0 = FIBZ roH2OG = -.1095 + .0127 * Tf - 2.5625E-04 * Tf ^ 2 + 1.9443E-06 * Tf ^ 3: pvaz = PATM - pbulk roSV = 1.271 - .004303 * Tf + 1.029E-05 * Tf ^ 2 - 1.096E-08 * Tf ^ 3 visSV = (17.0387 + .0474188 * Tf - 2.26249E-05 * Tf ^ 2 + 1.49735E-10 * Tf ^ 3) / 1000000! visH2OG = (77.4065 + .596955 * Tf - .00201726# * Tf ^ 2 + 4.71756E-06 * Tf ^ 3) / 1E+07 CpSV = 1.006 + 1.152E-05 * Tf + 5.077E-07 * Tf ^ 2 - 3.612E-10 * Tf ^ 3 CpH2OG = 1.79201 + .00591959# * Tf - 6.40567E-05 * Tf ^ 2 + 3.03481E-07 * Tf ^ 3 lamSV = (24.6424 + .0711216 * Tf) / 1000000! lamH2OG = (.0169 + 1.1476E-04 * Tf - 6.308E-07 * Tf ^ 2 + 2.8228E-09 * Tf ^ 3) / 1000! Yprim = y / (1 + y): ROF = (1 + y) * pvaz * MrSV / (R * (Tf + 273)) vis = (visSV * MrSV ^ (-1 / 2) * (1 - Yprim) + visH2OG * MrH2O ^ (-1 / 2) * Yprim) / (MrSV ^ (-1 / 2) * (1 - Yprim) + MrH2O ^ (-1 / 2) * Yprim) CpG = CpSV + y * CpH2OG Prilog 4. Numeriÿki program za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom 297 lam = (lamSV * MrSV ^ (-2 / 3) * (1 - Yprim) + lamH2OG * MrH2O ^ (-2 / 3) * Yprim) / (MrSV ^ (-2 / 3) * (1 - Yprim) + MrH2O ^ (-2 / 3) * Yprim) Di = 2.302E-05 * (PATM * 101325 / 98000!) * ((Tf + 273) / 256) ^ 1.81:Mr = MrSV * MrH2O / ((1 - Yprim) * MrH2O + Yprim * MrSV) GOSUB UMFUT Up = Gtube / (ROF * At): ' povrsinska brzina u cevi V = cs / (1 - e): ui = Up / e: usl = ui - V: ap = 6 * (1 - e) / dp Rep = dp * ROF * usl / vis: Pr = vis * CpG / lam: Sc = vis / (ROF * Di) ATERM = 2 / (1 - (1 - e) ^ .3333): BTERM = .61 / e: RTERM = 4.65 * Rep ^ .28: NTERM = (1 / 3) * (2 + RTERM) / (1 + RTERM) Shp = 1 + .752 * Rep ^ .472 * Sc ^ .3333 * (1 + 1 / (Rep * Sc)) ^ .3333: kc = Shp * Di / dp Nup = 2 + .6 * Rep ^ .5 * Pr ^ .3333: hp = Nup * lam / dp WH2Ogas = Wsv * y: GH2Ogas = WH2Ogas * At: WH2Oisp = Wsv * (y - y0): GH2Oisp = WH2Oisp * At GH2OLFAZA = GH2O0 - GH2Oisp: WH2OL = GH2OLFAZA / At pgr = y * PATM / (.622 + y): Trose = 30.2858 * pgr + 75.3953 * pgr / (.0749 + pgr): ' tacka rose IF xA > 1 THEN FY = 0: GOTO 490 FY = (kc * Mr / (R * (Tf + 273))) * (ap / Wsv * (1 + y)) * deltap ' 490 gasniclan = Wsv * CpSV + WH2Ogas * CpH2OG ftf = hp * ap * (Tf - Tp) / gasniclan CpL = 4.21 - .0010972 * Tp + 9.8893E-06 * Tp ^ 2 + 1.3403E-08 * Tp ^ 3 utros = Wps * Cps + WH2OL * CpL + Wsuvmat * Csuvm lis = 2495.4125# - 2.0327 * Tf - .0035369 * Tf ^ 2 ftp = (gasniclan / utros) * ftf - (Wsv * lis / utros) * FY xA = (y - y0) / (ye - y0): ' bezdimenzioni stepen isparavanja IF racva = 1 THEN 500 IF xA > 1 THEN LKRAJ = Z: racva = 1: ' ako sva voda ispari do nekog z, to z se oznacava sa LKRAJ (dovoljna duzina cevi) 500 IF xA > 1 THEN FY = 0 ' izracunavanje hidrodinamickih parametara DEL = (e - EMF) / (1 - EMF): BEFUN = C2 - (1 / LA) * SQR(1 - (LA * DEL + C1) ^ 2): beta = BMF * (1 - BEFUN): betili = beta * usl ^ 2 gru1 = (e ^ 3 / (1 - e)) * (Up / Ut): gru2 = (1 - e) / (usl / Ut): fpmal = (.0017 / gru2 ^ 1.5) / gru1 FPVEL = 2 * fpmal * ROP * (1 - e) * V ^ 2 / Dt FEP = (ROP - ROF) * G * (1 - e): SIGF = FEP + FFVEL + FPVEL: FEP1 = ROP * G * (1 - e) + ROF * G * e gama = ROP * V ^ 2 - ROF * ui ^ 2: gor = betili + FFVEL - e * SIGF: dol = gama * e + ROF * ui ^ 2 fa = gor / dol: ' dEPS/dz dpdz1 = (betili + FFVEL + ROF * G * e - ROF * ui ^ 2 * fa) / e: dpdz2 = FEP1 + FPVEL + FFVEL + gama * fa DPDZ = dpdz1: fb = V * fa / (1 - e): gamat = gama / Ut: usut = (Up / e - V) / Ut: grd(i) = DPDZ: Z(i) = Z IF Z = 0 THEN WH2Ogas0 = Wsv * y: GH2Ogas = WH2Ogas0 * At: GH2Ogas0 = GH2Ogas: GH2OLFAZA = GH2O0: GOSUB 3680 IF ABS(Z - .005) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .01) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .02) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .03) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .04) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .05) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .06) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .08) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .1) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .15) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .2) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .25) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .3) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .35) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .45) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .5) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .55) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .6) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .65) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .7) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .75) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .8) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF ABS(Z - .85) < D / 4 THEN GOSUB 3680 IF Z + D > LTUB THEN ttubeEND = Tf: yend = y: GOSUB 3680: GOTO 2530 e = e + fa * D: y = y + FY * D: Tf = Tf - ftf * D: Tp = Tp + ftp * D: timko = timko + D / V 298 Prilog 4. Numeriÿki program za za sušenje suspenzija u sušioniku sa fontanskim slojem i cevnim umetkom Z = Z + D: NEXT i ' 2530 PRINT n4$: PRINT n3$: PRINT n5$ ' BILANSVODE = GH2Ogas + GH2OLFAZA - GH2O0: PRINT USING "GH2O ispareno = ##.###"; GH2Oisp * 3600 PRINT USING "GH2Ogas0=##.### GH2O0=##.### GH2Ogas iz=##.### GH2OLiq iz=##.###"; GH2Ogas0 * 3600; GH2O0 * 3600; GH2Ogas * 3600; GH2OLFAZA * 3600: PRINT USING "Bilans vode = ##.##"; BILANSVODE ' ' temperatura na kraju cevi i izlazu iz kolone iz bilansa lis = 2495.4125# - 2.0327 * Tgeexp - .0035369 * Tgeexp ^ 2 ttubecalc = (Gtube * CpG * Tf0 + GH2O0 * CpL * Ta5 - GH2Oisp * lis) / (Gtube * CpG + GH2O0 * CpL) Tgecalc = (Ganul * Ta1 + Gtube * ttubeEND) / Gvaz ' GOSUB CHOKING PRINT USING "Gsus0 kg/h =##.##"; Gsus0 * 3600: PRINT USING "TtubeEND calc iz bilansa =###.##"; ttubecalc PRINT USING "izlaz iz sistema Tge CAL =###.##"; Tgecalc:PRINT USING "izlaz iz sistema Tge EXP =###.##"; Tgeexp PRINT USING "Vreme boravka u cevi =##.### sec"; timko: COLOR 4, 0: PRINT ogled$ PRINT USING "V0=###.# m3/h (Tok) Tgi=###.# oC Tge=###.# oC Gsus=##.## kg/h"; VvazOK * 3600; Tf0; Tgeexp; Gsus0 * 3600 PRINT "broj="; br ' Izracunavanje ukupnih efekata Tfend = Tf: Tpend = Tp: fiend = FIBZ QEL = Gvaz * CpG * Tf0: Qg = Gvaz * CpG * (Tf0 - Tf): Qip = Wps * At * Cps * (Tp0 - Tp):Qg1 = Gvaz * CpG * (Tf0 - Tok) Qip0 = Wps * At * Cps * (Tp0 - Tok): SP = (Qg + Qip) / (WH2OL0 * At): SPa = SP / 4.1868 SP1 = (Qg1 + Qip0) / (WH2OL0 * At): SP1a = SP1 / 4.1868 ' ' izracunavanje P0 (na z=0), pocev od kraja cevi ka ulazu u cev, a na bazi izracunatih gradijenata BEEP: COLOR 4, 0: PRINT "Izracunava se P0" FOR i = 1 TO br - 1 GRDIN(i) = (grd(i + 1) + grd(i)) / 2 D(i) = Z(i + 1) - Z(i): dekop = dekop + GRDIN(i) * D(i) can = can + 1: IF can = 50 THEN 2532 ELSE 2533 2532 PRINT USING "Z=##### DEKOP=#####"; Z(i) * 1000; dekop: can = 0 2533 NEXT i: P0 = dekop: p0atm = P0 / 101325 + 1 PRINT USING "P0=##### Pa P0=#.##### atm"; P0; p0atm' greskatge = 100 * (Tgecalc - Tgeexp) / Tgeexp PRINT #1, USING "Gsus0 kg/h =##.##"; Gsus0 * 3600 PRINT #1, USING "GH2O ispareno = ##.###"; GH2Oisp * 3600 PRINT #1, USING "GH2Ogas0=##.### GH2O0=##.### GH2Ogas iz=##.### GH2OLiq iz=##.###"; GH2Ogas0 * 3600; GH2O0 * 3600; GH2Ogas * 3600; GH2OLFAZA * 3600 PRINT #1, USING "Kontrola ... bilans vode = ##.##"; BILANSVODE PRINT #1, USING "TtubeEND calc iz bilansa =###.##"; ttubecalc PRINT #1, USING "izlaz iz sistema Tge CAL =###.##"; Tgecalc PRINT #1, USING "izlaz iz sistema Tge EXP =###.##"; Tgeexp PRINT #1, USING "Vreme boravka u cevi =##.### sec"; timko ' PRINT #1, fik$ PRINT #1, "Izracunati profil pritiska u cevnom umetku" PRINT #1, "z(mm) P(Pa)" PRINT #1, "------- --------" ' ' izracunavanje P(z), na osnovu izracunatog P0 i gradijenata FOR i = 1 TO br - 1 IF i = 1 THEN PRES(i) = P0: GOSUB 2535 PRES(i + 1) = PRES(i) - GRDIN(i) * D(i) cnt = cnt + 1: IF cnt = 250 THEN GOSUB 2535 NEXT i PRINT USING "z, P #### #####"; Z(br - 1) * 1000; PRES(br - 1): ca = ca + 1 PRINT USING "z, P #### #####"; Z(br) * 1000; PRES(br): ca = ca + 1 PRINT #1, USING "#### #####"; Z(br - 1) * 1000; PRES(br - 1) PRINT #1, USING "#### #####"; Z(br) * 1000; PRES(br) Prilog 4. Numeriÿki program za sušenje suspenzija u sušnici sa fontanskim slojem inertnih ÿestica i cevnim umetkom 299 GOTO 2536 ' 2535 PRINT USING "z, P #### #####"; Z(i) * 1000; PRES(i): ca = ca + 1 PRINT #1, USING "#### #####"; Z(i) * 1000; PRES(i) cnt = 0 RETURN ' 2536 COLOR 9, 0: PRINT "Ukupno podataka p(z):"; ca: COLOR 2, 0 PRINT #1, fiks$ ' PRINT #1, fik$: br = 0: LKRAJ = 0: racva = 0: dekop = 0: p0atm = 0 CLOSE #1: PRINT : COLOR 4, 0: PRINT "... Izracunato": COLOR 2, 0 PRINT #2, USING zb$; staraoznaka; ogledko; L; xH2O0; VvazOK * 3600; Gsus0 * 3600; GH2O0 * 3600; Tf0; Tp0; Tgeexp; Gtube / Gvaz; Gp * 3600; xA; nfilm0; Tgecalc; gradan; et0ZG; et0ME; vt0zg; vt0ME; dpdz0ZG; dpdz0ME; prtop; greskatge; UcHCAL; UCHODNOS; Echcal CLS timko = 0: xA = 0: NEXT ogledko CLOSE #2: END ' 3680 ' ispis na ekran i u file IF INT(dpdz1) = INT(dpdz2) THEN pro$ = "ok" ELSE pro$ = "no": ' ovo je ' bila neka provera, verovatno visak sada jer program radi IF GH2OL<0 THEN GH2OL=0 PRINT USING z2$; Z * 1000; ui; e; V; Tf; Tp; Trose; y; 100 * xA; GH2Ogas * 3600; GH2OLFAZA * 3600; FY; DPDZ 3682 PRINT #1, USING z2$; Z * 1000; ui; e; V; Tf; Tp; Trose; y; xA; GH2Ogas * 3600; GH2OLFAZA * 3600; FY; DPDZ; fb RETURN ' STRINGOVI: n1$ = "SUSENJE u PT - Integralni model" n4$ = " z u e v Tf Tp Tros y xA GH2Og GH2OL dy/dz dP/dz dv/dz" n3$ = " mm m/s - m/s oC oC oC kg/kg - kg/h kg/h kg/kgm Pa/m 1/s" n5$ = "--- ----- ------ ----- ----- ----- ----- ------- ----- ------ ------ ------ ----- ------" z2$ = "### ##.## #.#### ##.## ###.# ###.# ###.# #.##### #.### ##.### ##.### #.### #####.# ###.##" RETURN ' UMFUT: ROF = (1 + y) * pvaz * MrSV / (R * (Tf + 273)) Yprim = y / (1 + y) vis = (visSV * MrSV ^ (-1 / 2) * (1 - Yprim) + visH2OG * MrH2O ^ (-1 / 2) * Yprim) / (MrSV ^ (-1 / 2) * (1 - Yprim) + MrH2O ^ (-1 / 2) * Yprim) ' QA = ((dp * ROF / vis) ^ 2) * 1.75 / (ps * (EMF ^ 3)): QB = 150 * (1 - EMF) * dp * ROF / ((ps ^ 2) * (EMF ^ 3) * vis) QC = (-1) * ((dp ^ 3) * ROF * (ROP - ROF) * G / (vis ^ 2)): UMF = (-QB + SQR(QB ^ 2 - 4 * QA * QC)) / (2 * QA) ' Ut = G * (ROP - ROF) * (dp ^ 2) / (18 * vis): RT = dp * ROF * Ut / vis: IF RT < .4 THEN 5050 Ut = ((4 * ((ROP - ROF) ^ 2) * (G ^ 2) / (225 * ROF * vis)) ^ (1 / 3)) * dp: RT = dp * ROF * Ut / vis: IF RT < 500 THEN 5050 Ut = (3.1 * G * (ROP - ROF) * dp / ROF) ^ .5: RT = dp * ROF * Ut / vis 5050 ' GRADMF = (ROP - ROF) * G * (1 - EMF): BMF = EMF ^ 3 * GRADMF / UMF ^ 2: BMFR = BMF * dp / ROF BZE = UMF ^ 2 / (EMF ^ 3 * Ut ^ 2): C1 = SQR(1 / (1 + BZE ^ 2)): LA = SQR(1 - C1 ^ 2) - C1: C2 = SQR(1 - C1 ^ 2) / LA RETURN ' UANUL: Tf = Tag ppzas = -.0032986 + .0027284 * Tf - 8.6027E-05 * Tf ^ 2 + 1.5932E-06 * Tf ^ 3 roH2OG = -.1095 + .0127 * Tf - 2.5625E-04 * Tf ^ 2 + 1.9443E-06 * Tf ^ 3 pH2OG = roH2OG * R * Tf / MrH2O: FIA = pH2OG / ppzas: HHA = .622 * FIA * ppzas / (PATM - FIA * ppzas):pvaz = PATM - pH2OG roSV = 1.271 - .004303 * Tf + 1.029E-05 * Tf ^ 2 - 1.096E-08 * Tf ^ 3 visSV = (17.0387 + .0474188 * Tf - 2.26249E-05 * Tf ^ 2 + 1.49735E-10 * Tf ^ 3) / 1000000! visH2OG = (77.4065 + .596955 * Tf - .00201726# * Tf ^ 2 + 4.71756E-06 * Tf ^ 3) / 1E+07: HHA = y 300 Prilog 4. Numeriÿki program za za sušenje suspenzija u sušioniku sa fontanskim slojem i cevnim umetkom GOSUB UMFUT rofanul = ROF: UmFTag = UMF FOR Ua = .1 TO 1.5 STEP .001 repanul = dp * ROF * Ua / (vis * (1 - epsa)): fppak = 94.7 / repanul + .979: desnapak = fppak * (ROF * Ua ^ 2 / dp) * (1 - epsa) / epsa ^ 3 ankont = 100 * (desnapak - gradan) / gradan: anKNT = ABS(ankont) IF anKNT < 1 THEN 6000 NEXT Ua 6000 Vanul = Ua * Aanul: Ganul = Vanul * rofanul RETURN ' PSPICA: PRINT #1, "Novi broj ogleda:"; ogledko PRINT #1, "Ogled _ "; ogled$ PRINT #1, "Suspenzija _ "; susp$ PRINT #1, USING "Sadrzaj vode u suspenziji x0=#.##"; xH2O0 PRINT #1, USING "Dcd=#.### m Dcg=#.### m Dt=#.### m Lt=#.## m L=#.### mm Ha=#.## m"; DCOL; DCOLGORE; Dt; LTUB; L; HANUL PRINT #1, USING "dp=#.## rop=###.# epsA=#.### epsmF=#.###"; dp * 1000; ROP; epsa; EMF PRINT #1, USING "V(Tok)=###.# m3/h (Tok) Tgi=###.# oC Tge=###.# oC Gsus=##.## kg/h"; VvazOK * 3600; Tf0; Tgeexp; Gsus0 * 3600 PRINT #1, USING "Gp=#.### kg/s #### kg/h GRADan=### mmVS"; Gp; Gp * 3600; gradanmmVS PRINT #1, USING "Temperature u anulusu T1=###.# T2=###.# T3=###.# T4=###.# T5=###.#"; Ta1; Ta2; Ta3; Ta4; Ta5 PRINT #1, USING "Ua=#.### m/s Ua/UmF=#.### na temperaturi Tag=###.#"; Ua; Ua / UmFTag; Tag PRINT #1, USING "Gvaz=#.### kg/s Gtube=#.### kg/s Ganul=#.### kg/s Gtube/Gvaz=#.###"; Gvaz; Gtube; Ganul; Gtube / Gvaz PRINT #1, USING "Upz0=##.## m/s Upz0/Ut=##.## Ut=##.## na temperaturi Tgi=###.#"; Upz0; Upz0 / Utcevul; Utcevul; Tf0 PRINT #1, USING "Temp. na ulazu u cev ... gas Tgt0=###.# oC ... cestice Tpc0=###.#"; Tf0; Tp0 PRINT #1, USING "y0 = #.##### kgH20/kgSV"; y0 PRINT #1, USING "ye = #.##### kgH20/kgSV"; ye PRINT #1, USING "nfilm0 = ##.## mikrona"; nfilm0 RETURN ' CHOKING: AW = 1.652: BW = .6986 GOSUB UMFUT GRADMF = (ROP - ROF) * G * (1 - EMF): RETAL = dp * ROF * Ut / vis: BMF = EMF ^ 3 * GRADMF / UMF ^ 2 BMFR = BMF * dp / ROF: BZE = (1 - EMF) * (ROP - ROF) * G / (BMF * Ut ^ 2) C1 = SQR(1 / (1 + BZE ^ 2)): LA = SQR(1 - C1 ^ 2) - C1: C2 = SQR(1 - C1 ^ 2) / LA ' EA = .9999 8000 DELE = (EA - EMF) / (1 - EMF) BF = C2 - (1 / LA) * SQR(1 - (LA * DELE + C1) ^ 2): FEP = (ROP - ROF) * G * (1 - EA): BETCAL = BMF * (1 - BF): 'NAS DRAG BETRAT1 = BETCAL / FEP: ZATERM = AW * Ut: ZBTERM = 4 * BW / BETRAT1: PODKORENOM = ZATERM ^ 2 - ZBTERM IF ZATERM ^ 2 < ZBTERM THEN EA = EA - .00001: GOTO 8000 USLIP1 = (ZATERM + (ZATERM ^ 2 - ZBTERM) ^ .5) / 2 ' izracunavanje us po var modelu va = cs / (1 - EA): upc = EA * (va + USLIP1) rey = Dt * ROF * upc / vis: ffmal = .0797 / rey ^ .25: FFVEL = 2 * ffmal * ROF * upc ^ 2 / Dt term1 = (1 - EA) / (USLIP1 / Ut): term2 = upc / Ut: term3 = EA ^ 3 / (1 - EA) FPMALNASE = .0017 / (term1 ^ 1.5 * term2 * term3): FPA = FPMALNASE FPVEL = 2 * FPA * ROP * (1 - EA) * va ^ 2 / Dt: FEP = (ROP - ROF) * G * (1 - EA) FPSTAR = FPVEL / FEP: FFSTAR = FFVEL / FEP fakt = 1 + FPSTAR - (1 - EA) * FFSTAR / EA DELE = (EA - EMF) / (1 - EMF) BF = C2 - (1 / LA) * SQR(1 - (LA * DELE + C1) ^ 2) USLIPF = (UMF / EA) * SQR(EA ^ 3 * (1 - EA) / (EMF ^ 3 * (1 - EMF) * (1 - BF))): USLIP2 = USLIPF * SQR(fakt) kontr3 = 100 * (USLIP1 - USLIP2) / USLIP1: KONTR4 = ABS(kontr3) IF KONTR4 > .1 THEN EA = EA - .00001: GOTO 8000 UcHCAL = upc: Echcal = EA: UCHODNOS = Up / UcHCAL RETURN SPISAK SLIKA Slika 1.1. Prikaz sušenja pastastih materijala na pokretnim valjcima........................................ 8 Slika 1.2. Prikaz sušnice sa raspršavanjem suspenzije u suprotnostrujnom A i istostrujnom B toku sa vazduhom ................................................................................. 8 Slika 1.3. Prikaz koniÿnog dna sušnice sa raspršavanjem na koji se nastavlja sekundarna sušnica sa vibro-fluidizovanim slojem....................................................... 9 Slika 1.4. Kinetika sušenja R-soli 1-sušnica sa inertnim ÿesticama, 2-rotaciona cilindriÿna sušnica, 3-vakuum sušnica sa lopaticama /Leontieva i dr., 2002/ ............................................................ 11 Slika 1.5. Šematski prikaz osnovnih konfiguracija sušnica sa inertnim ÿesticama a-fluidizovani sloj, b-fontansko-fluidizovani sloj, c-fluidizovani sloj sa centralno postavljenim pužnim transporterom (ili sloj sa mehaniÿkim fontanovanjem), d-fontanski sloj, e-rotirajuýi (“vortex”) sloj, f-spiralni, vrtložni (“swirling”) sloj, g-vibrofluidizovani sloj, h-rotaciona sušnica, i- pneumatska sušnica, j-sušnica sa dve suprotno orijentisane struje gasa velikih brzina (“impinging stream”) /Kudra i Mujumdar, 2002, Fig. 4.1/................. 13 Slika 1.6. Šematski prikaz standardne konfiguracije “spin-flash”sušnice .............................. 14 Slika 2.1. Tipiÿni sistemi za kontakt fluid-ÿestice u pokretnom sloju a) fluidizovani sloj, b) fontanski sloj, c) fontansko-fluidizovani sloj, d) fontanski sloj sa cevnim umetkom, e) fontansko-fluidizovani sloj sa cevnim umetkom, f) transportni sistem ...................................................................... 31 Slika 2.2. Tipiÿne zavisnosti gradijenta pritiska u sloju od površinske brzine fluida za fluidizovani, klasiÿni fontanski i fontanski sloj sa cevnim umetkom /Ishikura i dr., 2003/..................................................................................... 35 Slika 2.3. Moguýi režimi fluidizacije ............................................................................................ 37 Slika 2.4. Geldart-ova /1973/ mapa moguýih režima fluidizacije u sistemu gas- ÿestice.............................................................................................................................. 38 Slika 2.5. Dijagrami zavisnosti pada pritiska od brzine fluida ................................................. 39 Slika 2.6. Strujanje gasa kroz mehur prema Davidson-ovom modelu ................................... 47 Slika 2.7. Model agregativno fluidizovanog sloja Kunii-a i Levenspiel-a............................... 48 Slika 2.8. Struktura mehura u sloju.............................................................................................. 48 Slika 2.9. Sistem sa vertikalnim transportom ÿestica ................................................................ 52 Slika 2.10. Šematski prikaz promene v, p i H duž transportne cevi........................................... 52 Slika 2.11. Moguýi režimi pri vertikalnom toku smeše gas-ÿestice /iz Grbavÿiý, 1989; adaptirano prema Leung-u, 1980 b/...................................................................... 53 Slika 2.12. Gradijent pritiska u zavisnosti od brzine gasa u vertikalnom toku gas- ÿestice /iz Grbavÿiý, 1989/ ............................................................................................ 54 Slika 2.13. Mapa prelaza izmeĀu gustog dvofaznog toka gas-ÿestice, brze fluidizacije i retkog pneumatskog transporta sa smanjenjem brzine gasa pri konstantnoj brzini cirkulacije ÿestica /Bi i Grace, 1999/ .................................... 56 302 Spisak slika Slika 2.14. Šematski prikaz fontanskog i fontansko-fluidizovanog sloja sa kontrolisanom cirkulacijom ÿestica i karakteristiÿnim zonama.............................. 67 Slika 2.15. Pad pritiska kroz sloj u funkciji protoka vazduha na ulazu u kolonu za sistem vazduh-CaCO3 sfere /iz Grbavÿiý i dr., 1982/ ............................................... 68 Slika 2.16. Šema padova pritisaka u fontanskom sloju sa cevnim umetkom.......................... 72 Slika 3.1. Šematski prikaz sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica ............................ 79 Slika 3.2. Mehanizam sušenja u fluidizovanom sloju inertnih ÿestica a) teÿljiva suspenzija, b) pasta................................................................................. 80 Slika 3.3. Šematski prikaz laboratorijskog postrojenja za sušenje suspenzija 1 - fluidizaciona kolona, 2 - inertne ÿestice, 3 - distributivna ploÿa (i nosaÿ sloja), 4 - mešalica, 5 - ciklon, 6 - filter vreýe, 7 - prihvatna posuda za suv prah, 8 - elektriÿni grejaÿ, 9 - rezervoar suspenzije sa mešalicom, 10 - dozir pumpa, FI - meraÿ protoka vazduha, TI - indikacija temperature, TIC - indikacija i kontrola temperature ................................................................................ 83 Slika 3.4. Šematski prikaz uveýanog laboratorijskog (poluindustrijskog) sistema za sušenje sa fluidizovanim slojem inertnih ÿestica 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature ..................................................... 85 Slika 3.5. Mobilno poluindustrijsko demonstraciono postrojenje za sušenje suspenzija i pasta u fluidizovanom sloju inertnog materijala ................................. 86 Slika 3.6. Skica površina za razmenu toplote prirodnom konvekcijom i zraÿenjem....................................................................................................................... 90 Slika 3.7. Šema doziranja suspenzije vakuum pumpom............................................................. 92 Slika 3.8. Šema doziranja suspenzije peristaltiÿkom pumpom .................................................. 92 Slika 3.9. Šema doziranja paste klipnom pumpom..................................................................... 93 Slika 3.10. Šema doziranja paste pužnim transporterom ............................................................. 93 Slika 3.11. Specifiÿni kapacitet isparavanja vode u funkciji razlike temperatura (A) i temperature sušenja (B) pri doziranju teÿne faze vode.............................................. 95 Slika 3.12. Specifiÿna potrošnja toplote pri doziranju teÿne faze vode u funkciji razlike temperatura ........................................................................................................ 96 Slika 3.13. Specifiÿna potrošnja vazduha doziranju teÿne faze vode u funkciji razlike temperatura .................................................................................................................... 96 Slika 3.14. Specifiÿni kapacitet isparavanja vode pri sušenju tehniÿkog Cineba u funkciji razlike temperatura i temperature sušenja za U0~const. (A, B) i za Tgi~const. (C, D) ............................................................. 97 Slika 3.15. Specifiÿna potrošnja toplote pri sušenju tehniÿkog Cineba u funkciji razlike temperatura (A- U0~const., B- Tgi~const.) ................................................................................ 98 Spisak slika 303 Slika 3.16. Specifiÿna potrošnja vazduha pri sušenju tehniÿkog Cineba u funkciji razlike temperatura........................................................................................................ 98 Slika 3.17. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti specifiÿne brzine isparavanja vode ............................................................................................................ 98 Slika 3.18. Šematski prikaz fluidizovanog sloja stabilnih i nestabilnih hidrodinamiÿkih karakteristika ................................................................................. 102 Slika 3.19-A. Aksijalni profili temperatura suspenzija CaCO3, Gsus=35 kg/h, x0=0.7, Tgi=308 oC, Tge=96 oC.................... 103 Slika 3.19-B. Aksijalni profil temperatura i promena temperature ulaznog i izlaznog vazduha iz sloja suspenzija Cineb, Gsus=27 kg/h, x0=0.64, Tgi=230 oC, Tge=89 oC.................. 103 Slika 3.20. Specifiÿna brzina isparavanja vode (doziranje teÿne faze vode) za U0=1.77 m/s, inertne ÿestice dp=1.94 mm ....................................................... 105 Slika 3.21. Specifiÿna brzina isparavanja vode (doziranje teÿne faze vode) za Tgi=308qC inertne ÿestice dp=0.93 mm za set ogleda sa U0=1.94 m/s inertne ÿestice dp=1.94 mm za set ogleda sa U0=1.69 m/s............................. 106 Slika 3.22. Toplotni gubici u funkciji fluidizacionog broja (doziranje teÿne faze vode), inertne ÿestice dp=1.94 mm.......................................................................... 106 Slika 3.23. Specifiÿna potrošnja toplote (doziranje teÿne faze vode) .................................... 107 Slika 3.24. Specifiÿna potrošnja vazduha................................................................................... 107 Slika 3.25. Zavisnost efikasnosti sušenja (A) i energetske efikasnost (B) od razlike temperatura ................................................................................................................. 109 Slika 3.26. Sadržaj vlage u produktu u zavisnosti od temperature sušenja ........................... 110 Slika 3.27. Raspodela veliÿine ÿestica pri sušenju tehniÿkog Cineb fungicida u sloju staklenih sfera.................................................................................................... 111 Slika 3.28. Raspodela veliÿine ÿestica pri sušenju suspenzije formulisanog Cineba u sloju Al2O3 i Y-ZrO2 sfera..................................................................................... 113 Slika 3.29. Uticaj protoka suspenzije, temperature ulaznog i izlaznog vazduha na “hold-up” materijala (suspenzija Cineb fungicida)................................................ 115 Slika 3.30. Šematski prikaz eksperimentalnog postupka za odreĀivanje nominalnog vremena zadržavanja produkta u sloju 1-rezervoar suspenzije Cineb fungicida, 2-rezervoar suspenzije Cu(OH)2, 3-trokraki ventil, 4-peristaltiÿka pumpa, 5-fluidizaciona kolona, 6-ciklon, 7- rotacioni ventil, 8- komora za uzorkovanje praha ................................................... 117 Slika 3.31. Odziv sistema na stepenastu promenu boje suspenzije ....................................... 118 Slika 3.32. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti specifiÿne brzine isparavanja vode ......................................................................................................... 119 Slika 3.33. Pad pritiska u sloju inertnih ÿestica pri doziranju vode i sušenju suspenzije Cineba u zavisnosti od temperature sušenja ....................................... 121 304 Spisak slika Slika 3.34. Uveýano laboratorijsko postrojenje sa dodatkom za dosušivanje 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - fluidizaciona kolona za dosušivanje (Dc=110 mm), 12 - mehaniÿka mešalica, 13 - motor mešalice, 14 - ejektor, 15 - elektriÿni predgrejaÿ vazduha (2 kW), 16 - ciklon (I40 mm x 100 mm), 17 - vreýasti filter, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature .................................................................... 124 Slika 3.35. Uticaj temperature na dosušivanje primarnog praha Cineba iz ogleda 24 (tabela 3.12) u fluidizovanom sloju inertnog materijala A- na sadržaj vlage u dosušenom prahu, B- na sadržaj aktivne materije u dosušenom prahu ................................................................................ 126 Slika 3.36. UreĀaj za dosušivanje sa fluidizovanim slojem praha 1 - fluidizaciona kolona (Dc=286 mm), 2 – raspodeljivaÿ, 3 – mešalica, 4 - motor mešalice, 5 - vreýasti filter, 6 - elektriÿni predgrejaÿ vazduha (2 kW), FI - meraÿ protoka, TIC - indikacija i kontrola ulazne temperature vazduha, TI - indikator temperature......................................................................................... 127 Slika 3.37. Dosušivanje u fluidizovanom sloju praha Cineba – promena sadržaja vlage praha i sadržaja aktivne materije (A) i promena temperatura (B) sa vremenom............................................................................................................... 127 Slika 3.38. Dosušivanje u fluidizovanom sloju praha Cu(OH)2 – promena sadržaja vlage praha (A) i temperatura (B) sa vremenom.................................................... 130 Slika 3.39. Uveýano laboratorijsko postrojenje sa dodatkom za ciklonsko dosušivanje 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera sušnice, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - kolona za dosušivanje (Dc=110 mm), 12 - elektriÿni predgrejaÿ vazduha (2 kW), 13 - ciklon (I60 mm x 120 mm), 14 - vreýasti filter, 14a - programator vreýastog filtera, 15 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature................................................................................................. 131 Slika 3.40. Uveýano laboratorijsko postrojenje sa dodatkom za hlaĀenje praha u režimu pneumatskog transporta 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera sušnice, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - cevovod za pneumatski transport preÿnika 30 mm i dužine 3 m, 12 - ciklon (I60 mm x 120 mm), 13 - vreýasti filter, 13a - programator vreýastog filtera, 14 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature............................................................................................................... 134 Slika 3.41. Uticaj relativne vlažnosti atmosferskog vazduha na rezidualnu vlagu praha............................................................................................................................. 134 Spisak slika 305 Slika 3.42. Dinamika hlaĀenja praha Cu(OH)2 iz primarne sušnice u laboratorijskom hladnjaku sa fluidizovanim slojem.............................................. 135 Slika 3.43. Poluindustrijsko postrojenje za sušenje prošireno sa pužnim transporterom sa duplikatorom 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - fluidizaciona kolona, 5a - distributor, 5b - inertne ÿestice, 5c - deflektor, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil; 7 - vreýasti filter, 7a - programator vreýastog filtera sušnice, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica, 9b - punjenje, 10 - ventilator, 11 - pužni transporter sa duplikatorom, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI - pokretni termopar, TIC - indikacija i kontrola temperature............................................................................................................... 137 Slika 4.1. Šematski prikaz sušenja u fontanskom sloju inertnih ÿestica sa cevnim umetkom ..................................................................................................................... 141 Slika 4.2. Šematski prikaz sistema za sušenje u fontanskom sloju sa cevnim umetkom 1 - rezervoar, 2 - mešalica, 3 - pumpa, 4 - grejaÿ vazduha, 5 - kolona, 5a - mlaznica za uvoĀenje vazduha, 5b - koniÿno dno, 5c - cevni umetak, 5d - distributor vazduha, 5e - pokretna sonda za merenje pritiska i temperature, 6 - ciklon, 6a - rotacioni ventil, 7 - vreýasti filter, 8 - prihvatni sudovi za produkt, 9 - skruber, 9a - mlaznica za uvoĀenje vode, 9b - punjenje, 10 - ventilator, FI - meraÿ protoka, PI - indikator pritiska, TI- indikator temperature sa pokretnom sondom, TIC - indikacija i kontrola temperature .............................................................................................................. 144 Slika 4.3. Šematski prikaz fontanskog sloja sa cevnim umetkom ........................................ 147 Slika 4.4. Šematski prikaz ulazne zone u cevni umetak......................................................... 149 Slika 4.5. Kretanje ÿestica u diferencijalnoj zapremini fontane ulazne zone...................... 150 Slika 4.6. Raspodela protoka vazduha u diferencijalnoj zapremini ulazne zone................ 152 Slika 4.7. Aksijalni profil statiÿkog pritiska u transportnoj cevi; uporeĀenje izraÿunatih i izmerenih vrednosti (dp=1.94 mm)................................................... 153 Slika 4.8. Šematski prikaz eksperimentalnog sistema za odreĀivanje koncentracije ÿestica i brzine zagušenja u vertikalnom transportu gas-ÿestice a-transportna cev, b-prikljuÿci za merenje pritiska, c-spojnica, d- pneumatski zatvaraÿi, e-elektromagnetni ventil za zatvaranje pneumatskog zatvaraÿa, f-elektromagnetni ventil za otvaranje pneumatskog zatvaraÿa, g- mrežica, h-kutija za merenje protoka ÿestica, i-prihvatni rezervoar, j-ventili, k-prigušna ploÿa, l-mlaznica, m-dozer ÿestica (fontanski sloj sa zatvorenom anularnom zonom na vrhu, gornji deo I 200 mm, donji deo 140x140 mm), n-“on-off” ventili ............................................................................. 156 Slika 4.9. Promena Gp (kg/s), -dpd/dz (kPa/m), (-dpd/dz)/Gp (kPa˜s/kg˜m), Gp/Gf i H sa U/Ut (dp=1.94 mm, L=30 mm) Us- minimalna brzina gasa za stabilan tok sa klipovima ÿestica, Uc- brzina zagušenja, (A, B, C, D, E – videti sliku 4.10) ........................................ 158 Slika 4.10. Fluktuacije pritiska u zavisnosti od U/Ut (dp=1.94 mm, L=30 mm)................. 159 Slika 4.11. Zavisnost standardne devijacije lokalnog statiÿkog pritiska od površinske brzine gasa (dp=1.94 mm)..................................................................... 159 306 Spisak slika Slika 4.12. Eksperimentalni podaci za stanje zagušivanja pri transportu ÿestica približno iste veliÿine kroz cevi razliÿitog preÿnika neosenÿeni simboli - podaci Capes-a i Nakamura-e /1973/, dp=2.90 mm, Up=2860 kg/m3, Dd=76.2 mm; osenÿeni simboli - podaci iz ovog rada, dp=2.98 mm, Up=2509 kg/m3, Dd=30 mm; A - Hc i usc/Ut u zavisnosti od cs, B - Uc/Ut i v u zavisnosti od H............................................................................. 163 Slika 4.13. Izraÿunati profili –dpd/dz u zavisnosti od U, za konstantne protoke ÿestica (Dd=30 mm, dp=1.20 mm) Uc predstavlja eksperimentalno odreĀene vrednosti brzine zagušenja za konstantne protoke ÿestica ....................................................................................... 163 Slika 4.14. Zavisnost usc/Ut od Eusc2/Fe pri zagušivanju .......................................................... 164 Slika 4.15. Profil brzine gasa, brzine ÿestica i relativne brzine izmeĀu faza duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum stearat)................................. 174 Slika 4.16. Promena poroznosti duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat)................................................................................................... 174 Slika 4.17. Promena statiÿkog pritiska duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)- stearat) ............................................................................................ 174 Slika 4.18. Promena temperatura vazduha u cevnom umetku i u anularnoj zoni sloja, ogled 1 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat) ............................................. 175 Slika 4.19. Promena masenog protoka teÿne i gasovite faze vode duž cevnog umetka, ogled 1 (voda), ogled 14 (kalcijum(II)-karbonat) .................................... 175 Slika 4.20. Promena masenog protoka teÿne i gasovite faze vode duž cevnog umetka, ogled 2 (voda), ogled 16 (kalcijum(II)-stearat) ........................................ 176 Slika 4.21. Promena brzine sušenja duž cevnog umetka ......................................................... 176 Slika 4.22. Uticaj prisustva glicerola na oblik fontane u fontanskom sloju polipropilenskih ÿestica, A-bez glicerola, B-sa glicerolom (slika 4 iz Trinidade i dr. /2004/).................................................................................................. 178 Slika 4.23. Zavisnost debljine filma od dužine jednog ciklusa cirkulacije ............................. 179 Slika 4.24. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti za brzinu isparavanja vode (ogledi sa xA=1) ............................................................................ 183 Slika 4.25. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti temperature vazduha na izlazu iz kolone ...................................................................................... 180 Slika 4.26. Rezultati numeriÿke simulacije (za uslove iz ogleda 2): A-Uticaj temperature ulaznog vazduha i temperature inertnih ÿestica na ulazu u cevni umetak na koliÿinu isparene vode duž cevnog umetka, B-Uticaj brzine cirkulacije inertnih ÿestica i temperature ulaznog vazduha na koliÿinu isparene vode duž cevnog umetka, C- Potrebna dužina cevnog umetka za potpuno isparavanje vode Gp=const (xA=1), D-Potrebna dužina cevnog umetka za potpuno isparavanje vode Tp0=const (xA=1) .................................................................... 185 Slika 4.27. Potrebna dužina cevnog umetka za potpuno isparavanje vode pri Tp0=const. za uslove iz ogleda 1 (xA=1).................................................................. 186 Spisak slika 307 Slika 4.28. PoreĀenje eksperimentalnih i izraÿunatih vrednosti brzine cirkulacije ÿestica........................................................................................................................... 188 Slika 4.29. Promena izraÿunatog gradijenta brzine ÿestica duž cevnog umetka (ogled 1-voda)............................................................................................................. 189 Slika 5.1. Šematski prikaz modifikovanog fontanskog sloja sa cevnim umetkom i razdvojenom anularnom zonom.............................................................................. 191 Slika 5.2. Šeme mernih mesta i vrednosti padova pritiska u FB-sušnici i SBDT- sušnici .......................................................................................................................... 193 Slika 5.3. Uticaj sadržaja vode u suspenziji na potreban preÿnik kolone (Dc), potreban protok vazduha (Gv) i koliÿinu isparene vode (GH2O) za dati kapacitet FB-sušnice od Gm=350 kg/h pri Tgi=300qC i Tge=105qC (izraÿunate vrednosti) ................................................................................................ 194 Slika 5.4. Specifiÿna potrošnja toplote pri isparavanju vode u funkciji razlike temperatura u FB-sušnici i SBDT-sušnici pri doziranju vode ............................. 196 Slika 5.5. Specifiÿna potrošnja vazduha u funkciji razlike temperatura u FB- sušnici i SBDT-sušnici pri doziranju vode ............................................................. 197 Slika 5.6. Termiÿka efikasnost procesa sušenja u funkciji razlike temperatura u FB-sušnici i SBDT-sušnici........................................................................................ 198 SPISAK TABELA Tabela 2.1. Karakteristike fontanskog sloja sa i bez cevnog umetka /Ishikura i dr., 2003/ ............................................................................................................................... 34 Tabela 2.2. Uporedni prikaz osnovnih karakteristika fontanskog i fontansko- fluidizovanog sloja sa i bez cevnog umetka /Grbavÿiý, 1989/............................... 34 Tabela 2.3. Korelacije za ocenu globalnog ponašanja vertikalnog toka gas-ÿestice ................. 55 Tabela 2.4. Korelacije za izraÿunavanje brzine zagušivanja u sistemima gas-ÿvrste monodisperzne ÿestice .................................................................................................. 64 Tabela 2.5. Korelacije za izraÿunavanje koeficijenta trenja ÿestice-zid transportne cevi u sistemima gas-ÿestice za stanje zagušivanja .................................................... 64 Tabela 3.1. Karakteristike fluidizacione kolone (Dc=72 mm) i sloja inertnih ÿestica .............. 83 Tabela 3.2. Karakteristike fluidizacione kolone (Dc=215 mm) i slojeva inertnih ÿestica............................................................................................................................... 87 Tabela 3.3. Fiziÿko-hemijski parametri suvog vazduha, vodene pare i teÿne vode u zavisnosti od temperature /đorĀeviý i dr., 1997/.................................................... 91 Tabela 3.4. Ocena gustoýe i teÿljivosti pasti Cineba, Ca(OH)2 i CaCO3 .................................... 94 Tabela 3.5. Tipiÿan ogled sušenja u fluidizovanom sloju inertnog materijala (suspenzija Cineb fungicida, x0 = 0.70 kgH2O/kgsus, inertne ÿestice dp=0.93 mm) ................................................................................................................................ 105 Tabela 3.6. Karakteristike razliÿitih kuglica i kumulativni gubitak mase nakon 15 ÿasova rada vertikalnog kugliÿng mlina ................................................................... 112 Tabela 3.7. Karakteristike inertnih ÿestica ................................................................................... 113 Tabela 3.8. Zadržavanje (“hold-up”) osušenog materijala u sloju inertnih ÿestica................ 115 Tabela 3.9. Sadržaj vlage i sadržaj aktivne materije u osušenom prahu Cineba..................... 117 Tabela 3.10. Rezultati ispitivanja uticaja prisustva teÿne faze na pad pritiska u sloju inertnih ÿestica............................................................................................................. 121 Tabela 3.11. Karakteristike kolone i sloja u sistemu za dosušivanje .......................................... 125 Tabela 3.12. Eksperimentalni rezultati dosušivanja primarnog praha Cineba u fluidizovanom sloju inertnog materijala (staklene sfere, dp=0.355 mm, frakcija 0.29-0.42 mm)................................................................................................ 125 Tabela 3.13. Rezultati dosušivanja u fluidizovanom sloju praha Cineba .................................. 128 Tabela 3.14. Rezultati dosušivanja u fluidizovanom sloju praha Cu(OH)2............................... 129 Tabela 3.15. Karakteristike kolone za ciklonsko dosušivanje i rezultati dosušivanja .............. 132 Tabela 3.16. Eksperimentalni podaci za ciklonsko dosušivanje ................................................. 132 Tabela 3.17. Eksperimentalni podaci za hlaĀenje u ciklonskom ureĀaju.................................. 136 Tabela 4.1. Izraÿunati strujni parametri na ulazu u transportnu cev (dp=1.94 mm) ............. 152 Tabela 4.2. Pregled moguýih algoritama za izraÿunavanje osnovnih parametara dvofaznog vertikalnog toka ....................................................................................... 153 310 Spisak tabela Tabela 4.3. PredviĀanje protoka ÿestica na osnovu poznate brzine gasa i vrednosti statiÿkog pritiska u transportnoj cevi na jednoj poziciji ........................................ 154 Tabela 4.4. Karakteristike sferiÿnih ÿestica korišýenih za proveru korelacija zagušivanja.................................................................................................................... 157 Tabela 4.5. Eksperimentalni podaci pri zagušivanju .................................................................. 160 Tabela 4.6. PoreĀenje eksperimentalnih vrednosti brzine zagušivanja i odgovarajuýih poroznosti sa predviĀanenim vrednostima prema razliÿitim korelacijama i modelima............................................................................ 165 Tabela 4.7. Jednaÿine za odreĀivanje karakteristika nezasiýenog vlažnog vazduha............... 169 Tabela 4.8. Fiziÿko-hemijski parametri suvog vazduha, vodene pare i teÿne vode u zavisnosti od temperature /đorĀeviý i dr., 1997/ ................................................. 169 Tabela 4.9. Pojednostavljen algoritam proraÿuna ....................................................................... 171 Tabela 4.10. Pregled eksperimentalnih uslova i proraÿunatih parametara ................................ 172 Tabela 4.11. Osnovni hidrodinamiÿki parametri na poÿetku i kraju cevnog umetka .............. 173 Tabela 4.12. Vrednosti parametara za stanje zagušivanja u cevnom umetku odreĀene prema modelu iz Poglavlja 4.3.2.3 ............................................................................ 180 Tabela P1.1. Osnovne karakteristike sušenih materijala............................................................... 221 Tabela P2.1. Eksperimentalna ispitivanja isparavanja vode na laboratorijskom ureĀaju (Dc=72 mm)................................................................................................... 227 Tabela P2.2. Eksperimentalna ispitivanja sušenja suspenzije Cineba na laboratorijskom ureĀaju (Dc=72 mm)...................................................................... 228 Tabela P2.3. Eksperimentalna ispitivanja isparavanja vode na uveýanom laboratorijskom ureĀaju (Dc=215 mm).................................................................... 229 Tabela P2.4. Eksperimentalna ispitivanja sušenja suspenzija na uveýanom laboratorijskom ureĀaju (Dc=215 mm).................................................................... 235 Tabela P3.1. Pregled eksperimentalnih uslova za sušenje suspenzija u sušioniku sa fontanskim slojem i cevnim umetkom..................................................................... 247 Tabela P3.2. Izmereni aksijalni profili pritiska i temperature u cevnom umetku ..................... 248 Tabela P3.3. Izraÿunati profil pritiska u cevnom umetku ............................................................ 250 Tabela P3.4. Izraÿunati hidrodinamiÿki parametri i parametri sušenja u fontanskom sloju sa cevnim umetkom i karakteristiÿni dijagrami za 19 izvršenih ogleda (ogledi 1y12: doziranje teÿne faze vode, ogledi 13y19: sušenje vodenih suspenzija) ..................................................................................................... 251 SPISAK UPOTREBLJENIH SIMBOLA a - specififiÿna površina inertnih ÿestica u sloju (u cevnom umetku), m2ÿestice/m3sloj A - bezdimenzioni parametar [(UfUtUmF)/((Up-Uf)gDn] Aa - površina popreÿnog preseka anularnog dela sloja, m2 Ad - površina popreÿnog preseka cevnog umetka, m2 Ac - površina popreÿnog preseka kolone neposredno iznad ploÿe distributora vazduha, m2 Ag - površina kolone za razmenu toplote prirodnom konvekcijom i zraÿenjem, m2 Ap - površina inertnih ÿestica, m2 Ar - Archimedes-ov broj [(Ufdp3)(Up-Uf)/P2] C - intenzitet boje smeše prahova C0 - intenzitet boje Cu(OH)2 praha C1, C2 - konstante u jednaÿini (2.24) Cc - konstanta zraÿenja apsolutno crnog tela, kW/(m2K4) CD - koeficijent otpora jedne ÿestice u disperziji ÿestica u fluidu CDs0 - koeficijent otpora usamljene sferiÿne ÿestice u fluidu CDs - koeficijent otpora usamljene ÿestice u fluidu Cp - specifiÿni toplotni kapacitet, kJ/(kg K) Cpg - specifiÿni toplotni kapacitet gasa ili nezasiýenog vlažnog vazduha, kJ/(kg K) Cpm - specifiÿni toplotni kapacitet ÿestica iz suspenzije, kJ/(kg K) Cpp - specifiÿni toplotni kapacitet inertnih ÿestica, kJ/(kg K) Cpgsv - specifiÿni toplotni kapacitet suvog vazduha, kJ/(kg K) Cpsr - specifiÿni toplotni vazduha na Tsr za obraÿun gubitaka toplote, kJ/(kg K) Cpw G - specifiÿni toplotni kapacitet vode u gasovitoj fazi, kJ/(kg K) Cpw L - specifiÿni toplotni kapacitet vode u teÿnoj fazi, kJ/(kg K) cs - površinska brzina ÿestica u cevnom umetku i u fluidizovanom sloju [Gp/(Ʊp Ad)], m/s csc - površinska brzina ÿestica u cevnom umetku (transportnoj cevi) u stanju zagušivanja, m/s Dc - preÿnik kolone, m Dd - preÿnik cevnog umetka, m Depk - ekvivalentni preÿnik kolone za prelaz toplote prirodnom konvekcijom, m Dg - difuzivnost vodene pare u vazduhu, m 2/s Dn - preÿnik mlaznice na dnu kolone, m dp - preÿnik inertne ÿestice (volumetrijski), m F* - bezdimenzioni gradijent pritiska usled trenja Fb - sila potiska, N/m 3 FD - sila trenja izmeĀu fluida i šestica, N/m3 Fds - sila trenja koja deluje na usamljenu ÿesticu u struji fluida, N/m3 Fd1 - sila trenja koja deluje na jednu ÿesticu u fluidizovanom sloju, N/m3 Fe - gradijent pritiska usled statiÿke težine sloja, Pa/m ff - koeficijent (faktor) trenja fluid-zid Ff - gradijent pritiska usled trenja fluid-zid, Pa/m Fg - gravitaciona sila koja deluje na suspenziju fluid-ÿestice, N/m3 fp - koeficijent (faktor) trenja ÿestice-zid Fp - gradijent pritiska usled trenja ÿestice-zid, Pa/m fpA - modifikovani koeficijent (faktor) trenja ÿestice-zid za pakovani sloj u anularnom delu sloja, [fpA=(-dpa/dz)[dp/(Uf Ua2)(Ha3/1-Ha)] 312 Spisak upotrebljenih simbola fpc - koeficijent trenja ÿestice-zid cevi u stanju zagušivanja vertikalnog toka gas-ÿestice Fu - gradijent pritiska usled ubrzavanja, N/m 3 Fw - gradijent pritiska usled trenja smeše fluid-ÿestice o zidove cevi, N/m3 g - gravitaciono ubrzanje, m/s2 Ga - maseni protok fluida (vazduha) u anularnom delu sloja, kg/s Gd - maseni protok fluida (vazduha) u cevnom umetku, kg/s Gd’ - maseni protok suvog vazduha u cevnom umetku, kg/s Gf - maseni protok fluida, kg/s GH2O - maseni protok vode na ulazu u kolonu (FB, SBDT) i u cevnom umetku (SBDT), kg/s GH2O G - maseni protok vode u cevnom umetku u gasovitoj fazi, kg/s GH2O L - maseni protok vode u cevnom umetku u teÿnoj fazi, kg/s GH2O L 0 - maseni protok vode na poÿetku cevnog umetka u teÿnoj fazi, kg/s Gm - maseni protok suve materije u koloni (FB) i u cevnom umetku (SBDT), kg/s Gp - maseni protok inertnih ÿestica u cevnom umetku, kg/s GSUS - maseni protok suspenzije, kg/s Gv - maseni protok vlažnog vazduha na ulazu u kolonu, kg/s h - hold-up (koliÿina osušenog materijala u odnosu na masu inertnog sloja), % H0 - statiÿka visina sloja inertnih ÿestica u fluidizovanom sloju, mm H - visina pakovanog sloja u anularnom delu sloja (slika 4.3), m Hc - visina kolone, m hD - koeficijent prenosa mase gas-ÿestice, m/s Hm - maksimalna visina sloja koja se može fontanovati, m HmF - visina sloja u stanju minimalne fluidizacije, m hp - koeficijent prenosa toplote gas-ÿestice, W/(m2 K) K - konstanta u Darcy-evom zakonu u jednaÿini (2.89) K1 - konstanta u Ergun-ovoj jednaÿini uz ÿlan 150˜U u jednaÿini (2.90) K2 - konstanta u Ergun-ovoj jednaÿini uz ÿlan 1.75˜U2 u jednaÿini (2.90) ky - koeficijent prenosa mase u jednaÿini (3.1), kg/m2s L - rastojanje cevnog umetka od dna sloja (mlaznice) (slika 4.3), m Lf - vertikalna koordinata na kojoj se uvodi suspenzija u sloj (slika 4.3), m Lt - dužina cevnog umetka, m Lt * - dužina zone ubrzavanja ÿestica i fluida u cevnom umetku, m MH2O - molarna masa suvozasiýene vodene pare, kgH2O para/kg mol MR - srednja molarna masa gasovite faze (vlažnog vazduha), kgvlaž.vaz./kg mol Msl - masa inertnih ÿestica u sloju, kg Msv - molarna masa suvog vazduha, kgsuv vaz./kg mol Nup - Nusselt-ov broj za ÿestice [Nup=(hp dp)/Og] Nupk - Nusselt-ov broj za prelaz toplote prirodnom konvekcijom nZ - kumulativni broj ÿestica u šupljini na aksijalnom rastojanju z (slika 4.4), broj ÿestica/s ƅP - pad pritiska sloja, Pa Pa - dinamiÿki pritisak u anularnom delu sloja, Pa pB - parcijalni pritisak vode u gasovitoj fazi, atm pd1 - statiÿki pritisak fluida na kraju cevnog umetka (z=Lt), Pa pd - statiÿki pritisak fluida u cevnom umetku, Pa Pd - dinamiÿki pritisak u cevnom umetku, u fontani, Pa Spisak upotrebljenih simbola 313 'Pg - pad pritiska usled dejstva gravitacione sile, Pa 'Pn - pad pritiska sloja (meren na mlaznici, neto), Pa 'Pnb - pad pritiska sloja (meren na mlaznici, bruto), Pa Pr - Prandtl-ov broj [Pr=(P cpg)/ƫg] pS - parcijalni pritisak teÿne vode / napon pare vode / pritisak zasiýenja vodene pare, atm pst - statiÿki pritisak fluida u zoni uspostavljenog toka u pneumatskom transportu (dv/dz=0), Pa 'Pw - pad pritiska usled trenja smeše fluid-ÿestice o zid cevi, Pa 'Pu - pad pritiska usled ubrzavanja ÿestica, Pa q - specifiÿna potrošnja toplote, bazirana na Tgi-Tge, kJ/kgH2O q’ - specifiÿna potrošnja toplote, bazirana na Tgi-T0A, kJ/kgH2O Qg - gubici toplote prirodnom konvekcijom i zraÿenjem, kJ/s Qgpk - gubici toplote usled prelaza toplote prirodnom konvekcijom, kJ/s Qg - gubici toplote usled prelaza toplote zraÿenjem, kJ/s r - radijalna koordinata, m R - konstanta idealnog gasa, J/(kg mole K) Re - Reynolds-ov broj u cevnom umetku, u funkciji površinske brzine fluida [Re=(Dd Uf U)/P] Rep - Reynolds-ov broj za ÿesticu, u funkciji relativne brzine izmeĀu fluida i ÿestica [Rep=(dp Uf us)/P] RepA - Reynolds-ov broj za ÿestice u anularnom delu sloja [RepA=(dp Uf Ua)/(P (1-ƥa))] Rept - Reynolds-ov broj za ÿestice u funkciji površinske brzine odnošenja ÿestica [Rept=(dp Uf Ut)/(P (1-ƥ))] Ret - Reynolds-ov broj u funkciji površinske brzine odnošenja ÿestica [Re=(Dd Uf Ut)/P] rw - latentna toplota isparavanja vode, kJ/kg Sc - Schmidt-ov broj [Sc=P/(Uf Dg)] Shp - Sherwood-ov broj [Shp=(hD dp)/Dg] SV - specifiÿna potrošnja vazduha [Gv/GH2O], kgvazd./kgH2O T0A - temperatura okoline, oC Ta - temperatura vazduha u anulusu, oC TaH - temperatura vazduha na vrhu anulusa, oC Tg - temperatura vazduha u cevnom umetku, oC Tg1 - temperatura vazduha na kraju cevnog umetka (z=Lt), oC Tge - temperatura vazduha na izlazu iz kolone, oC Tgi - temperatura vazduha na ulazu u kolonu (u mlaznici-DTSB), oC Tp - temperatura inertnih ÿestica u cevnom umetku, oC Tp1 - temperatura inertnih ÿestica na kraju cevnog umetka (z=Lt), oC Tsr - srednja temperatura vazduha za obraÿun gubitaka toplote [Tsr =(Tge+T0A)/2], oC Twb - temperatura adijabatskog zasiýenja vazduha (temperatura vlažnog termometra), oC U - površinska brzina fluida, m/s u - srednja meĀuÿestiÿna brzina fluida u cevnom umetku, u šupljini ispod cevnog umetka i u fluidizovanom sloju [u=U/ƥ], m/s U0 - površinska brzina vazduha kroz ploÿu distributora (na T0A), m/s ua - srednja meĀuÿestiÿna brzina fluida u anularnom delu sloja [ua=Ua/ƥa], m/s 314 Spisak upotrebljenih simbola Ua - površinska brzina fluida u anularnom delu sloja, m/s Ua0 - površinska brzina fluida na dnu anularnog dela sloja, m/s UaH - površinska brzina fluida na vrhu anularnog dela sloja, m/s Uc - površinska brzina fluida u cevnom umetku ili transportnoj cevi u stanju zagušivanja, m/s uc - srednja meĀuÿestiÿna brzina fluida u cevnom umetku, u transportnoj cevi u stanju zagušivanja [uc=Uc/ƥc], m/s UmF - površinska brzina fluida u stanju minimalne fluidizacije, m/s Ums - površinska brzina fluida u stanju minimalnog fontanovanja, m/s Ur - radijalna brzina fluida na granici fontana- anularni deo sloja (slika 4.6), m/s us - relativna brzina izmeĀu fluida i ÿestica u cevnom umetku [us=u-v], m/s usF - relativna brzina izmeĀu fluida i ÿestica u partikulativno fluidizovanom sloju, m/s Ut - brzina taloženja (odnošenja) usamljene ÿestice u neograniÿenom medijumu, m/s v - radijalno usrednjena brzina ÿestica u cevnom umetku i u šupljini, m/s v0 - radijalno usrednjena brzina ÿestica na poÿetku cevnog umetka, m/s V0 - zapreminski protok vazduha na ulazu u kolonu (na T0A), m 3/s Va0 - zapreminski protok vazduha na ulazu u anularni deo sloja, m 3/s va - brzina ÿestica u anulusu, m/s Vn0 - zapreminski protok vazduha na mlaznici na ulazu u sloj, m 3/s vr - radijalna brzina ÿestica na granici fontana- anularni deo sloja (slika 4.5), m/s Vsus - zapreminski protok suspenzije, m 3/s WH2O - specifiÿna brzina isparavanja vode [WH2O =GH2O/Ac], kg/m2s x0 - sadržaj vode u suspenziji, kgH2O/kgSUS x - trenutni sadržaj vlage u materijalu koji se suši, % xA - koliÿina isparene vode u cevnom umetku (jednaÿina (4.35)) xAH - koliÿina isparene vode na kraju cevnog umetka xf - rezidualni sadržaj vlage u produktu, % y - maseni udeo vode u gasnoj fazi (apsolutna vlažnost vazduha) u cevnom umetku, kgH2O/kgsuv vazd. y0 - maseni udeo vode u gasnoj fazi (apsolutna vlažnost vazduha) na poÿetku cevnog umetka (z=0), kgH2O/kg suv vazd. ye - maseni udeo vode u gasnoj fazi (apsolutna vlažnost vazduha) u cevnom umetku (isparavanje 100%) (jednaÿina (4.36)), kgH2O/kg suv vazd. z - vertkalna koordinata merena od poÿetka cevnog umetka (slika 4.3), m z1 - vertkalna koordinata merena od dna kolone (slika 4.3), m Grÿki simboli Ƣ - koeficijent trenja fluid-ÿestice, kg/m4 ƢmF - koeficijent trenja fluid-ÿestice u partikulativno fluidizovanom sloju u stanju minimalne fluidizacije, kg/m4 Gf - debljina filma suspenzije, Pm ƥ - poroznost sloja u cevnom umetku i u fontani ƥ1 - stepen crnoýe ƥ0 - poroznost sloja na poÿetku cevnog umetka (z=0) ƥa - poroznost sloja u snularnom delu sloja ƥc - poroznost sloja u cevnom umetku i transportnoj cevi u stanju zagušivanja Spisak upotrebljenih simbola 315 ƥmF - poroznost sloja u stanju minimalne fluidizacije ƥv - volumetrijska poroznost sloja J - definisano u jednaÿini (2.77) [J=Upv2-Ufu2], kg/(m s2) KD - efikasnost sušenja (jednaÿina (3.17)) KE - energetska efikasnost (jednaÿina (3.16)) KT - termiÿka efikasnost u odnosu na T0A (jednaÿina (3.15)) K’T - termiÿka efikasnost u odnosu na Tp (jednaÿina (3.15)) M - relativna vlažnost vazduha Mp - masa produkta zadržanog u sloju po jedinici površine inertnih ÿestica, kg/m2 ƫ - konstanta u jednaÿini (2.24) ƫg - toplotna provodljivost gasa i nezasiýenog vlažnog vazduha, W/(m K) ƫsr - toplotna provodljivost vazduha na Tsr za obraÿun gubitaka toplote, W/(m K) ƫsv - toplotna provodljivost suvog vazduha, W/(m K) ƫwG - toplotna provodljivost vode u gasovitoj fazi, W/(m K) µ - viskozitet fluida i nezasiýenog vlažnog vazduha, (N s)/m2 µsr - viskozitet vazduha na Tsr za obraÿun gubitaka toplote, (N s)/m2 µsv - viskozitet suvog vazduha, (N s)/m 2 µw G - viskozitet vode u gasovitoj fazi, (N s)/m2 T - ugao koniÿnog dna kolone, q Ʊf - gustina fluida i nezasiýenog vlažnog vazduha, kg/m3 Ʊfsr - gustina vazduha na Tsr za obraÿun gubitaka toplote, kg/m3 Ʊp - gustina inertnih ÿestica, kg/m3 Ʊsus - gustina suspenzije, kg/m3 Ʊsv - gustina suvog vazduha, kg/m3 Ʊvm - gustina vlažnog materijala u filmu na površini inertne ÿestice, kg/m3 ƱwL - gustina vode u teÿnoj fazi, kg/m3 W - vreme, s Wcikl - trajanje jednog ciklusa cirkulacije ÿestica u SBDT, min Ww - smicajni napon usled trenja smeše fluid-ÿestice o granicu sistema, N/m2 WR - nominalno vreme zadržavanja, s Ƙ - sferiÿnost inertnih ÿestica Skraýenice FB - fluidizovani sloj inertnih ÿestica SBDT - fontanski sloj inertnih ÿestica sa cevnim umetkom SPISAK GREŠAKA U TEKSTU STRANA POZICIJA STOJI TREBA 42 u jednačini (2.18) (ρp-ρp) (ρp-ρf) 59 red 18 U jednačini (2.59) U jednačini (2.58) red 3 (2.56) (2.57) red 9 . primenom . Primenom 62 u jednačini (2.75) dz dp− dz dP− 74 red 9-odozdo (258) (2.58) 93 red 6-odozdo , sa manjim , sa većim 96 ispod slika 3.12 i 3.13 tečne faze vode, primećeno suspenzije Cineba, primećeno 109 red 5-odozdo tipična tipični 120 red 12 su bile neuspešne je bilo neuspešno 123 red 10-odozdo (17, slika 3.34) (16, slika 3.34) 138 red 8-odozdo iz postrojenja iz postrojenja iz postrojenja 148 red 4 -dpd/dz je -dpd/dz z=-L z=0 149 na slici 4.4 z=0 z=-L u jednačini (4.11) z 2 n v 2 1 z 2 n v 151 u jednačini (4.13) dz dv v z v 2 1 s2 + dz dvv z v 2 + 161 red 12 na slici 4.8 na slici 4.9 na slici 4.14 ♦ 5 ♦ 2 red 7 dp=2.98 m dp=2.98 mm 164 red 11 neko nego npHnor 1. ~3jaBa 0 ayropcray nOTnVlCaHVl-a ApceHVljeBVln 30paHa Jb. ~3jaBIbyjeM na je AOKTOpCKa AVlcepTa4Vlja nOA HacnOBOM Cyuiesse pacrsopa Vl cycneaaaja y nOKpeTHoM cnojy VlHepTHVlx -recraua • pesyrrrar concrseaor VlCTpa)!(VlBa4KOr pana, • na npennoxeua AVlcepTa4Vlja y 4enVlHVl HL-1y AenOBL-1Ma HL-1je6Vlna npeanoxeua aa Ao6L-1jal-be 6Vlno koje AL-1nnOMe npeva CTYAVljCKVlM nporpauaua APyrL-1X BL-1COKOWKOnCKL-1XYCTaHoBa, • na cy peayrrrarn KOpeKTHO HaBeAeHL-1 L-1 • na HL-1CaM xpurno/na ayropcxa npaaa L-1KOPL-1CTL-10L-1HTeneKTyanHY CBOjL-1HYAPyrL-1X nL-14a. Y 6eorpaAY, _-=2:..=0c.:....::. 0:...::3;.:..:.2:..=0;....:..1.....:..;4''--_ ~3jaBa 0 KOplllWnetby npH110r 2. Osnauihyjera YHIIIBep3111TeTcKY 61116JlIIIOTeKY .Cseroaap Mapxosah" na y ,lJ,~·m1TaJlHIiI peno3111TopllljYM YHIIIBep3111TeTa y Eeorpany YHece MOjy AOKTOPCKY AlllcepTa41i1jy nOA HaCJlOBOM: A11YMOCIiI11HKaHI ea yrpal)eHHM xnacrepajaa MeTa11a npenasaax rpyna 116 H 1186-8111111 xao e11eKTpOKaTa11HTHlfKH MaTepHja11H xoja je Moje ayropcxo Ae110. ,lJ,lIIcepTa4l11jy ca CBIIIM npIIIJl03111Ma npenao/na caM y eJleKTpOHCKOM cpopMaTy noronaoa sa rpaj-io apxaeapa-se. Mojy AOKTOPCKY AIIICepTaL\lIIjy noxpasseay y ,lJ,lIIrlllTaJlHIII penoaaropajye YHIIIBep31i1TeTa y Eeorpaziy Mory Aa xopncre CBIII KOjlll nourryjy onpenfie CaAP>KaHe Y oAa6paHoM Tlilny nuueuue KpeaTIIIBHe 3ajeAHIII4e illpeemuee L10MMOHC) aa xojy eau ce OAIlY41110/Jla. 1. AYTOPCTBO 2. AYTOPCTBO - HeKoMep4111jaJlHO (j)AYTOPCTBO - HeKoMep4111jaJlHO - 6e3 npepaae 4. AYTOPCTBO - HeKoMep4111jaJlHO - AeJlIIITIII nOA IiICTIIIM YCJlOBIIIMa 5. AYTOPCTBO - 6e3 npepaae 6. AYTopcTBO - AeJlIIITIII nOA IIICTIIIM YCJlOBIiIMa (MOJlIIIMO na 3aoKpY>KIIITe cauo jeAHY OA urecr nOHyf)eHlllx Jl III4eH 411I, xpara« onuc Jl1il4eH41i1 AaT je Ha nOJlef)IIIHIII JlIIICTa). nOTnHC Y Seorpany, /O.?- .tOlk.