Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор состояния вопроса , постановка цели и задач исследования
1.1. Физическая сущность процесса газодинамической температурной стратификации потоков и современное состояние исследуемого вопроса 15
1.2. Основные характеристики и особенности движения и теплообмена дисперсных потоков 22
1.3. Методы моделирования дисперсных потоков 29
1.3.1. Интегральный метод моделирования 31
1.3.2. Эйлерово-лагранжев подход в моделировании дисперсного потока 31
1.3.3. Двухжидкостная модель дисперсного потока 38
1.3.4. Метод прямого численного моделирования 42
1.4. Влияние дисперсности потока на коэффициент восстановления температуры при обтекании поверхностей 43
1.5.Влияние числа Маха на теплоотдачу дисперсного потока 47
1.6. Перспективные схемы применения дисперсных потоков для повышения эффективности процесса газодинамической температурной стратификации 49
1.7. Выводы. Цель и задачи исследования 51
Глава 2. Математическая модель и методика исследования
2.1. Система дифференциальных уравнений пограничного слоя и условия однозначности 53
2.2. Модель турбулентного переноса в дисперсном пограничном слое з
2.3. Метод численного интегрирования системы дифференциальных уравнений пограничного слоя и расчёта параметров эффективности газодинамической температурной стратификации 59
2.4. Расчётная сетка 64
2.5. Выбор шагов интегрирования и условия устойчивости разностной схемы 66
2.6. Проблемно-ориентированный программный комплекс для моделирования и исследования процесса газодинамической температурной стратификации 69
2.7. Проверка адекватности математической модели и расчётной методики 71
2.8. Выводы 75
Глава 3. Численное исследование процесса газодинамической температурной стратификации
3.1. Методика исследования 76
3.2. Влияние природы газа на эффективность газодинамической температурной стратификации 78
3.3. Численный анализ процесса газодинамической температурной стратификации в дисперсном потоке 82
3.4. Оптимизация параметров оребрения рабочей поверхности устройства газодинамической температурной стратификации на дисперсном рабочем теле 85
3.5. Выводы 93
Глава 4. Рекомендации по практическому применению газодинамической температурной стратификации в технологических процессах конвективной сушки
4.1. Применение температурной стратификации при конвективной сушке керамических изделий 94
4.2. Выводы 99
Общие выводы и заключение 100
Библиографический список 101
- Интегральный метод моделирования
- Метод численного интегрирования системы дифференциальных уравнений пограничного слоя и расчёта параметров эффективности газодинамической температурной стратификации
- Влияние природы газа на эффективность газодинамической температурной стратификации
- Применение температурной стратификации при конвективной сушке керамических изделий
Интегральный метод моделирования
В работе [89], с использованием той же постановки задачи, исследовано влияние угла наклона скачка уплотнения к плоскости теплообменной поверхности на эффективность газодинамической температурной стратификации. Установлено, что большую эффективность даёт торможение на скачках уплотнения с углами наклона в диапазоне 70 - 90 градусов. Одновременно с этим происходит несущественное изменение температуры потока за скачком уплотнения, а плотность теплового потока практически постоянна.
Как было ранее рассмотрено, эффективность газодинамической температурной стратификации непосредственно зависит от коэффициента восстановления температуры. Коэффициент восстановления температуры зависит от режима течения, физических свойств потока, геометрической формы и особенностей обтекаемой поверхности. Испарение жидкости в набегающий сверхзвуковой поток или вдув газа через поверхность теплообмена являются наиболее существенными способами снижения коэффициента восстановления.
В работах [7, 20, 58] рассмотрено влияние проницаемости стенки на эффективность температурной стратификации с торможением на прямом скачке уплотнения части потока. Выявлено, что рост плотности теплового потока по сравнению с непроницаемой стенкой составляет при ламинарном режиме течения 40...50 %, при турбулентном - 100...120 %, следует заметить, что рост наблюдается лишь при использовании рабочего тела с числом Прандтля (0,7...0,9). В случае рабочего тела с малым числом Прандтля (0...0,2) при проницаемости стенки наблюдается снижение эффективности газодинамической стратификации до нуля при критических значениях параметра проницаемости.
В работах [11, 108] рассмотрено влияние плёнки конденсата газа на коэффициент восстановления и эффективность температурной стратификации в сверхзвуковом потоке. Коэффициент восстановления температуры при конденсации части рабочего тела в сверхзвуковом канале принимает значение от 0,2 до 0,4, что свидетельствует об эффективности данного метода.
Экспериментальные исследования процесса газодинамической температурной стратификации в сверхзвуковом потоке крайне ограничены. Авторы работы [10] исследовали влияние толщины стенки теплообменной поверхности в коническом сопле на эффективность температурной стратификации. Полученные экспериментальные данные по температуре подогрева газа посредством эффекта газодинамической температурной стратификации оказались выше теоретических на 15 - 20%. Автор объясняет данный результат отсутствием достоверной информации по коэффициенту восстановления в сверхзвуковом турбулентном пограничном слое, формирующемся в коническом канале.
В большинстве работ по температурной стратификации указывается на то, что уменьшение коэффициента восстановления температуры в сверхзвуковом потоке является залогом максимальной эффективности процесса (увеличения плотности теплового потока). Общеизвестно [31, 59, 80, 81, 91, 104], что на коэффициент восстановления темпеартуры влияет много факторов: свойство газа (газовой смеси), форма обтекаемой поверхности, режим течения (ламинарный или турбулентный), интенсивность поперечного потока вещества, свойства вдуваемого газа и многие другие.
Теоретически было продемонстрировано [104], что в «стандартных» условиях обтекания теплоизолированной непроницаемой пластины сжимае 19 мым ламинарным потоком идеального рабочего тела расчёты коэффициента восстановления температуры хорошо аппроксимируются соотношением: г = л/Рг. (1.4) Экспериментальная работа G.R. Eber [100] по обтеканию в аэробаллистической трубе (NOL - Naval Ordnance Laboratory) цилиндра и конуса с малым углом раствора потоком воздуха доказали полученный теоретический результат. Исследуя экспериментальные данные для турбулентного пограничного слоя [65, 78, 103, 106, 107, ПО, 112, 117, 118, 125, 126, 127] по обтеканию клиньев, цилиндров, пластин, конусов сверхзвуковым потоком, обнаружили, что коэффициент восстановления температуры можно определить по выражению: г = л/Рг. (1.5)
Сомнительна справедливость полученных зависимостей (1.4) и (1.5) для газовых смесей с малыми числами Прандтля. Авторы экспериментальной работы [29] исследовали коэффициент восстановления температуры в сверхзвуковом турбулентном пограничном слое при использовании водоро-до-аргоновой смеси (Рг -0,45). Установили, что расчёт по зависимости (1.5) приводит к существенному занижению значения коэффициента восстановления по сравнению с данными, полученными в эксперименте. Данный вывод наводит на мысль, что в турбулентном пограничном слое ведущую роль играют турбулентные пульсации температуры и скорости и, вероятно, коэффициент восстановления определяется турбулентным числом Прандтля, которое преимущественно может считаться постоянным и равным 0,9 и не зависящим от вида рабочего тела [31, 56]. Тем не менее, приведённое утверждение требует проверки.
Найдено точное решение для ламинарного пограничного слоя [104], и использование для исследования температурной стратификации формулы (1.4) более рационально, хотя и здесь есть над чем задуматься. Решение получено для идеального газа с вязкостью, изменяющейся по степенному закону, и постоянной теплоёмкостью. Допущение о степенном законе изменения вязкости вполне обоснованно, в отношении постоянства теплоёмкости стоит задуматься. Подобные модельные свойства довольно точно описывают инертные газы, такие как ксенон, гелий, аргон, однако для водорода или воздуха градиент теплоёмкости от температуры оказывает значительное влияние на решение. Численные результаты работы [128] свидетельствуют о том, что даже для воздуха при разнице температур более 1000 градусов по толщине пограничного слоя ошибка в вычислении коэффициента восстановления по зависимости (1.4) может достигать 20%. К тому же в экспериментальных работах [100], результаты которых подтверждают общеизвестную зависимость (1.4), отмечается то, что температура потока изменялась в зависимости от числа Маха в диапазоне температур от 50 С до -50 С, а это свидетельствует о том, что перепад температур не превышал 200 градусов по толщине пограничного слоя. G.R. Eber [100] отмечает, что выводы о справедливости зависимости (1.4) следует проверить посредством реального сверхзвукового полёта.
В работе [105] впервые были получены численные решения уравнений сжимаемого ламинарного пограничного слоя для течения идеального газа с постоянным числом Прандтля и теплоёмкостью вдоль плоской проницаемой пластины при организации однородного вдува. Данные свидетельствуют о том, что влияние на коэффициент восстановления интенсивности поперечного потока вещества различное в зависимости от чисел Прандтля (в работе был исследован диапазон чисел Рг от 0,7 до 2). Например, при Pr = 1 интенсивность вдува никак не влияет на значение коэффициента восстановления. При Рг 1 наблюдается рост коэффициента восстановления, а при Рг 1 снижение с увеличением интенсивности поперечного потока вещества. У значительной части газов число Рг и зависящий от него коэффициент восстановления г близки к 1, а эффективность температурной стратификации мала. Поэтому в литературе исследована возможность уменьшения коэффициента восстановления г и повышения эффективности температурной стратификации посредством использования в качестве рабочего тела газовых смесей с малыми числами Рг [19, 60, 62], а также за счёт организации вдува газа в сверхзвуковой пограничный слой [7]. Используют гелий-ксеноновые (с массовой концентрацией гелия 5 %) или водородо-ксеноновые (с массовой концентрацией водорода 1,5 %) газовые смеси, стоимость которых очень велика. Использование газовых смесей с малыми числами Прандтля при практическом применении эффекта температурной стратификации и экспериментальном исследовании представляет большой интерес, однако их стоимость очень высока. Вследствие этого более дешёвые газовые смеси (воздух, водородо-аргоновые смеси и т.д.), для которых число Прандтля варьируется в диапазоне от 0,45...0,75, являются доступными рабочими телами для проведения исследований. Понятно, что добиться значительной эффективности газодинамической температурной стратификации в этом случае достаточно трудно, поэтому необходимо искать активные способы воздействия на сверхзвуковой пограничный слой для того, чтобы уменьшить коэффициент восстановления температуры. Согласно выше изложенному, одним из таких способов является поперечный вдув газа в пограничный слой.
Метод численного интегрирования системы дифференциальных уравнений пограничного слоя и расчёта параметров эффективности газодинамической температурной стратификации
Обзор большого количества разностных схем для уравнения пограничного слоя позволил выявить, что наиболее пригодной с точки зрения обеспечения оптимального сочетания затрат машинного времени и точности результата является неявная шеститочечная разностная схема второго порядка аппроксимации по пространственным переменным. На координатной плоскости х, у строится основная и две вспомогательных сетки. Через половину шага интегрирования определяется связь между координатами узлов основной и вспомогательной сетки (рис. 2.3.).
Заметим, что в дифференциальных уравнениях энергии и движения пограничного слоя, записанных для «стандартных» условий - безградиентного обтекания гладкой непроницаемой пластины стационарным потоком несжимаемой жидкости с постоянными свойствами, коэффициенты g, h принимают нулевые значения. Поэтому ненулевые значения каждого из этих коэффициентов характеризуют интенсивность того или иного воздействия на пограничный слой.
Система алгебраических уравнений (2.24) совместно с уравнениями (2.23), а также с уравнениями, определяющими значения коэффициентов турбулентного переноса [іт, Лт (для турбулентного режима течения), и выражениями, определяющими зависимость теплофизических свойств р, [І, Л, ср от параметров состояния, решается методом прогонки. Вместе с тем решение уравнений (2.24) ищется в форме:
По выражению (2.23) определяется плотность массового потока pv и поперечная скорость v после расчёта величины Ду во всех узловых точках анализируемого сечения. Расчёт по выражению (2.23) начинается с узла У = 2; при этом значение Vi-±/2,j находится из граничных условий для скорости V.
Указанные операции в рассматриваемом сечении повторяются до получения требуемой точности (пока разница значений в одной и той же точке в предыдущем и последующем приближениях, отнесённая к одному из этих значений, не окажется меньше наперёд заданной малой величины).
После расчёта с требуемой точностью всех параметров в рассматриваемом сечении і осуществляется переход к следующуму расчётному сечению / +1 и т.д. Пересчёт параметров пограничного слоя с узлов основной сетки на узлы вспомогательных сеток при необходимости осуществляется путём линейной интерполяции.
Шаги интегрирования поперёк Луу и вдоль Axt полосы интегрирования являются переменными. Сетка в поперечном направлени сгущается вблизи поверхности (за счёт уменьшения ДуД а с приближением к внешней границе пограничного слоя увеличивается. При этом задаётся минимальный шаг Лу0, максимально возможное количество расчётных узлов поперёк полосы интегрирования N и максимальная толщина пограничного слоя D. Координаты первых 32 сечений поперёк полосы интегрирования находятся по выражению: і „ і (2.33) где sx 32 - массив безразмерных величин, необходимый для определения оптимального шага поперёк полосы интегрирования [37]. Значения массива s сгруппированы в табл. 2.2.
Следует заметить рациональность вычисления в каждом сечении не всех точек из заданного диапазона N поперёк полосы интегрирования, а только тех, которые находятся в зоне динамического и теплового пограничных слоев. В соответствии с приведённым утверждением, расчётный алгоритм включает в себя условие завершения математических вычислений за пределами пограничного слоя (в текущем сечении), т. е. реализация условия 5 7..
Условие для определения толщины динамического пограничного слоя можно записать так: искомый узел находится на границе пограничного слоя, если расхождение скорости в расчётном узле (в одном сечении) и скорости в ядре потока менее 1%. Для определения толщины теплового пограничного слоя размышления аналогичные. 2.5. Выбор шагов интегрирования и условия устойчивости разностной схемы
Условие (2.40) накладывает ограничение на шаг Axt с верхней стороны. На этот шаг имеются ограничения и с нижней стороны. Действительно, в процессе расчёта пограничного слоя уравнения вида (2.21) решаются совместно с уравнением (2.3). Разностный аналог уравнения (2.3) имеет вид (2.23). Правая часть уравнения (2.23) перед суммой, заключённой в квадратные скобки, содержит сомножитель [yj - У 1)/{х{-Xj-i), представляющий собой соотношение между шагами сетки в поперечном и продольном направлениях. При применении неравномерной в поперечном направлении сетки по мере увеличения координаты у возрастает величина этого сомножителя, что ведёт к пропорциональному росту погрешности округления при расчёте второго слагаемого в фигурных скобках. Погрешность округления имеет тенденцию к возрастанию во внешней части пограничного слоя, ввиду уменьшения поперечных градиентов параметров потока при вычислении сомножителя, заключённого в квадратные скобки. Вследствие чего при сравнительно малом шаге Axt эта погрешность умножается на большой коэффициент и может неконтролируемо увеличиться, что приведёт к потере устойчивости решения. Процедура устранения такой неустойчивости включает в себя увеличение шага Axt (но не выходя за пределы, установленные соотношением (2.40)), уменьшение степени неравномерности и размеров сетки поперёк полосы интегрирования.
В соответствии с представленными результатами на рис. 2.4 можно заключить, что величина коэффициента восстановления температуры стремится к своему пределу при измельчении шага сетки поперёк полосы интегрирования. В результате отличие значений коэффициента восстановления температуры не более 0,1% при Лу0 =6 и Лу0 =3. Данная величина была обоснована автором как погрешность численного метода интегрирования системы уравнений пограничного слоя, и все дальнейшие вычисления с дисперсными потоками проводились при Лу0 = 6.
Влияние природы газа на эффективность газодинамической температурной стратификации
Приведённые на рис. 3.1 результаты получены для М2 = 0,5. Как видно из рис. 3.1, относительный тепловой поток q в зависимости от числа Маха М2 изменяется по кривой с максимумом для всех проанализи рованных рабочих тел. Максимум передаваемого теплового потока достигается при М2 2,5. Наибольший передаваемый тепловой поток имеет место при использовании в качестве рабочего тела гелия. Заметим, что водород и воздух имеют близкие значения показателя адиабаты у и числа Рг, однако эффективность температурной стратификации при использовании водорода оказывается выше в 2,3 раза.
Влияние числа маха в дозвуковом тракте на эффективность температурной стратификации (обозначения графиков те же, что и на рис. 3.1.) иллюстрирует влияние на температурную стратификацию числа Маха Мх в дозвуковом тракте. Приведённые на рис. 3.2 результаты получены для М2 = 2,5. Как видно, зависимость относительного теплового потока q от числа Маха Мх также является немонотонной. Максимум передаваемого теплового потока достигается при Мх « 0,5. Из сопоставления результатов для гелия и аммиака следует, что комплексный (с учётом всех влияющих параметров) выбор рабочего тела позволяет в рассматриваемых условиях увеличить передаваемый тепловой поток в 24,4 раза.
Таким образом, на основе проведённого исследования установлена возможность существенного повышения эффективности температурной стратификации потока в трубе Леонтьева за счёт правильного выбора рабочего тела. Сам выбор рабочего тела определяется не только значениями числа Рг и показателя адиабаты у, как это следует из анализа литературных источников, но и его теплопроводностью Л, а также значением газовой постоянной R.
Численный анализ процесса газодинамической температурной стратификации в дисперсном потоке
Приведены результаты численного анализа влияния определяющих факторов на эффективность газодинамической температурной стратификации дисперсного потока. Обоснована возможность существенного повышения эффективности температурной стратификации за счёт использования дисперсного рабочего тела.
Предложенный академиком РАН Леонтьевым А.И. газодинамический метод температурной стратификации может найти широкое применение в энергетике при условии существенного повышения его эффективности. Температурная стратификация обусловлена отличием адиабатной температуры стенки Тг2 в сверхзвуковом тракте потока от адиабатной температуры стенки Тг1 в тракте дозвуковом. При этом происходит теплообмен между потоками в дозвуковом и сверхзвуковом трактах. Схема процесса температурной стратификации представлена на рис. 1.1.
Передаваемый тепловой поток определяет эффективность температурной стратификации. Воспользовавшись подходом [42], определим относительный тепловой поток q, передаваемый от дозвукового тракта в тракт сверхзвуковой, который характеризует эффективность процесса стратификации:
Из выражений (3.8) - (3.12) очевидно, что безразмерная плотность теплового потока q, определяющая эффективность устройства газодинамической температурной стратификации, определяется десятью параметрами: показатель адиабаты у; число Прандтля Рг; числа Маха в дозвуковом и сверхзвуковом трактах соответственно М1; М2; обобщённая переменная, имеющая смысл критерия подобия, характеризующего влияние конденсированных частиц G; число Рейнольдса в сверхзвуковом тракте Rewx2; безразмерный коэффициент теплопроводности Я-_/Я0; безразмерная газовая постоянная R/R0; число Био Bi; относительная длина ребра 1/8 из которых четыре (у, Рг, Хг/Х0, R/R0) являются связанными используемым рабочим телом. Таким образом, в анализируемых условиях оптимизацией семи параметров может быть обеспечена максимальная эффективность процесса температурной стратификации, при которой относительный тепловой поток q достигает максимального значения.
Некоторые результаты расчётного исследования представлены на рис. 3.3. Как видно из ранее рассмотренного рис. 3.1, имеет место немонотонное (по кривой с максимумом) изменение относительного теплового потока при увеличении числа Маха М2. Наибольшие тепловые потоки достигаются при использовании в качестве рабочего тела гелия. Но даже при использовании гелия относительный тепловой поток не превышает значения 0,06, что свидетельствует о низкой эффективности процесса стратификации при использовании однородных потоков.
На рис. 3.3 приведены результаты расчётов, полученных при том же значении числа Ыг (Ыг = 0,5), но для дисперсного рабочего тела, в котором транспортирующей средой является воздух. Как видно, относительный тепловой поток q при использовании дисперсного рабочего тела может быть существенно (более чем на порядок) увеличен по сравнению с однородным потоком.
Применение температурной стратификации при конвективной сушке керамических изделий
Следует заметить, что оребрение поверхности приводит к положительному эффекту и в однородном газовом потоке, но в дисперсном потоке этот эффект возрастает. Так в однородном газовом потоке (G =0) наличие рёбер (1/8 = 5; Bi =0,1) приводит в рассматриваемых условиях к увеличению передаваемого теплового потока в 1,36 раза, в дисперсном потоке при G = 5- Ю-7 увеличение составляет 1,92 раза, а при G = 5- Ю-4 - 2,52 раза.
Оптимизация влияющих параметров, выполненная для дисперсного потока на третьем этапе исследований при Rewx2 = 107, G = 5-Ю-7, Bi =0,1, позволила найти оптимальные значения параметров: Рг = 0,551; Мг = 0,761; М2 = 2,625; 1/5 = 5,205. Оптимальным значениям влияющих параметров соответствует максимальное значение функции цели q = 0,2413.
Таким образом, в анализируемых условиях ( G = 5- Ю-7) за счёт использования дисперсного рабочего тела и оптимизации параметров обеспечивается увеличение передаваемого теплового потока в 3,77 раза. За счёт оребрения рабочей поверхности и оптимизации размеров рёбер обеспечивается дополнительное увеличение передаваемого теплового потока в 1,9 раза.
Расчёты показали также, что воздух (Рг = 0,7; у = 1,4) будет являться оптимальной несущей средой дисперсного потока при G = 2-10_6. 1. На основе проведённого исследования установлена возможность существенного повышения эффективности температурной стратификации потока в трубе Леонтьева за счёт правильного выбора рабочего тела. Сам выбор рабочего тела определяется не только значениями числа Рг и показателя адиабаты у, как это следует из анализа литературных источников, но и его теплопроводностью, а также значением газовой постоянной. 2. Установлены на основе численного исследования закономерности влияния природы газа, интенсивности воздействия конденсированных частиц, числа Маха и оребрения поверхности на эффективность процесса газодинамической температурной стратификации, а также условия повышения эффективности процесса газодинамической температурной стратификации до 3,8 раз за счёт использования дисперсного рабочего тела и оптимизации параметров и дополнительного её увеличения в 1,9 раза за счёт оребрения рабочей поверхности и оптимизации размеров рёбер.
Стадия сушки является наиболее энергоёмкой и ответственной в производстве керамического кирпича. Технологический цикл сушки керамических изделий реализуется преимущественно в сушилках конвективного типа и отличается энергоёмкостью и длительностью, что сопряжено с необходимостью обеспечения равномерного объёмного прогрева и обезвоживания, исключающих появление в изделиях брака в виде сколов и трещин. Именно на стадии сушки содержится значительный потенциал энергосбережения, который может быть извлечён за счёт оптимизации технологических параметров. Общеизвестно, что до 70 % потерь теплоты в сушилках конвективного типа приходится на потери с отработанными уходящими газами.
Полный процесс сушки включает в себя три периода: прогрева, постоянной скорости сушки и падающей скорости сушки. Самым опасным является период постоянной скорости сушки (усадочный), так как наблюдается усадка материала, большая неравномерность которого может порождать усадочные напряжения и появление трещин. Завершается усадочный период, когда среднее содержание влаги приблизится до критической, которая представляет собой среднюю по всему объёму изделия влажность, при которой усадка поверхностных слоев изделия прекращается и дальнейшая сушка приводит только к пористости изделия. Возможность ужесточения режима сушки, не опасаясь возникновения дефектов (деформация, коробление, растрескивание), появляется в заключительной стадии сушки. При влажности в 10-12 % существует возможность сократить срок сушки керамических изделий.
Специфика протекания процесса сушки в зависимости от параметров сушильного агента представлены на рис. 4.1 - 4.3. 15 15 25 Рис. 4.1 демонстрирует, что значение температуры 7у и влажности ф сушильного агента значительно влияют на время сушки кирпича, но сушильный агент с параметрами, имеющими низкое значение температуры и высокое значение влажности приводит к увеличению длительности процесса сушки, но в тоже время вероятность появления термических напряжений снижается. Для равномерного распределения влаги и постепенного удаления её из кирпича, рационально применять сушильный агент с такими характеристиками на начальной стадии сушки. тс,ч 2 1 ф , %
Изменение температуры (а) и влагосодержания (б) керамического кирпича в центральной точке при влажности ф = 5 %, скорости сушильного агента и = 2 м/с: 1, 2, 3f =363; 333; 313 К При использовании сушильногоа агента со скоростью - 2 м/с, влажностью - 5 % самым быстрым является цикл с использованием сушильного агента с параметрами и = 2 м/с, ф = 5 % , 7у = 363 К. Наблюдается незначительное отличие градиентов температуры и влагосодержания во всех трёх вариантах (рис. 4.2).
При скорости сушильного агента 20 м/с, температуре 313 К и влажности 5...55 % наилучшим по времени является режим с параметрами и = 20 м/с, Tj = 313 К, ф = 5 %, из рис. 4.3 видно, что при этих параметрах цикл сушки самый короткий, но при этом наблюдаются недопустимые термические напряжения. При температуре сушильного агента 313 К и скорости 20 м/с наиболее эффективным является цикл сушки при влажности сушильного агента равной 15 %.
Изменение температуры (а) и влагосодержания (б) кирпича в центральной точке при скорости сушильного агента и = 20 м/с, температуре Tj= SIS К: 1, 2, 3, -ср = 55;30; 15; 5 %
Следовательно, для предотвращения брака керамических изделий на начальной стадии процесса сушки целесообразно применять сушильный агент с повышенной влажностью и пониженной температурой, в заключительной стадии необходимо применять сушильный агент с повышенной температурой и пониженной влажностью.
С учётом полученных результатов для предотвращения появления сколов и трещин в керамических изделиях рационально на начальной стадии процесса сушки применять сушильный агент с повышенной влажностью 15...30 % и пониженной температурой 300...315 К, в заключительной стадии необходимо применять сушильный агент с повышенной температурой 330...370 К и пониженной влажностью (до 10 %). Длительность и энергозатраты процесса сушки, а также недопустимость образования трещин являются важными критериями выбора параметров сушильного агента.
Для повышения энергоэффективности процесса сушки керамических изделий предлагается применять регенерацию сушильного агента в трубе газодинамической температурной стратификации, что помимо прочего обеспечивает возможность управлять технологическими параметрами сушильного агента (температурой и влажностью) с учётом технологических ограничений на разных стадиях сушки (патент РФ № 2501767, приложение 2).
Способ конвективной сушки керамических изделий с регенерацией сушильного агента в трубе газодинамической температурной стратификации представлен на рис. 4.4. Применение для регенерации сушильного агента устройства газодинамической температурной стратификации заключается в том, что отработанный сушильный агент из сушильной камеры подаётся в разделительную камеру трубы газодинамической температурной стратификации, в которой он механически разделяется на два потока. Поток направляется во внешний дозвуковой канал и внутренний сверхзвуковой канал, где происходит его осушение и нагрев.
Дисперсные частицы, поданные навстречу потоку сушильного агента, являются центрами конденсации. Затем сушильный агент во внутреннем сверхзвуковом канале проходит через сверхзвуковой диффузор и направляется в выходной патрубок внутреннего сверхзвукового канала.
