Operatii Unitare In Industra Alim Ds

Digitally signed by Biblioteca UTM Reason: I attest to the accuracy and integrity of this document

Universitatea Tehnică a Moldovei Facultatea Tehnologie şi Management în Industria Uşoară Catedra Procese şi Aparate, Tehnologia Produselor Cerealiere

OPERAŢII UNITARE ÎN INDUSTRIA ALIMENTARĂ Îndrumar de laborator

Chişinău U.T.M. 2007 1

Prezentul îndrumar metodic este destinat studenţilor anului doi care îşi fac studiile la specialităţi tehnologice cu frecvenţă la zi şi frecvenţă redusă. Cursul practic include 11 lucrări de laborator. Fiecare din ele conţine noţiuni generale care contribuie la aprofundarea cunoştinţelor teoretice ale studenţilor, la înţelegerea de către ei a legăturii dialectice dintre ipotezele ştiinţifice, legi şi practică; descrierea instalaţiilor de laborator; metoda executării experienţei; prelucrarea datelor experimentale şi analiza lor; literatura de studii cu indicarea paginilor; întrebări de control. Indicaţia cuprinde date informative necesare pentru calcul. Elaboratori: dr. hab., prof. univ. A. Lupaşco dr., prof. univ. G. Dicusar dr., conf. univ. A. Diatlov dr., conf. univ. A. Moşanu lect. sup. V. Chiaburu lect. sup. P. Costov drd. O. Cazacu Redactor responsabil: dr. hab., prof. univ. A. Lupaşco Redactor:Irina Enache ––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––– Bun de tipar 21.12.07. Formatul hârtiei 60x84 1/16. Hârtie ofset. Tipar Riso. Tirajul 100 ex. Coli de tipar 4,5 Comanda nr.170 –––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––– U.T.M., 2004, Chişinău, bd. Ştefan cel Mare, 168. Secţia Redactare şi Editare a U.T.M. 2068,Chişinău, str. Studenţilor, 9/9. © U.T.M., 2007 2

DETERMINAREA CONSTANTELOR PROCESULUI DE FILTRARE Scopul lucrării: familiarizarea cu construcţia şi funcţionarea nutch-filtrului; calcularea constantelor procesului de filtrare; determinarea rezistenţei stratului de filtrant în procesul de filtrare realizat cu diferenţa constantă a presiunii de filtrare. Noţiuni generale Filtrare se numeşte procesul de separare a suspensiilor, bazat pe reţinerea fazei de dispersie de către diafragmele poroase şi trecerea mediului de dispersie. Cu filtrarea suspensia se separă în două părţi – filtrat şi precipitat. Filtrarea are loc din cauza diferenţei de presiuni pînă la membrana filtrantă şi după ea. Rezistenţa totală a filtrării constă din rezistenţele stratului de filtrant şi a precipitatului. Rezistenţa membranei filtrante influenţează asupra procesului de filtrare numai în momentul iniţial, iar apoi rolul filtrului aparţine precipitatului. Structura şi grosimea lui sînt factorii principali care determină eficienţa procesului de filtrare. Calitatea separării suspensiei depinde de structura precipitatului, de diferenţa de presiune şi de proprietăţile fizice ale mediului de filtrare. În practică sînt precipitaţi compresibili şi incompresibili. Productivitatea filtrelor în cazul precipitaţilor incompresibili creşte cu mărirea diferenţei de presiune. În cazul precipitatului compresibil, din cauza deformării porilor, productivitatea rămîne în urmă de creşterea presiunii şi la un moment dat mărirea presiunii duce la micşorarea productivităţii filtrelor şi chiar la oprirea procesului de filtrare. Mărimea de bază ce caracterizează productivitatea filtrelor este viteza de filtrare: V , ϑ= Fτ 3

unde V − volumul filtratului, m3; τ − durata filtrării, s; F − suprafaţa filtrului, m2. Ecuaţia vitezei de filtrare se deduce pe baza ecuaţiei consumului de lichid şi a ecuaţiei lui Poiseuille:

ϑ=

V ∆P = , Fτ R

(1.1) unde ∆P − diferenţa de presiune, Pa; R − rezistenţa sumară a filtrării; ea se compune din rezistenţa precipitatului R pr şi rezistenţa Rdes a membranei poroase:

R = R pr + R f . Rezistenţa precipitatului este proporţională cu grosimea lui δ : R = rδ , unde r − rezistenţa specifică a stratului de precipitat, m-2. Dacă marcăm prin x0 volumul precipitatului care se depune pe stratul de filtrant după trecerea 1 m3 de filtrat, volumul precipitatului format la trecerea a V m3 de filtrat este egal cu: x0V

sau

Fδ = V x0 .

Din ecuaţia aceasta grosimea stratului de precipitat:

δ=

V x0 F

sau

4

δ = V f x0 ,

unde V f − volumul specific al filtratului,

m3 . m2

În legătură cu ultima ecuaţie R pr = rV f x0

şi rezistenţa sumară este: R = rV f x0 + R f .

Din ecuaţia (1.1) viteza filtrării este direct proporţională cu diferenţa presiunilor şi invers proporţională cu rezistenţa de filtrare:

ϑ=

∆P ∆P V = = , Fτ R (rV f x0 + R f )

iar în forma diferenţială: dV f dτ

=

∆P . (rx0V f + R f )

Cînd diferenţa de presiune este stabilă ecuaţia poate fi integrată de la 0 pînă la τ şi de la 0 pînă la V f :

τ=

V f2 µr0 x0 2∆PF

2

+

RfVf µ ∆PF

.

Marcînd

rx0 1 = 2∆P K

şi

5

Rf ∆P

=

K0 K1

obţinem ecuaţia filtrării pentru ∆P=const: ⎛ 1 V f K0 ⎞ ⎟, = ⎜⎜ ⋅ + V f ⎝ K F K1 ⎟⎠

τ

unde K 1 şi K 0 − constantele filtrării determinate experimental. Descrierea instalaţiei

Nutch-filtrul (fig.1.1) este un rezervor metalic compus din două rezervoare – recipient pentru suspensie 4, şi recipient pentru filtrat 2, despărţiţi de ciur pe care se pune materialul de filtrare (stratul filtrant).

Fig.1.1. Schema nutch-filtrului: 1 – sticlă de nivel; 2 – recipient al filtratului; 3 – ciur; 4 – recipient de suspensie; 5 – supapă; 6 – rezervor de presiune; 7 – supapă de admisie a aerului comprimat; 8 – agitator; 9 – vacuummetru; 10 – robinet de reglare a presiunii; 11 – pompa de vid 6

În recipientul pentru filtrat cu ajutorul pompei de vid 11 se crează vacuum, care se controlează cu vacuummetrul 9. Volumul filtratului se fixează cu indicatorul nivelului de apă 1. Vidul se menţine stabil cu robinetul 10. Recipientul pentru suspensie este dotat cu agitatorul 8, care nu permite depunerea fazei disperse sub influenţa forţei de greutate. Recipientul pentru filtrat are un robinet pentru scurgerea apei după efectuarea experienţei. Metoda efectuării experienţei

Lucrarea include determinarea constantelor filtrării şi calculul rezistenţei membranei filtrante. Pentru determinarea constantelor filtrării se pregăteşte nutchfiltrul. Recipientul de presiune 6 se umple cu apă în care se presoară cretă. Volumul de suspensie se amestecă cu aer comprimat (rob.7). După amestecare robinetul 7 se închide şi suspensia pregătită se scurge în recipientul 4. Odată cu scurgerea se porneşte agitatorul 8, pompa de vid. Cu robinetul 10 se menţine vacuumul indicat. În acelaşi moment se pune în funcţiune cronometrul. Prelucrarea rezultatelor experimentale

1. Se fixează durata filtrării volumelor egale de filtrat. 2. Se determină volumul filtratului în recipient după formula: V = [0,57(19 − n ) + 3] , m3

unde n − indicaţia sticlei de nivel. 3. Se calculează volumul specific al filtratului după formula: Vf = 7

V , F

unde V – volumul filtratului în recipient, m3; F – suprafaţa filtrului, m2. 4. Se introduc rezultatele măsurărilor în tabel. Durata Diviziunea filtrării, sticlei de nivel, τ, n s

Volumul filtratului în recipient, V, m3,

Volumul specific al filtratului, Vf, m3/m2

Vacuumul în recipient, ∆P , Pa

τ /V f s/m

5. Se trasează graficul dependenţei τ / V f de V f pe hîrtie milimetrică. Conţinutul raportului

1. Noţiuni generale. 2. Schema instalaţiei. 3. Tabelul măsurărilor. 4. Graficul dependenţei τ / V f de V f pe hîrtie milimetrică. 5. Constantele calculate, rezistenţa membranei filtrante. Întrebări de control

1. Caracteristicile de bază ale structurii stratului granular. 2. Rezistenţa hidraulică în curentul laminar al lichidului prin straturile granulare şi cu pori. 3. Ecuaţia diferenţială a vitezei de filtrare. 4. Ecuaţia vitezei filtrării cînd viteza este constantă.

8

Lucrarea nr. 2 STUDIEREA CICLONULUI Scopul lucrării: familiarizarea cu construcţia şi funcţionarea ciclonului, determinarea experimentală a coeficientului rezistenţei hidraulice a ciclonului, determinarea gradului de separare a aerului în ciclon. Noţiuni generale Separarea sistemelor gazoase industriale neomogene de particule solide se face prin sedimentare ori sub diferite puteri: ale gravitaţiei, centrifuge, electrostatice. Mai des întrebuinţată şi mai simplă este separarea centrifugă a sistemelor neomogene. Pentru aceasta se întrebuinţează cicloni de diferite construcţii. Gazul prăfuit intrînd tangenţial prin ştuţul de intrare 2 în corpul ciclonului (fig.2.1) capătă mişcare circulară. Particulele solide sub forţa centrifugă se îndreaptă în straturile depărtate ale gazului şi împreună cu el se mişcă pe spirală de-a lungul pereţilor ciclonului. Particulele solide depuse se adună în buncăr, gazul curăţit se ridică şi rotindu-se se îndreaptă în direcţia axei aparatului în ştuţul de ieşire 4. Prin urmare, curăţirea gazului în ciclon este un proces aerodinamic compus, în care gazul prăfuit şi cel curăţit decurg circular în direcţii opuse. Lucrul ciclonului se apreciază cu eficacitatea separării şi mărimea rezistenţei hidraulice, gradul înalt de curăţire şi rezistenţa hidraulică mică. Gradul curăţirii gazului poate fi calculat dacă se ştie concentraţia iniţială şi finală a particulelor solide în gazul care trece prin ciclon:

9

η=

Ci − C f

sau

η=

Cf Gi − G f Gi (2.1)

,%

⋅ 100% =

Gd ⋅ 100%, Gi

unde Gi − consumul masei particulelor solide la intrare în ciclon, kg/s; G f − consumul masei particulelor solide la ieşire din ciclon, kg/s; Gd − consumul masei particulelor solide separate.

10

Fig.2.1. Schema ciclonului: 1 – corpul ciclonului; 2 – ştuţ de intrare; 3 – ştuţ de ieşire; 4 – buncăr pentru particule solide; 5 – supapă a închizătorului de praf; 6 – levier al supapei; 7 – transportor elicoidal Rezistenţa hidraulică sumară a ciclonului se poate calcula ca suma pierderilor diferite de presiune: depăşirea rezistenţei de fricţiune şi rezistenţelor locale la intrare în ciclon, depăşirea rezistenţei fricţiunei în corpul ciclonului în momentul de trecere a curentului de gaz din ciclonul cu diametrul mare în stuţul de ieşire şi depăşirea rezistenţei fricţiunii gazului în ştuţul de ieşire. Exprimînd rezistenţa sumară hidraulică prin presiunea dinamică în stuţul de intrare şi înlocuind suma coeficienţilor parţiali ai rezistenţei hidraulice prin coeficientul comun al rezistenţei ciclonului ξ c obţinem: ∆Pc = ξ c

ρϑin2 2

,

(2.2)

unde ρ − densitatea mediului gazos în condiţiile de lucru, kg/m3; ϑin − viteza în ştuţul de intrare, m/s. Viteza aerului în stuţul de intrare se determină cu ecuaţia:

ϑ in =

V V , = f in 0,785 ⋅ d in2

(2.3)

unde f in − suprafaţa secţiunii transversale a ştuţului de intrare, m2; V − consumul gazului, m3/s; d in − diametrul ştuţului de intrare, m2. În calcul, mărimea rezistenţei hidraulice comune a ciclonului se determină ca funcţie a vitezei convenţionale a aerului împărţită la suprafaţa secţiunii transversale a corpului cilindric al ciclonului: ∆Pc = ξ c′

11

ρϑc2 2

,

(2.4)

ϑc =

V , 0,785 ⋅ Dc2

(2.5)

unde ϑc − viteza torentului de aer în ciclon, m/s; Dc − diametrul interior al părţii cilindrice a ciclonului, m. Descrierea instalaţiei

Elementul principal al instalaţiei (fig.2.2) este ciclonul 5 cu diametrul interior al părţii cilindrice D=200 mm. Diametrul ştuţului este egal cu 100 mm. Ciclonul comunică cu ventilatorul de aspirare 1 printr-un sistem de conducte: de intrare aspiratoare 6 şi de ieşire 2. Consumul de aer este reglat cu şuberul 3 şi se determină cu difmanometrul 9 comunicat cu diafragma 4. Particulele solide din buncărul 7 trec în conducta 6 şi împreună cu aerul compun aerul prăfuit.

12

Fig.2.2. Standul studierii ciclonului: 1 – ventilator; 2 – conductă de pompare; 3 – şuber; 4 – diafragmă; 5 – ciclon; 6 – conductă de aspirare; 7 – buncăr; 8 – şuber; 9,10 – difmanometri; 11 – colector Consumul fazei solide se reglează cu şuberul 8. Rezistenţa hidraulică sumară a ciclonului se determină cu indicaţiile manometrului diferenţial 10 legat cu conducta de intrare şi ieşire a ciclonului. Particulele solide rămase în ciclon se adună în colectorul 11. Metoda efectuării experienţei

În primul rînd experienţa este efectuată cu aer neprăfuit. Se pune în mişcare ventilatorul 1 şi cu şuberul 3 se reglează indicaţiile difmanometrilor 9 şi 10 care se introduc în tabel. Reglînd mai departe aceleaşi consumuri, efectuăm experienţa cu aerul prăfuit. Pentru a menţine concentraţia stabilă a fazei solide în fiecare experienţă, ea este reglată cu şuberul 8. Se pune în mişcare ventilatorul şi cu şuberul 3 se menţine consumul necesar de aer. Mai departe sînt puşi în mişcare dozatorul fazei solide şi cronometrul. După ce se adună un volum de fază solidă în colector, se opreşte dozatorul şi se fixează durata de lucru. În durata lucrului ciclonului se fixează indicaţiile difmanometrilor 9 şi 10. Faza solidă oprită este cîntărită cu balanţa tehnică. După aceasta încep următoarele experimente (6-8 exp.). Rezultatele obţinute se introduc în tabelul raportului. Prelucrarea rezultatelor experimentale

1. Se calculează consumul aerului, V m3/h întrebuinţînd graficul de calibrare (fig.2.3). 2. Se calculează viteza torentului de aer în ştuţul de intrare ϑin şi viteza convenţională a torentului de aer în ciclon 13

ϑc conform ecuaţiilor (2.3) şi (2.5). 3. Se calculează conform ecuaţiilor (2.2) şi (2.4) coeficienţii ′ rezistenţei hidraulice: ξ c şi ξ c . 4. Se calculează consumul de material solid oprit după formula: G Gopr = ,

τ

unde Gopr − masa materialului solid oprit în durata ciclului, kg. 5. Conform ecuaţiei (2.1) se calculează gradul de separare.

ϑ , m/s Fig.2.3. Graficul de calibrare Conţinutul raportului

1. Noţiuni generale. 2. Tabelul rezultatelor experienţei. 3. Calculele η , ξ c , ξ c′ . 4. Graficul dependenţei ∆P de viteza aerului ∆Pc = f (ϑc ) sau ∆Pc = f (ϑin ) . 14

Lucrarea nr. 3 DETERMINAREA MOMENTULUI DE TORSIUNE PE AXA INSTALAŢIEI DE AMESTECARE Scopul lucrării: studierea experimentală a procesului de amestecare, determinarea momentului de torsiune pe axa agitatorului cu suspendarea liberă a recipientului. Noţiuni generale

În cazul amestecării ecuaţiile diferenţiale a curgerii lichidului cu viscozitate nu pot fi rezolvate din cauza complexităţii procesului, care depinde de mulţi factori fizici. De aceea, pentru descrierea acestui proces, se foloseşte metoda analizei dimensionale. Această metodă dă posibilitate de a ajunge la dependenţa criterială: Eu=f(Re, Fr, Γ1, Γ2, Γ3), unde Eu =

∆P

ρϑ

2

≅

∆P ρn 2 d 2

(3.1a)

– criteriul Euler, care caracterizează consumul de energie pentru depăşirea rezistenţei mediului;

ϑdρ nd 2 Re = ≅ µ υ 15

(3.1b)

– criteriul Reynolds, care caracterizează regimul curgerii lichidului;

ϑ2

n2d (3.1c) gd g – criteriul Froude, care caracterizează efectul forţei de gravitaţie; Fr =

Γ1 =

≅

D H h ; Γ2 = ; Γ3 = d D d

(3.1d)

– simplexele similitudinii geometrice, unde D − diametrul recipientului, m; d − diametrul agitatorului, m; H − înălţimea recipientului, m; h − înălţimea de la fundul recipientului pînă la agitator, m; ρ − densitatea lichidului, kg/m3; µ − viscozitatea dinamică, Pa·s; ϑ − viteza circumferenţială, m/s; n − frecvenţa de rotire a agitatorului, s-1;

υ=

µ − viscozitatea cinematică, m2/s. ρ

Pentru a preveni formarea pîlniei (fig.3.1) în amestecătoarele industriale se fac bariere. În cazul acesta forţa de greutate nu se ia în consideraţie şi din ecuaţia (3.1) poate fi exclus criteriul Froude. Pentru agitatori şi aparate geometric similare puterea care se consumă pentru amestecare depinde numai de criteriul Reynolds şi se exprimă conform ecuaţiei: Eu = c Re m ,

(3.2)

unde c şi m sînt coeficienţi, mărimea cărora depinde de tipul şi mărimea agitatorului şi regimul curgerii lichidului (fig.3.1). Cînd curgerea lichidului este stabilă, căderea de presiune între părţile dinainte şi din urmă ale paletei agitatorului este depăşită de puterea care este transmisă agitatorului. Mărimea N este 16

proporţională cu forţa P şi viteza circumferenţială: N ~ Pv ~ P(nd ),

(3.3)

Diferenţa de presiune poate fi exprimată prin mărimi proporţionale: ∆P =

P N N ~ ~ 3, S (nd )S nd

unde S − suprafaţa pe care acţionează forţa P, S ~ d2.

17

(3.4)

Fig.3.1. a – amestecarea lichidului în recipiente fără şi cu bariere; b – determinarea consumului de energie pentru amestecare Criteriul Euler poate fi exprimat astfel: Eu =

∆P P N = 2 2 ~ 3 5 = KN . 2 ρ (nd ) ρn d ρn d

(3.5) 18

Mărimea K N se numeşte criteriul puterii sau criteriul Euler pentru agitatorul Eu agit . . În această lucrare puterea utilă care se consumă pentru amestecare se determină prin metoda suspendării libere a recipientului. Cînd agitatorul se roteşte în lichid forţa P aplicată la ax formează momentul de rotire M 1 = Pd

(3.6)

care din cauza fricţiunii în lichid se transmite recipientului suspendat liber şi îl roteşte. Pentru determinarea momentului de torsiune se crează momentul de echilibrare M 2 , care întoarce recipientul în starea iniţială. El este adresat recipientului şi se execută cu un bloc cu greutăţi: M2 = Q

DB D = mg B , 2 2

(3.7)

unde Q − mărimea greutăţilor, H; m − masa greutăţilor, kg; g − accelerarea căderii libere, m/s2; DB − diametrul blocului, m. Fiindcă M 1 = M 2 = M , luînd în consideraţie ecuaţia (3.6), putem scrie: Eu agit . =

P M = 3 5. 2 4 ρn d ρn d

(3.8)

Descrierea instalaţiei

Schema instalaţiei este reprezentată în fig.3.2. Bara 10 cu agitatorul 13 este unită cu electromotorul de curent continuu 6 prin

19

D2 = 0,26 , unde D1 D1 = 142 mm − diametrul roţii de transmisie 9 a agitatorului, D2 = 32 mm − diametrul roţii de transmisie 5 a electromotorului.

transmisie de curea 4. Raportul de transmisie

Fig.3.2. Schema instalaţiei experimentale: 1 – bară; 2 – lagăr axial din fluoroplast; 3 – macaz de poziţia ,,0”; 4 – curea trapezoidală; 5 – roata electromotorului; 6 – motor electric de curent continuu; 7 – tahometru; 8 – aţă de oţel; 9 – roată de transmisie a agitatorului; 10 – axul agitatorului; 11 – bariere; 12 – recipient metalic; 13 – agitator; 14 – disc din textolit; 15 – aţă; 16 – taler de balanţă Recipientul 12 dotat cu bariera 11 este suspendat liber pe o aţă de oţel. În partea de jos a recipientului se află bara 1 care este introdusă în lagărul axial din fluoroplast 2. Pentru măsurarea momentului de torsiune de fundul recipientului este fixat un disc 14 20

din texolit cu D = 320 mm . Discul este legat cu aţa 15 de cîntarul 16. Instalaţia este utilată cu macaz de poziţia ,,0”. Numărul de rotaţii ale axului electromotorului se măsoară cu tahometrul 7. Metoda efectuării experienţei

1. Experienţele se efectuează la 5-6 frecvenţe de rotire a agitatorului. Pentru fiecare frecvenţă se determină numărul de rotire al axului electromotorului cu tahometrul ,,n” şi masa greutăţilor ,,m” care formează momentul de echilibru M 1 . 2. Pentru determinarea densităţii şi viscozităţii cinematice se măsoară temperatura lichidului. 3. Se calculează frecvenţa de rotire a agitatorului n = 0,26n0 , momentul de învîrtire cu formula (3.7); mărimea criteriilor Euler şi Reynolds cu formulele (3a) şi (3b). 4. Se determină mărimile lg Eu şi lg Re şi se construieşte graficul lg Eu = f (lg Re ). 5. Din grafic cu tangenta unghiului de înclinare a dreptei se determină ,,m”, iar segmentul pe axa ordonatelor egal cu lg c − mărimea lui c . Rezultatele calculelor şi măsurărilor se introduc în tabel. n0 s-1

n s-1

m

M

Eu

Re

lgEu

lgRe

Conţinutul raportului 1. Noţiuni generale. 2. Tabelul măsurărilor şi calculelor. 3. Graficul lg Eu = f (lg Re ) . 4. Ecuaţia criterială finală cu mărimile c şi m . 5. Concluziile (compararea c şi m cu datele informative). 6. Schema instalaţiei.

21

Întrebări de control

1. ,,π”- teorema, sensul fizi. 2. Metoda analizei dimensionale. 3. Determinarea analitică a puterii inerţiale în amestecare. 4. Agitatori normalizaţi. 5. Tipuri de agitatori.

Lucrarea nr. 4 DETERMINAREA CONSUMULUI DE ENERGIE LA

22

AMESTECAREA MECANICĂ Scopul lucrării: studierea tipurilor de agitatoare, determinarea experimentală a energiei pentru amestecare, determinarea coeficienţilor „c”, „m” în ecuaţia criterială a consumului de energie pentru amestecare. Noţiuni generale Amestecarea este folosită în tehnologia modernă pentru obţinerea emulsiilor, suspensiilor şi amestecurilor de substanţe solide, precum şi pentru intensificarea proceselor de transmisie de masă şi schimb de căldură. Mai des se efectuează amestecul mecanic în aparate cu agitatoare de diferite construcţii. Procesul de amestecare se caracterizează prin trei factori: eficacitatea amestecări i, intensitatea amestecării şi energia consumată pentru amestecare. În diferite procese eficacitatea amestecării se determină diferit. De exemplu, la pregătirea suspensiilor ea se caracterizează prin uniformitatea repartiză rii particulelor solide în lichid şi obţinerea acestei uniformităţi necesare. În procesele schimbului de căldură eficacitatea amestecării se determină prin creşterea coeficientului de transmisie a căldurii în mediul amestecat, ori prin omogenizarea temperaturii în volumul lichidului. Este evident că lucrul agitatorului va fi cu atît mai intensiv, cu cît mai puţin lucru se va cheltui pentru a ajunge la rezultatul tehnologic cuvenit. Pentru determinarea energiei procesului de amestecare este exami nat drept caz particular curgerea torentului de lichid. La rotirea agitatorului forţa se consumă pentru depăşirea fricţiunei paletei în lichid şi pentru formarea vîrtejurilor. S-a determinat experimental că puterea depinde de densitatea ρ, viscozitatea mediului µ , de numărul de rotaţii ale agitatorului n şi de diametrul agitatorului d :

23

N = f ( µ , ρ , n, d ).

(4.1)

Ecuaţia consumului de putere depusă pentru amestecare se rezolvă prin metoda analizei dimensionale. Ea permite de a sintetiza rezultatele experimentale şi de a demonstra dependenţa între mărimile fizice sub formă de dependenţă între complexe fără regularităţi – criteriile de si militudi ne. Numărul criteriilor necesare se determină prin ,,π”- teoremă. Fiecare ecuaţie ce leagă ,,n” mărimi fizice, ,,m” din care au regularităţi independente, poate fi exprimată prin ecuaţia care se compune din ,,n-m” complexe ori simplexe adimensionale. În procesul amestecării numărul de mărimi fizice care caracterizeză procesul potrivit ecuaţiei (4.1) este egal cu cinci, iar numărul mărimilor cu regularităţi independente – cu trei: masa (kg), timpul (s), lungimea (m). Numărul complexelor fără dimensiuni, care pot fi obţinute din lista aceasta de mărimi fizice, este următorul: 5-3=2. Prin urmare, pentru amestecare în regimul stabil şi pentru agitatorii similari ecuaţia (4.1) se transformă în:

Eu = f (Re),

(4.2)

unde

Eu =

N ρn 3 d 5

(4.3)

– criteriul Euler pentru agitator sau criteriul puterii care reprezintă raportul dintre forţa rezistenţei mediului amestecării şi forţa inerţiei; nd 2 ρ Re = (4.4)

µ

– criteriul Reynolds pentru agitator, care caracterizează regimul torentului lichid şi reprezintă raportul între forţele de inerţie şi forţele de fricţiune interioară. Această dependenţă poate fi exprimată prin ecuaţia: 24

Eu = c Re m .

(4.5)

Construcţia agitatorului şi regimul hidrodinamic al amestecării se reflectă asupra mărimii coeficienţilor c şi m . Descrierea instalaţiei

Instalaţia de amestecare (fig.4.1) reprezintă un recipient metalic pe capacul căruia este montat electromotorul de curent continuu 2. Pe axul alungit al electromotorului se înşurubează agitatoarele 6. Pentru a preveni formarea pîlniei, recipientul este dotat cu trei bariere 4. Frecvenţa de rotire a axului se reglează cu regulatorul tensiunii curentului electric şi se măsoară cu tahometrul 1. Tensiunea şi forţa curentului electric sînt măsurate cu voltmetrul şi ampermetrul. Metoda efectuării experienţei

1. Pe axul electromotorului se înşurubează agitatorul. 2. Se măsoară diametrul lui. 3. Se închide capacul recipientului. 4. Se pune în mişcare redresorul. 5. Cu mînerul regulatorului de rezistenţă a liniei electrice se stabileşte frecvenţa de rotire necesară a axului electromotorului. 6. Se notează indicaţiile tahometrului, ampermetrului şi voltmetrului. 7. Se schimbă frecvenţa de rotire a agitatorului (6-8 frecvenţe de rotire) şi se înscriu indicaţiile dispozitivelor. 8. Cu pompa „Kama” 7 se pompează în recipient lichidul din rezervorul 8 şi se efectuează experienţa la aceleaşi frecvenţe de rotire ca şi în aer.

25

Fig.4.1. Schema instalaţiei experimentale: 1 – tahometru; 2 – electromotor de curent continuu; 3 – axul agitatorului; 4 – bariere; 5 – recipient metalic; 6 – agitator; 7 – pompă ,,Kama”; 8 – recipient pentru lichid Prelucrarea rezultatelor experimentale

1. Se calculează puterea conform ecuaţiei:

N = UI , unde U − tensiunea curentului, V; I − intensitatea curentului, A. Energia care se consumă numai pentru amestecarea lichidului 26

este calculată ca diferenţa de puteri între puterile pentru amestecare în lichid şi în aer:

N l = N lich − N aer . 2. Se calculează mărimea criteriilor Euler şi Reynolds conform ecuaţiilor (4.3) şi (4.4), apoi se calculeză logaritmii lor. 3. Rezultatele măsurărilor şi calculelor se introduc în tabel: Nr.

n, 1/min

n, 1/s

aer I U N A V W

lichid I U N A V W

Nl W

Eu

Re

lgEu

lgRe

4. Pe hîrtie milimetrică se construieşte graficul dependenţei lg Eu de lg Re . Din segmentul pe axa ordonatelor egală cu lg Eu se determină c şi cu tangenta unghiului de înclinare a dreptei faţă de ∆ lg Eu − gradul exponentului m. axa absciselor egală cu ∆ lg Re 5. Mărimea constantelor obţinute se introduce în ecuaţia (4.5) şi se compară c şi m cu datele informative. Conţinutul raportului

1. Noţiuni generale. 2. Schema instalaţiei. 3. Tabelele studierii. 4. Graficul studierii dependenţei lg Eu de lg Re . 5. Ecuaţia finală. 6. Analiza ecuaţiei obţinute (compararea mărimilor c şi m cu datele informative.

27

Întrebări de control

1. Metoda analizei regularităţilor, sensul fizic. 2. ,,π”- teorema lui Backingem. 3. Puterea inerţială în amestecare. 4. Ecuaţia criterială a consumului de energie pentru amestecare, sensul fizic. 5.Criteriile de similitudine hidrodinamică de bază şi modificate. 6. Tipuri de agitatoare, agitatorul normalizat. 7. Tipuri de amestecare.

28

Lucrarea nr.5 STUDIEREA HIDRODINAMICII STRATULUI ÎN SUSPENSIE Scopul lucrării: determinarea dependenţei ∆Ps de viteza aerului ϑ ; determinarea vitezei critice a aerului ϑcr ; determinarea diametrului d ecv al particulelor; determinarea vitezei aerului de la care începe transportarea particulelor solide din aparat ϑt . Noţiuni generale

În momentul de faţă pentru intensificarea proceselor industriei alimentare, în care are loc interacţiunea gazului şi a lichidului cu materialul solid dispersat (uscarea, adsorbirea, procese catalitice), se folosesc aparate cu stratul în suspensie. Dacă prin stratul imobil al particulelor solide care se află pe ciur se trece de jos în sus torentul de gaz ori lichid şi viteza lor se măreşte pînă la viteza gazului numită critică, tot stratul particulelor solide trece în stare de suspensie. Dacă mărim viteza de mişcare a gazului, volumul stratului suspendat se măreşte. Acest strat suspendat se numeşte ,,fierbînd” sau ,,fluidizat”. Dacă viteza aerului se măreşte mai departe pînă la aşa-numita viteză de transportare, stratul suspendat se distruge şi particulele solide se transportă din aparat cu torentul aerului (are loc pneumotransportul lor). Graficul dependenţei ∆Ps (scăderea presiunii aerului în trecerea prin stratul de material solid) de viteza aerului prin secţiunea transversală a aparatului are o formă de curbă reprezentată în fig.5.1. În stratul suspendat, începînd de la viteza critică a aerului ϑcr pînă la 29

viteza de transportare ϑt , mărimea ∆Ps este constantă, fiindcă cu mărimea vitezei aerului se măreşte volumul stratului suspendat.

ϑ

ϑt

ϑ

ϑ

ϑt

ϑ

Fig.5.1. Dependenţa înălţimii stratului granular (a) şi a rezistenţei hidraulice de viteza torentului (b) Caracteristica principală a stratului particulelor solide imobil şi suspendat este porozitatea: 30

ε=

Vst − V p Vst

,

unde ε − porozitatea, partea volumică a aerului în strat; Vst − volumul comun ocupat de strat, m3; V p − volumul ocupat de particulele solide, m3. Pentru stratul imobil al particulelor sferice de aceeaşi dimensiune, porozitatea este egală aproximativ cu 0,4. Cînd viteza aerului ϑcr este maximă pentru stratul în suspensie, ε ≅ 1 . Pentru calcularea mărimilor ϑ şi ε ale sistemului cu proprietăţi cunoscute sînt diferite formule. Cea mai comodă pentru calcule este dependenţa grafică:

Ly = f ( Ar , ε ), unde

ϑ 3 ρ m2 Re 3 Ly = = − criteriul Lyaşcenco; µ m ( ρ ps − ρ m ) g Ar 3 Re 2 d ρ m ( ρ ps − ρ m ) g Ar = = − criteriul Arhimede; Fr µ m2

Re =

Fr =

ϑdρ m ϑd = − criteriul Reynolds; µm υ ϑ2 gd

− criteriul Froude.

Graficul din fig.5.2 reprezintă dependenţa între criteriul Ly şi criteriul Ar la diferite mărimi ε . Graficul dă posibilitate de a 31

afla fiecare din mărimile d ,ϑ , ε , dacă se ştiu două şi datele fizice ale sistemului ρ ps , ρ m , µ m .

Fig.5.2. Dependenţa criteriului Lyaşcenco de criteriul Arhimede la diferite mărimi ale porozităţii stratului Descrierea instalaţiei

Schema instalaţiei experimentale este reprezentată în fig.5.3. Aerul este pompat cu ajutorul ventilatorului 1 în coloană (diametrul coloanei d c = 100 mm ). Consumul de aer este reglat cu comutatorul unit de şuberul de strangulare 2. Pentru determinarea vitezei aerului în conductă este instalată diafragma 3 ce comunică cu difmanometrul 6 32

– D1 . Ştiind scăderea presiunii difmanometrului cu graficul de calibrare se determină viteza aerului care intră în coloană. Materialul pentru studiere se toarnă în paharul metalic 4, fundul căruia prezintă un ciur. Scăderea presiunii aerului în coloană se măsoară cu difmanometrul 5 – D2. Temperatura aerului se determină cu termometrul.

Fig.5.3. Schema instalaţiei experimentale: 1 – ventilator, 2 – şuber de strangulare; 3 – diafragmă; 4 – pahar metalic; 5,6 – difmanometre Metoda efectuării experienţei

1. Determinarea rezistenţei hidraulice a ciurului. Se pune în funcţiune ventilatorul 1, cu comutatorul se reglează viteza minimală a aerului astfel ca indicatorul difmanometrului D1 să fie aproximativ la 10 mm apă. La această viteză se fixează scăderea presiunii pe difmanometrul D2. După aceasta se măreşte viteza aerului astfel ca datele difmanometrului D1 să se mărească cu 10-15 mm apă. La fiecare schimbare a vitezei aerului se determină 33

scăderea pe difmanometrul D2, egală cu ∆Pciur. Cu datele difmanometrului D1 şi graficul de calibrare (fig.5.4) se determină viteza aerului.

ϑ , m/s Fig.5.4. Curba de calibrare pentru diafragmă Rezultatele măsurărilor se introduc în tabelul 5.1. Tabelul 5.1 Nr. Datele difmanometrului, D1 mm apă

Viteza aerului, ϑ, m/s

Datele difmanometrului, ∆Pciur, D2, mm apă

Cu datele tabelului 5.1 se costruieşte graficul dependenţei ∆Pciur de viteza aerului. 2. Determinarea rezistenţei hidraulice a stratului de material. Se cîntăreşte o porţie determinată de material, care apoi se introduce în pahar. După aceasta, în acelaşi mod ca şi în punctul 1, se măsoară la diferite viteze ale aerului datele difmanometrilor D1 şi D2, ultimele fiind egale cu rezistenţa sumară a ciurului şi a stratului 34

de material. Pentru determinarea ∆Pst a stratului, la viteze cuvenite, cu graficul dependenţei ∆Pciur de viteza aerului se determină rezistenţa ciurului ∆Pciur . Rezistenţa stratului ∆Pst = ∆Psum − ∆Pciur , unde ∆Psum = ∆Pst + ∆Pciur = D2 . Rezultatele măsurărilor se introduc în tabelul 5.2.

Tabelul 5.2 Nr. Datele difmanom., D1 , mm apă

Viteza aerului, ϑ, m/s

Datele difmanometrului, D2, mm apă

∆Pciur ∆Pst,

∆Psum = ∆Pst + ∆Pciur

, mm apă

mm apă

Prelucrarea rezultatelor experimentale

1. Cu datele din tabelul 5.2 se construieşte graficul dependenţei ∆Pst de viteza aerului ϑ . 2. Cu dependenţa obţinută se determină viteza critică ϑcr care coincide cu formarea stratului ,,fierbînd”. 3. Avînd viteza ϑcr se calculează criteriul Lyaşcenco:

ϑcr ρ m2 Re 3 . = Ar µ m ( ρ ps − ρ m ) g 3

Ly =

4. Cu datele criteriului Lyaşcenco, obţinute cu graficul dependenţei Ly = f ( Ar , ε ) de porozitate ε = 0,4 (fig.5.2), se găsesc datele criteriului Ar din care se apreciază d ecv . 35

5. Pentru mărimea găsită a criteriului Ar cu graficul dependenţei Ly = f ( Ar , ε ) se află mărimea Lyt la ε = 1 care dă posibilitatea de a determina ϑt . G 6. Din ecuaţia ∆Pst = st , unde F este suprafaţa secţiunii F transversale a coloanei, se determină greutatea stratului de particule şi se compară cu greutatea materialului turnat în paharul metalic înainte de a începe experienţa. Constantele fizice ale materialului şi aerului care sînt necesare pentru prelucrarea rezultatelor experienţelor sînt demonstrate în tabelul 5.3 şi 5.4. Tabelul 5.3

Proprietăţile fizice ale aerului

Temperatura, Densitatea Coeficientul Coeficientul de 3 viscozităţii, conductibilitate termică, t, °C ρ, kg/m µ⋅106, Pa·s λ⋅102, W/(m⋅K) 10

1,247

17,6

2,51

20

1,205

18,1

2,59

30

1,165

18,6

2,67

40

1,128

19,1

2,75

50

1,093

19,6

2,82

60

1,060

20,1

2,89

36

Tabelul 5.4 Produsul

Boabe de grîu Fasole Mazăre Soie

Proprietăţile fizice ale materialelor

Densitatea, Capacitatea Porozit., Mărimea Difuzi termică liniară, v. ρ, ε 3 specifică, termic d, kg/m ă, c, mm J/(kg⋅K) α⋅108, 2 1305 1340 0,41 8,6 13,8 1300 1320 1270

1210 1230 1550

0,39 0,41 0,37

6,4 6,3 -

13,7 13,7 -

Conţinutul raportului

1. Noţiuni generale 2. Schema instalaţiei 3. Tabelele 5.1 şi 5.2. 4. Graficele de legătură ∆Pciur = f (ϑ ) şi ∆Pst = f (ϑ ) . 5. Calculele diametrului particulelor, vitezei de transportare ϑt , greutăţii stratului G st .

37

Lucrarea nr. 6 STUDIEREA PROCESULUI DE USCARE ÎN INSTALAŢIA DE USCARE PRIN CONVECŢIE Scopul lucrării: construirea curbelor de uscare şi a vitezei de uscare; determinarea constantei de viteză a uscării în prima perioadă; determinarea duratei de uscare pe baza datelor experimentale. Noţiuni generale

Uscarea se numeşte procesul de înlăturare a apei din materialele umede prin evaporarea ei şi evacuarea vaporilor formaţi. În industria alimentară mai des se întrebuinţează uscarea prin convecţie – uscarea cu ajutorul torentului de aer încălzit. Procesul de uscare se împarte în două perioade. Prima decurge cu viteză de uscare constantă, a doua – cu viteză care scade. Pînă la începutul primei perioade are loc încălzirea materialului (fig.6.1a). În perioada cînd viteza de uscare este constantă, apa se evaporează de pe suprafaţa materialului (difuziune exterioară) şi procesul se caracterizează printr-o intensitate cea mai înaltă. Pentru perioada aceasta viteza uscării este proporţională cu forţa motrice şi suprafaţa de contact a materialului cu agentul termic:

dU = KF ( xs − x ), dτ

(6.1)

unde K − coeficientul de proporţionalitate, numit constanta vitezei de uscare în prima perioadă de uscare, %/(s·m2·kg/kg aer us.); F − suprafaţa de contact, m2; U − umiditatea materialului, %;

38

xs − conţinutul de umiditate a aerului saturat la temperatura uscării, kg apă/kg aer us. (pe suprafaţa materialului); x − conţinutul de umiditate a aerului la intrare în instalaţia de uscare, kg apă/kg aer us. U U1

Ucr

Uech

U2

dU dτ

Uech U2

Ucr Ucr.red.

U1

U

Fig.6.1. Caracteristicile uscării: a) curbă de uscare (dependenţa umidităţii materialului de durata uscării); b) curbă a vitezei de uscare (dependenţa vitezei de uscare de umiditatea materialului) Durata primei perioade a uscării se determină conform ecuaţiei: 39

τ1 =

U 1 − U cr1

, (6.2) dU / dτ unde U1,Ucr − respectiv umiditatea iniţială şi critică a materialului, %; dU / dτ − viteza uscării (tgα); mărimea apei evaporate din material într-o unitate de timp, %/s.

Cum numai pe suprafaţa materialului se iveşte primul punct uscat (umiditatea materialului ajunge pînă la starea critică) începe perioada a doua a uscării, care se caracterizează prin viteză descrescătoare. Pînă cînd pe suprafaţa materialului se menţine apa, viteza scade. În intervalul acesta se observă simultan atît difuzia interioară, cît şi exterioară a apei. Cînd apa de pe suprafaţa materialului se va evapora complet, viteza uscării se va determina numai prin difuzia interioară, şi în perioada aceasta viteza procesului scade neuniform. Dependenţa vitezei uscării de umiditatea absolută a materialului (fig.6.1b) este construită cu folosirea curbei de uscare prin metoda derivării grafice. În perioada a doua de uscare durata procesului se calculează conform ecuaţiei:

τ2 =

U − U ech 1 2,3 lg cr .red . , K us U 2 − U ech

(6.3)

unde K us − constanta vitezei de uscare în perioada a doua egală cu:

K us =

dU / dτ , U cr .red . − U ech

1 s

U cr .red . − umiditatea critică redusă a materialului, %; U ech − umiditatea de echilibru; %; 40

(6.4)

U 2 − umiditatea finală a materialului, %.

În cazul acesta este mai comod de a folosi umiditatea raportată la materialul absolut uscat, %:

U=

Gapa Gusc

⋅ 100%,

(6.5)

unde Gapa − masa apei în material, kg;

Gusc − masa materialului absolut uscat, care se determină prin formula: Gusc =

G , 1 + U ech

(6.6)

unde G − masa iniţială a materialului (cu umiditate de echilibru); U ech − umiditatea de echilibru (părţi din unitate). Umiditatea critică redusă Ucr.red. se determină din dependenţa vitezei uscării de umiditatea absolută a materialului. Pentru aceasta se presupune că în perioada a doua viteza uscării se schimbă liniar, şi linia este dusă în aşa fel, ca să taie pe curba originală suprafeţe egale (linia AB în fig.6.1b). Instalaţia (fig.6.2) constă din camera de uscare 4, conducta circulatoare cu ventilatorul 8. Aerul se încălzeşte în caloriferul 7. Pentru reglarea debitului de aer se întrebuinţează şuberul 6. Temperatura aerului la intrare şi ieşire din camera de uscare se înregistrează cu termometrele 1, 5. Materialul umed se instalează în rama 3, unită cu cîntarul 2. Aerul prelucrat iese prin şuberul 11. Aerul proaspăt se ia din cameră prin şuberul 10.

41

Fig.6.2. Schema instalaţiei de uscare prin convecţie: 1, 5 – termometre; 2 – cîntar; 3 – ramă; 4 – camera de uscare; 6 – şuber; 7 – calorifer; 8 – ventilator; 9, 11 – higrometre; 10, 12 – şubere Metoda efectuării experienţei

1. Se determină poziţia zero a cîntarului cu rama unită de el. 2. Se pune materialul în ramă şi se cîntăreşte. 3. Se pune în funcţiune ventilatorul şi cu şuberul 6 se reglează debitul de aer. 4. După ce se stabileşte regimul experienţei (temperatura aerului nu se schimbă în durata experienţei) materialul se umezeşte şi se instalează în ramă. Camera de uscat se închide, rama cu materialul umed se cîntăreşte şi simultan se pune în mişcare cronometrul. 5. În decursul experienţei, peste fiecare 2 minute, se fixează masa materialului cu rama pînă la greutatea stabilă. 6. Se determină parametrii aerului din încăpere cu ajutorul psihrometrului. 42

Prelucrarea rezultatelor experimentale

1. Se completează tabelul măsurărilor. Tabelul măsurărilor

Timpul Indicaţ. Conţinutul Umiditatea Viteza de Nr. măsur. curent cîntar. de umiditate absolută uscare în material (raportată la τ, G, dU/dτ, s g %/s G – Gusc = materialul absolut uscat) Gapa U, % 2. Se construieşte curba de uscare. 3. Se construieşte curba vitezei de uscare. Pentru aceasta curba uscării se împarte în drepte, pentru care se află tangenta unghiului ∆U , mărimea ei este egală cu viteza uscării în ∆τ

4.

5. 6. 7.

momentul dat. Pentru prima perioadă a uscării se determină constanta vitezei de uscare K după formula (6.1). Datele necesare ale conţinutului de umiditate a aerului la intrare şi ieşire din calorifer şi ale conţinutului de umiditate a aerului saturat în camera de uscare se determină cu ajutorul diagramei I – x. Pentru aceasta cu higrometrul se determină parametrii aerului t0, t0um şi se reprezintă procesul de încălzire a aerului pe diagrama I – x pînă la temperatura t1. Se determină t1um şi xsat. Se calculează durata primei perioade a uscării prin formula (6.2). Se calculează constanta vitezei de uscare în perioada a doua de uscare prin formula (6.4). Se calculează durata perioadei a doua a uscării după formula (6.3). Pentru filtru-carton umiditatea de echilibru pentru starea 43

normală este egală cu 14 %, pentru pîslă – 16 %. 8. Se determină durata comună a uscării:

τ = τ în + τ 1 + τ 2 , unde τîn – durata încălzirii suprafeţei materialului. Este necesar de ştiut că umiditatea materialului se calculează în procente către greutatea materialului absolut uscat (formulele (6.5) şi (6.6)). I

t1

ta

tm

ϕ =100%

Xsat

X

tam

X

Fig.6.3. Determinarea conţinutului de umiditate a aerului x, xsat cu diagrama I-x a aerului umezit Conţinutul raportului

1. 2. 3. 4. 5.

Noţiuni generale Schema instalaţiei Procesul verbal al măsurărilor Prelucrarea rezultatelor Curba uscării şi curba vitezei de uscare (pe hîrtie milimetrică). 44

6. Coeficienţii vitezei de uscare în prima perioadă şi a doua şi duratele lor. 7. Concluziile de bază. Întrebări de control

1. 2. 3. 4. 5.

Parametrii aerului umed. Diagrama I – x a aerului umed. Caracterul legăturii apei cu materialul. Construirea curbei de uscare şi vitezei de uscare. Deducerea ecuaţiei de uscare în prima perioadă şi a doua de uscare.

45

Lucrarea nr.7 STUDIEREA TOBEI DE USCARE Scopul lucrării: familiarizarea cu toba de uscare, determinarea consumului de căldură şi aer în procesul de uscare. Descrierea instalaţiei

Instalaţia (fig.7.1) constă din toba de uscare cu unghiul variabil în direcţia mişcării materialului care se usucă. Unghiul de înclinare se reglează cu vinciul 8.

Fig.7.1. Schema tobei de uscare: 1 – higrometru; 2 – bariere; 3 – difmanometru; 4 – tobă de uscare; 5 – pîlnie de alimentare; 6 – termometru; 7 – calorifer electric; 8 – vinci; 9 – diafragmă; 10 – ventilator; 11 – uluc Toba este dotată cu pîlnie de alimentare 5, higrometrul 1 pentru 46

determinarea parametrilor aerului prelucrat la ieşire. Pe suprafaţa interioară a tobei se sudează patru bariere 2 pentru lopătarea materialului care se usucă. Debitul aerului se determină cu diafragma 9 legată cu difmanometrul 3. Aerul este îndreptat cu ventilatorul 10. Schimbările consumului de aer se reglează cu viteza rotirii axei ventilatorului. Parametrii aerului atmosferic se determină cu higrometrul. Aerul pentru procesul de uscare se încălzeşte cu caloriferul 7, temperatura lui la intrare în camera de uscare se determină cu termometrul 6. Materialul uscat se scurge din toba de uscare pe ulucul 11. Metoda efectuării experienţei

1. Se determină parametrii aerului în încăpere cu higrometrul şi diagrama I – x (t0, t0um, I0, x0). 2. Se pune în mişcare instalaţia şi se reglează regimul de încălzire (t1), se determină parametrii aerului (I1). 3. Se umezeşte materialul care va fi uscat. 4. Se scurge permanent în doze mici materialul care va fi uscat în toba de uscare. 5. După stabilirea regimului de uscare a materialului (la ieşire din tobă (nisipul este uscat) se determină parametrii aerului prelucrat cu higrometrul şi diagrama I – x (t2, t2um, I2, x2)). 6. Se fixează datele difmanometrului ∆P. 7. Se decontează instalaţia. Prelucrarea rezultatelor experimentale

1. Se calculează debitul specific al aerului,

l=

kg : kg apă ev.

1 . x2 − x0

2. Se calculează consumul specific de căldură, 47

kJ : kg apă ev.

q = l (I1 − I 0 ) . 3. Se calculează debitul de aer, m3/s după formula: 2∆P V = 0,622S0 ,

ρa

unde S0 – secţiunea transversală a diafragmei (d = 30 mm),

m2;

∆P – datele difmanometrului, Pa; ρa – densitatea aerului la intrare în diafragmă, kg/m3. 4. Se determină apa evaporată într-o unitate de timp, kg/s, după formula: W = ρ aV ( x2 − x0 ) . 5. Se determină consumul de căldură într-o unitate de timp, kWt: Q = Wq . 6. Se determină pierderile de căldură în spaţiu, ∆ = l (I 2 − I1 ) .

kJ : kg apă ev.

7. Se construieşte procesul de uscare pe diagrama I – x. Conţinutul raportului

1. 2. 3. 4.

Schema instalaţiei. Procesul verbal al studierii. Prelucrarea rezultatelor obţinute. Concluziile de bază. Întrebări de control

48

1. 2. 3. 4.

Diagrama I – x a aerului umed. Variaţiile procesului de uscare. Bilanţul materialului în procesul de uscare. Bilanţul de căldură în instalaţia de uscare. Lucrarea nr.8

DETERMINAREA COEFICIENTULUI DE TRANSFER DE MASĂ ÎN FAZA GAZOASĂ PRIN UMEZIREA AERULUI Scopul lucrării: familiarizarea cu funcţionarea absorberului prin barbotare; determinarea coeficientului de transfer de masă în faza gazoasă prin umezirea aerului. Noţiuni generale

În procesele schimbărilor de masă transferul de masă se efectuează prin suprafaţa contactului de faze. De aceea în aparatele de absorbţie a gazelor cu ajutorul lichidelor este necesar să fie formată suprafaţa de contact. Pentru calculul absorberilor este necesar să cunoaştem mărimea coeficientului de transfer de masă. Una din metodele aprecierii coeficientului de transfer de masă, este metoda umezirii aerului. În sistemul apă - aer umed procesul de transfer de masă este limitat de rezistenţa opusă transportării substanţei în faza gazoasă, de aceea rezistenţa în faza lichidă poate fi neglijată. Astfel calculul coeficientului de transfer de masă pentru sistemul dat se reduce la determinarea coeficientului de transfer de masă în faza gazoasă. Metoda efectuării experienţei

Pentru determinarea experimentală a coeficientului de transmitere de masă în instalaţia prezentată în fig.8.1 aerul comprimat se introduce cu ajutorul compresorului în recipient. După barbotare aerul părăseşte coloana. 49

Umiditatea relativă a aerului la intrare φin şi ieşire φieş din coloană se determină cu două higrometre 7 şi 4. Debitul de aer se reglează cu supapa şi se măsoară cu contorul de gaz RS–40B (2 în fig.8.1) şi cu cronometrul. În experienţă la fiecare debit de aer se măsoară umiditatea

aerului la intrare φin şi ieşire φieş din coloană şi temperatura barbotării cu termometrul 3. Fig.8.1. Schema instalaţiei experimentale: 1 – uscător; 2 – contor; 3 – termometru; 4,7 – higrometre; 5 – talersită; 6 – pahar; 8 – recipient Caracteristica tehnică a coloanei:

Diametrul exterior dext = 108 mm. Diametrul interior dint = 104 mm. Diametrul găurilor în taler dg = 1,2 mm. Prelucrarea rezultatelor experimentale

50

Mărimea coeficientului de transmitere de masă se determină conform ecuaţiilor transferului de masă şi de debit: M = K y F∆ym , M = G ( yies − yin ) ,

(8.1)

unde M – curentul aburilor de apă, kmol/s; ∆ym – forţa motrice medie, kmol/m3; F – suprafaţa secţiunii transversale a coloanei, m2; Ky – coeficientul de transfer de masă în faza gazoasă raportat la o unitate de suprafaţă a secţiunii transversale a coloanei, m/s; G – debitul volumic al aerului, m3/s; yin – concentraţia vaporilor de apă în aer la intrare în coloană; yieş – concentraţia vaporilor de apă în aer la ieşire din coloană; Concentraţia aburilor de apă la intrare şi ieşire din coloană şi concentraţia de saturare se determină după formulele:

yin = ϕin ysat ; Rab = 8314

yieş = ϕieş ysat ;

ysat =

Psat ; Rab ⋅ Tb

J , kmol ⋅ K

unde Rab – constanta universală a vaporilor de apă; Tb – temperatura de barbotaj, K; φin, φieş – umiditatea relativă a aerului la intrare şi ieşire din coloană, în părţi de unitate; Psat – presiunea parţială a vaporilor de apă în aer în stare de saturare, Pa, care se determină la temperatura de barbotaj din tabelul 8.1. Forţa motrice a procesului se determină conform ecuaţiei:

51

∆ym =

∆ in − ∆ ieş , ∆ in 2,3 lg ∆ ieş

unde ∆in – forţa motrice la intrare în coloană, ∆in = ysat – yin; ∆ieş – forţa motrice la ieşire din coloană, ∆ieş = ysat – yieş. Tabelul 8.1 Presiunea vaporilor de apă saturaţi în dependenţă de temperatură (starea de saturare) t, ºC Psat, Pa t, ºC Psat, Pa 0 6,108·102 15,5 1,7598·103 0,01 6,112·102 16 1,817·103 2 1 6,566·10 16,5 1,8759·103 2 7,054·102 17 1,9364·103 2 3 7,575·10 17,5 1,9986·103 4 8,129·102 18 2,0626·103 5 8,718·102 18,5 2,1284·103 2 6 9,346·10 19 2,196·103 7 1,0012·103 19,5 2,26547·103 3 8 1,0721·10 20 2,3368·103 9 1,1473·103 20,5 2,4102·103 3 10 1,2271·10 21 2,4855·103 11 1,3118·103 21,5 2,5629·103 12 1,4015·103 22 2,6424·103 3 13 1,4967·10 22,5 2,7241·103 14 1,5974·103 23 2,8079·103 3 15 1,7041·10 23,5 2,894·103 24 2,9824·103 24,5 3,0731·103 25 3,1663·103 Rezultatele experimentale se introduc în tabelul măsurărilor. Viteza liniară a aerului se determină după formula: 52

ϑ=

G , F

unde G – debitul volumic al aerului, m3/s; F – suprafaţa secţiunii transversale a coloanei, m2. Pe baza datelor tabelului de măsurări se construieşte graficul dependenţei Ky de viteza liniară a aerului ϑ .

φieş., %

tum, ºC

la ieşire din coloană tus, ºC

φint., %

tum, ºC

la intrare în coloană

Tb , ºK yin

yieş

Curentul aburilor de apă, M kmol/s Forţa motrice medie ∆ym, kmol/m3 Coeficientul de transfer a masei Ky, m/s Viteza liniară a aerului v, m/s

Concentraţia aburilor de apă în aer

Datele higrometrului

tus, ºC

Debitul aerului, m3/s

Tabelul măsurărilor

Conţinutul raportului

1. 2. 3. 4. 5.

Noţiuni generale. Schema instalaţiei. Conţinutul succint al experienţei. Tabelul cu datele experimentale. Graficul dependenţei Ky de viteza liniară a torentului de aer ϑ . 6. Concluziile de bază. Întrebări de control

1. Schimbul de masă între faze. 2. Bilanţul de materie al procesului de absorbţie. 53

3. Legătura între coeficientul de transfer de masă şi coeficientul de transmitere de masă. 4. Determinarea grafică a numărului unităţilor de transportare. 5. Echilibrul în sistemul gaz-lichid. 6. Forţa motrică a procesului de absorbţie.

Lucrarea nr. 9 ÎNCERCAREA COLOANEI DE RECTIFICARE PERIODICĂ Scopul lucrării: calcularea numărului mediu de flegmă şi aplicarea lui în practică, calcularea volumului de distilat şi compararea concentraţiei distilatului obţinut cu cel de calcul. Noţiuni generale

Aparatul de rectificare periodică joacă rolul părţii de întărire a coloanei de rectificare continuă. Din cauza aceasta ecuaţia liniei de lucru a coloanei cu funcţionare periodică este ecuaţia dreptei:

y=

R x x+ D , R +1 R +1

(9.1) unde R – numărul de flegmă (relaţia între mărimea flegmei şi a distilatului); xD − concentraţia componentului uşor volatil în distilat; R – coeficientul unghiular al liniei de lucru a coloanei; R +1 xD − mărimea segmentului tăiat de dreaptă pe axa R +1 ordonatelor. 54

Epuizarea amestecului iniţial în aparat, cînd numărul de flegmă este constant, duce la scăderea concentraţiei componentului uşor volatil în distilat şi din cauza aceasta, pentru a obţine concentraţia stabilă a componentului uşor volatil, este necesar de lucrat într-un diapazon fixat al numerelor de flegmă, ce complică schema procesului. În aşa cazuri se determină numărul mediu de flegmă din diapazonul schimbării numerelor de flegmă, şi păstrînd mărimea lui constantă se obţine distilatul cu concentraţia necesară. Calculul numărului de flegmă 1. Se iau concentraţiile componentului uşor volatil în materia primă, distilat şi rămăşiţă: xS − concentraţia componentului UV în materia primă, %; xD − concentraţia componentului UV în distilat, %; xW − concentraţia componentului UV în rămăşiţă, %; 2. Se trasează pe hîrtie milimetrică (formatul 8) curba echilibrului y = f(x) la presiunea atmosferică pentru sisteme etanolapă şi se duce bisectoarea unghiului cadranului I. Pe bisectoare se indică punctul A cu coordonatele xD = yD , care coincide cu starea în deflegmator. 3. Considerînd că xs = xW din punctul A prin punctul de intersecţie a dreptei cu curba de echilibru se duce linia de lucru, care coincide cu numărul de flegmă minimal (Rmin) în ultimul moment al distilării. xD se determină Rmin. Cu mărimea b = Rm + 1 4. Se aleg arbitrar mărimile coeficientului de exces de flegmă (5 mărimi), şi se calculează numerele de lucru ale flegmei.

Rl = β R Rmin (9.2)

(β R = 1,04 − 1,5) .

Pentru fiecare număr de flegmă se calculează segmentele 55

i=1,2,3,4,5 şi se depun pe axa ordonatelor. Prin aceste puncte b1, b2, b3, b4, b5 se duc din punctul A liniile de lucru. 5. Între curba de echilibru şi linia de lucru se înscriu talerele teoretice şi se determină numărul lor ţinînd cont de talerele necomplete. 6. Se construieşte graficul dependenţei numărului de talere teoretice de numărul de flegmă Rl. Punctul de inflexiune a curbei determină numărul mediu al talerelor teoretice. Partea fracţionară a talerelor se rotunjeşte cu surplus. 7. Numărul mediu de flegmă se determină în felul următor: Rm =

1 xS − xW

∫

xS

xW

Rdx .

(9.3)

Mărimea integralei se determină grafic. Pentru aceasta se construieşte graficul dependenţei R=f(x). Din punctul A se trec sub unghiuri arbitrare cinci linii de lucru în intervalul yS-yW şi pentru fiecare din ele după mărimea segmentului „b” se calculează numărul de flegmă. 8. Se înscrie în fiecare linie de lucru numărul mediu al talerelor teoretice determinat mai înainte. Punctul de intersecţie al liniei verticale a ultimului taler cu axa absciselor coincide cu concentraţia componentului uşor volatil în cub. 9. Cele cinci mărimi ale numerelor de flegmă şi concentraţiile în lichid, oferă posibilitatea de a construi graficul dependenţei R= f(x). Cu această dependenţă se determină (ţinînd cont de scară) suprafaţa sub curba integralei de la x=xW pînă la x=xS care este egală cu mărimea integralei. 10. Valoarea acestei integrale se introduce în ecuaţia (9.3) şi se calculează numărul mediu de flegmă. Descrierea instalaţiei

Instalaţia (fig.9.1) constă din coloana de rectificare 2 cu garnisaj, cubul-retortă 1, care contactează cu coloana printr-un şlif 56

sferic, deflegmatorul 4 cu supapa electromagnetică 3, şi receptoare gradate. Produsul care se distilează se toarnă în cubul-retortă şi cu încălzire domoală se aduce la fierbere. Aburii obţinuţi se ridică prin coloană în deflegmator, unde se condensează şi apoi în stare lichidă se scurg în coloană. Cînd regimul de lucru al coloanei este stabil, aburii componentului uşor volatil contactează cu flegma care se scurge, îmbogăţindu-se cu componentul uşor volatil. Astfel condensatul obţinut în deflegmator se împarte în două părţi: o parte (flegma) se întoarce pentru irigaţia coloanei, a doua (distilatul) se scurge în recipientul - răcitor şi constituie produsul finit. Separarea se efectuează cu ajutorul supapei electromagnetice care reprezintă o sferă de oţel, ajustată cu o pîlnie sferică de sticlă prin care în momentul ridicării distilatul se scurge. Ridicarea supapei se efectuează cu electromagnetul 5, care se află la vîrful deflegmatorului. Cînd curentul electric în electromagnet nu circulă, sfera închide complet pîlnia pentru scurgerea distilatului şi aburii condensaţi în deflegmator se scurg în coloană.Cînd curentul electric în electromagnet circulă, pivotul cu sfera se ridică şi deschide pîlnia prin care condensatorul se scurge în recipient.

57

Fig.9.1. Schema coloanei de rectificare periodică: 1 – cub-retortă; 2 – coloană de rectificare; 3 – supapă electromagnetică regulatoare; 4 – deflegmator; 5 – electromagnet; 6 –recipiente Metoda efectuării experienţei

1. Se determină numărul mediu de flegmă conform datelor. Curba de echilibru se construieşte în conformitate cu datele tabelului. 2. Materialul care se distilează se toarnă în cubul-retortă. În circuitul de răcire a instalaţiei se introduce apa şi se conectează încălzirea. 3. După ce materia primă a început să fiarbă şi în vîrful coloanei s-a ivit scurgerea de condensat coloana trebuie să fie inundată (lucrul cu întoarcerea completă a condensatului în timp de 20-30 min.). După aceasta se începe scurgerea distilatului. 4. Scurgerea distilatului se face în corespundere cu numărul de flegmă determinat mai înainte. Ca unitate de timp a ciclului de lucru a coloanei se ia 1 min. 58

5. Din ecuaţia bilanţului de materie pe toată substanţa obţinem: S = D +W . şi din bilanţul componentului uşor volatil obţinem:

SxS = DxD + WxW . Din aceste ecuaţii se calculează mărimea distilatului care este necesar de scurs ca rezultatele experienţei să satisfacă condiţia problemei puse. 6. Se scurg 5 ml de distilat şi se dizolvă cu apă distilată (1:10). 7. Se determină cu refractometrul JRF-22 coeficientul de refracţie a probei. Cu formula n=1,292x % se calculează concentraţia de alcool în lichid. Mărimea înzecită a concentraţiei spirtului obţinut în distilat se compară cu mărimea concentraţiei calculate şi se face concluzia. Conţinutul raportului 1. 2. 3. 4. 5. 6.

Schema instalaţiei. Noţiuni generale. Calculul numărului mediu al flegmei. Calculul mărimii alcoolului necesar. Rezultatele experienţei. Concluzii de bază.

Tabelul 9.1 Componenţa lichidului apă-alcool care fierbe, a aburilor ce se formează din el şi temperaturile de fierbere ale acestui lichid la presiunea atmosferică Componenţa lichidului Componenţa aburului Temperatura (conţinutul alcoolului în (conţinutul alcoolului în fierberii, aburi) lichid) ºC % mas. % mol. % mas. % mol. 0,01 0,004 99,9 0,13 0,053 59

0,10 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00 70,00 80,00 90,00 95,00 96,57

0,04 0,08 0,16 0,23 0,31 0,39 0,79 1,61 2,43 3,29 4,16 8,92 14,35 20,68 28,12 36,98 47,74 61,02 77,88 88,15 89,41

99,8 99,6 99,4 99,2 99,0 98,75 97,65 95,8 94,15 92,6 91,3 87,0 84,7 83,1 81,9 81,0 80,2 79,5 78,5 78,177 78,15

60

1,3 2,6 4,9 7,1 9,0 10,75 19,7 33,3 41,1 47,6 52,2 65,0 71,3 74,6 77,0 79,5 82,1 85,8 91,3 95,00 95,57

0,51 1,03 1,98 2,90 3,725 4,51 8,76 14,34 21,45 26,21 29,92 42,90 49,30 53,46 56,71 60,29 64,21 80,42 80,42 88,25 89,41

Fig.9.2. Dependenţa densităţii soluţiei etanol-apă de concentraţia etanolului la temperatura 200C

61

Lucrarea nr. 10 STUDIEREA PROCESULUI DE EVAPORARE Scopul lucrării: studierea funcţionării aparatului de evaporare, determinarea în mod experimental a coeficientului de transfer a căldurii. Noţiuni generale

Se numeşte evaporare procesul de obţinere a soluţiei concentrate la fierberea ei. De obicei la uzinele alimentare se evaporă sucuri, siropuri, lapte şi altele. Fierberea are loc în volumul soluţiei cînd presiunea aburilor secundari este egală cu presiunea totală deasupra soluţiei. În procesul de faţă este necesar să atragem atenţia la aceea, că temperatura fierberii este constantă pentru tensiunea deasupra soluţiei şi concentraţia substanţei uscate în ea. Aburii de apă se evaporează, iar substanţa dizolvată rămîne neschimbată. Aparatele în care se efectuează procesul descris se numesc aparate de evaporare. Concentraţia substanţei uscate iniţiale în procesul de evaporare se schimbă de la CBin pînă la cea finală CBf. concentraţia finală se alege în corespundere cu cerinţele tehnologice. Cînd concentraţia substanţei uscate în soluţie se măreşte, se schimbă proprietăţile soluţiei: temperatura fierberii, conductibilitatea termică, capacitatea termică, viscozitatea. Aceste schimbări sînt influenţate de condiţiile transferului căldurii şi regimul de funcţionare a aparatului de evaporare. Forţa motrice a procesului de evaporare este diferenţa utilă de temperaturi, sau diferenţa dintre temperatura aburilor de încălzire şi de fierbere a soluţiei. Din punct de vedere tehnologic multe produse alimentare nu pot fi prelucrate în procesul evaporării la temperatură înaltă. Pentru păstrarea calităţilor produselor evaporarea soluţiilor se face la temperaturi mici de fierbere. Pentru aceasta în volumul de asupra soluţiei se menţine tensiunea mai joasă decît cea atmosferică. Evaporarea sub vid în 62

afară de majorarea calităţii produselor permite majorarea diferenţei utile de temperaturi. Din această cauză este posibilă micşorarea suprafeţei necesare de încălzire, sau cînd suprafaţa de încălzire este dată – de mărit productivitatea aparatului. Vidul permite de a folosi aburi de încălzire cu potenţial mai mic pentru a căpăta aceeaşi diferenţă utilă de temperaturi. Descrierea instalaţiei

Schema instalaţiei este reprezentată în fig.10.1. Aparatul de evaporare este un rezervor cilindric cu manta de abur din oţel inoxidabil, acoperit ermetic cu capac. Pentru micşorarea pierderilor căldurii în spaţiu, suprafaţa exterioară este acoperită cu un strat izolator. În mantaua de abur sînt montate elementele electrice de încălzire 15. Aceste elemente încălzesc apa pînă la temperatura fierberii. Vaporii obţinuţi se ridică, se condensează pe suprafaţa exterioară a rezervorului interior şi se scurg jos. Reglarea tensiunii în mantaua de abur se efectuează cu manometrul - electrocontactor 9. Cu macazele (acele) manometrului se fixează limita de jos şi de sus a tensiunii aburilor în mantaua de aburi. Conectarea încălzitoarelor la forma maximală şi minimală se face prin blocarea contactelor corespunzătoare. Pentru prevenirea ridicării tensiunii aburilor în mantaua de abur mai sus de cea admisă se instalează supapa de protecţie 10. Apa în generatorul de abur se toarnă prin ştuţul 13 cu supapă. Produsul prim (sucul) se toarnă prin ştuţul capacului aparatului. El se încălzeşte pînă la temperatura de fierbere pe baza transmisiei de căldură a aburilor, care se formează în generatorul de aburi. Aburul secundar se îndreaptă în condensatorul - răcitor. Vidul în aparat se formează cu pompa de vid 3, se reglează cu supapa şi se controlează pe indicaţiile vacuummetrului 6. Pentru înregistrarea automată a temperaturilor care sînt necesare pentru calcul instalaţia este dotată cu potenţiometru automat 63

unit cu termocuplurile 8. Termocuplurile sînt instalate în locurile de măsurare a temperaturii substanţei, aburului secundar, peretelui interior al aparatului, aburilor de încălzire. Pe panoul 4 sînt montate întrerupătoarele pompei de vid, elementelor de încălzire, potenţiometrului automatic.

Fig.10.1. Schema aparatului pentru evaporare: 1 – corpul aparatului; 2 – condensatori pentru aburi secundari; 3 – pompă de vid; 4 – panou de reglare; 5 – potenţiometru; 6 – vacuumetru; 7 – ştuţ pentru introducerea soluţiei; 8 – termocuple; 9 – manometru cu contacte; 10 – supapă de protecţie; 11 – robinet; 12 – retortă; 13, 14 – ştuţuri; 15 –elemente electrice de încălzire 64

Metoda efectuării experienţei

1. Se pregăteşte soluţia de evaporare. 2. Cu refractometrul se determină concentraţia iniţială a substanţei uscate. 3. Se toarnă soluţia în aparat. 4. Se măsoară temperatura iniţială a soluţiei. 5. Se toarnă apa în generatorul de aburi. 6. În condensatorul - recipient se introduce apa prin conducte. 7. Se conectează pompa de vid. Cu supapa se reglează vidul necesar. 8. Pe scara termometrelor se fixează: a) temperatura aburilor de încălzire; b) temperatura soluţiei; c) temperatura peretelui interior al aparatului; d) temperatura peretelui exterior al aparatului; e) temperatura aburilor secundari. 9. Fiecare 2-3 minute se măsoară mărimile punctului 8. Experienţa se efectuează pînă la volumul de condensat al aburilor secundari numit de lector. 10. Se fixează durata evaporării. 11. Se deconectează încălzirea aparatului. 12. Se deconectează pompa de vid. 13. Cu supapa se obţine presiunea atmosferică în aparat. 14. Se determină concentraţia finală a substanţei uscate în soluţia rămasă. 15. Se măsoară volumul condensatului de aburi secundari (apei evaporate). Rezultatele măsurărilor se introduc în tabel. Prelucrarea rezultatelor experimentale

1. După formula Wev = Gin (1 −

65

Ci ), Cf

(10.1)

unde Gin – consumul soluţiei iniţiale, Ci – concentraţia soluţiei, Cf – concentraţia finală a substanţei uscate în soluţia rămasă după evaporare, se determină volumul apei evaporate şi se compară cu mărimea determinată prin măsurarea volumului apei evaporate. 2. Consumul de căldură pentru evaporare se determină după formula: Qev = Wexp (i ' − Ct f ) ,

(10.2)

unde i' – entalpia aburilor secundari, dj (se determină cu kg

ajutorul tabelului aburului saturat în corespundere cu presiunea absolută din aparat în timpul evaporării); C – capacitatea termică specifică a soluţiei, dj K . kg

3. Diferenţa utilă de temperaturi se determină după formula:

∆tut = t abin − t f .

(10.3)

4. Coeficientul de transfer de căldură în perioada evaporării se determină după formula:

K ev =

Qev . F∆tut τ ev

(10.4)

5. Durata evaporării τev corespunde timpului de la începutul fierberii soluţiei pînă la sfîrşitul experienţei. 6. Se calculează cu rezultatele experimentale depresiunea fizico-chimică:

66

∆ f − ch = t f − ta sec şi se compară cu datele din tabel. Întrebări de control

1. Teoria procesului de evaporare. 2. Cum se schimbă depresiunea fizico-chimică a soluţiilor în procesul de evaporare? 3. Avantajele procesului de evaporare sub vid. 4. Cum se determină forţa motrică în evaporare?

67

Bibliografie 1. Гинзбург А.С., Михеев Н.С. Лабораторный практикум по процессам и аппаратам пищевых производств. М.: Агропромиздат, 1990. 2. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. М.: Химия, 1973. 3. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. М.: Химия, 1981. 4. Стабников В.Н., Лысянский В.М., Попов В.Д. Процессы и аппараты пищевых производств. M.: Агропромиздат, 1985. 5. F. Strenc Amestecarea şi aparate cu agitatoare. L.: Chimia, 1975. 6. E.J. Taubman Evaporarea. M.: Chimia, 1982.

68

Cuprins Lucrarea nr.1 Determinarea constantelor procesului de filtrare..................................................................................................3 Lucrarea nr.2.Studierea cicclonului………………………………..9 Lucrarea nr.3. Determinarea momentului de torsiune pe axul instalaţiei de amestecare...........................................15 Lucrarea nr.4. Determinarea consumului de energie la amestecarea mecanică..................................................22 Lucrarea nr.5.Studierea hidrodinamicii stratului în suspensie……28 Lucrarea nr.6. Studierea procesului de uscare în instalaţia de uscare prin convecţie...............................................37 Lucrarea nr.7. Studierea tobei de uscare.........................................45 Lucrarea nr.8. Determinarea coeficientului de transfer de masă în faza gazoasă prin umezirea aerului.........................48 Lucrarea nr.9. Încercarea coloanei de rectificare periodică............53 Lucrarea nr.10. Studierea procesului de evaporare.........................60 Bibliografie.......................................................................................68

69

OPERAŢII UNITARE ÎN INDUSTRIA ALIMENTARĂ Îndrumar de laborator

Elaboratori: A. Lupaşco G. Dicusar A. Diatlov A. Moşanu V. Chiaburu P. Costov O. Cazac

Redactor:Irina Enache ––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––– Bun de tipar 21.12.07. Formatul hârtiei 60x84 1/16. Hârtie ofset. Tipar Riso. Tirajul 100 ex. Coli de tipar 4,25 Comanda nr.170 –––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––– U.T.M., 2004, Chişinău, bd. Ştefan cel Mare, 168. Secţia Redactare şi Editare a U.T.M. 2068,Chişinău, str. Studenţilor, 9/9.

70

Universitatea Tehnică a Moldovei

OPERAŢII UNITARE ÎN INDUSTRIA ALIMENTARĂ Îndrumar de laborator

Chişinău 2007

71