Operatii Unitare in Industra Alim DS

1

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

2

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

3

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 tre-cerea 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:

,τ

ϑFV

=

4

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:

,RP

FV ∆

==τ

ϑ

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

.fpr RRR +=

Rezistenţa precipitatului este proporţională cu grosimea lui δ :

,δrR =

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:

Vx0 sau .0xVF =δ

Din ecuaţia aceasta grosimea stratului de precipitat:

0xFV

=δ sau ,0xVf=δ

5

unde −fV volumul specific al filtratului, 2

3

mm .

În legătură cu ultima ecuaţie

0xrVR fpr =

şi rezistenţa sumară este:

.0 ff RxrVR +=

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

,)( 0 ff RxrV

PRP

FV

+∆

=∆

==τ

ϑ

iar în forma diferenţială:

)( 0 ff

f

RVrxP

ddV

+∆

=τ

.

Cînd diferenţa de presiune este stabilă ecuaţia poate fi integrată

de la 0 pînă la τ şi de la 0 pînă la fV :

.2 2

002

PFVR

PFxrV fff

∆+

∆=

µµτ

Marcînd

KPrx 1

20 =

∆ şi

1

0

KK

PRf =∆

6

obţinem ecuaţia filtrării pentru ∆P=const:

,1

1

0⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅=

KK

FV

KVf

f

τ

unde 1K şi −0K 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

7

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 nutch-filtrul.

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:

( )[ ]31957,0 +−= nV , m3

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

FVV f = ,

8

unde V – volumul filtratului în recipient, m3; F – suprafaţa filtrului, m2. 4. Se introduc rezultatele măsurărilor în tabel.

Durata filtrării, τ , s

Diviziunea sticlei de nivel,

n

Volumul filtratului

în recipient,

V , m3,

Volumul specific al filtratului,

Vf, m3/m2

Vacuumul în

recipient, P∆ ,

Pa

fV/τ s/m

5. Se trasează graficul dependenţei fV/τ de fV pe hîrtie

milimetrică.

Conţinutul raportului

1. Noţiuni generale. 2. Schema instalaţiei. 3. Tabelul măsurărilor. 4. Graficul dependenţei fV/τ de fV 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.

9

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:

10

,f

fi

CCC −

=η %

sau

%,100%100 ⋅=⋅−

=i

d

i

fi

GG

GGG

η

(2.1)

unde −iG consumul masei particulelor solide la intrare în ciclon, kg/s;

−fG consumul masei particulelor solide la ieşire din ciclon, kg/s;

−dG consumul masei particulelor solide separate.

11

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 cξ obţinem:

,2

2in

ccP ρϑξ=∆ (2.2)

unde −ρ densitatea mediului gazos în condiţiile de lucru, kg/m3;

−inϑ viteza în ştuţul de intrare, m/s. Viteza aerului în stuţul de intrare se determină cu ecuaţia:

,785,0 2

ininin d

VfV

⋅==ϑ (2.3)

unde −inf suprafaţa secţiunii transversale a ştuţului de intrare, m2;

−V consumul gazului, m3/s; −ind 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:

2

2c

ccP ρϑξ ′=∆ , (2.4)

12

2785,0 cc D

V⋅

=ϑ , (2.5)

unde −cϑ viteza torentului de aer în ciclon, m/s; −cD diametrul interior al părţii cilindrice a ciclonului, m.


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.

13

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.


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 inϑ şi viteza convenţională a torentului de aer în ciclon

14

cϑ conform ecuaţiilor (2.3) şi (2.5). 3. Se calculează conform ecuaţiilor (2.2) şi (2.4) coeficienţii

rezistenţei hidraulice: cξ şi ′cξ .

4. Se calculează consumul de material solid oprit după formula:

,τGGopr =

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

Fig.2.3. Graficul de calibrare


1. Noţiuni generale. 2. Tabelul rezultatelor experienţei. 3. Calculele cc ξξη ′,, . 4. Graficul dependenţei P∆ de viteza aerului )( cc fP ϑ=∆

sau )( inc fP ϑ=∆ .

ϑ , m/s

15

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

222 dnPPEu

ρρϑ∆

≅∆

= (3.1a)

– criteriul Euler, care caracterizează consumul de energie pentru

depăşirea rezistenţei mediului;

υµ

ρϑ 2

Re ndd≅= (3.1b)

16

– criteriul Reynolds, care caracterizează regimul curgerii lichidului;

gdn

gdFr

22

≅=ϑ (3.1c)

– criteriul Froude, care caracterizează efectul forţei de gravitaţie;

dh

DH

dD

=Γ=Γ=Γ 321 ;; (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;

−=ρµυ viscozitatea cinematică, m2/s.

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:

,RemcEu = (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

17

proporţională cu forţa P şi viteza circumferenţială:

( ),~~ ndPPvN (3.3)

Diferenţa de presiune poate fi exprimată prin mărimi proporţionale:

( ) ,ndN~

ndN~

SP

3SP =∆ (3.4)

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

18

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:

.nN~

nP

)( 53222 NKddnd

PEu ==∆

=ρρρ

(3.5)

19

Mărimea NK se numeşte criteriul puterii sau criteriul Euler pentru agitatorul .agitEu .

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

PdM =1 (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 2M , care întoarce recipientul în starea iniţială. El este adresat recipientului şi se execută cu un bloc cu greutăţi:

,222

BB DmgDQM == (3.7)

unde −Q mărimea greutăţilor, H;

−m masa greutăţilor, kg; −g accelerarea căderii libere, m/s2; −BD diametrul blocului, m.

Fiindcă ,21 MMM == luînd în consideraţie ecuaţia (3.6), putem scrie:

.5342. dnM

dnPEuagit ρρ

== (3.8)


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

20

transmisie de curea 4. Raportul de transmisie 26,01

2 =DD , unde

1421 =D −mm diametrul roţii de transmisie 9 a agitatorului, 322 =D −mm diametrul roţii de transmisie 5 a electromotorului.

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

21

din texolit cu 320=D 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.


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 1M .

2. Pentru determinarea densităţii şi viscozităţii cinematice se măsoară temperatura lichidului.

3. Se calculează frecvenţa de rotire a agitatorului 026,0 nn = , momentul de învîrtire cu formula (3.7); mărimea criteriilor Euler şi Reynolds cu formulele (3a) şi (3b).

4. Se determină mărimile Eulg şi Relg şi se construieşte graficul ( ).Relglg fEu =

5. Din grafic cu tangenta unghiului de înclinare a dreptei se determină ,,m”, iar segmentul pe axa ordonatelor egal cu

−clg mărimea lui c . Rezultatele calculelor şi măsurărilor se introduc în tabel.

n0 s-1

n s-1 m M Eu Re lgEu lgRe


1. Noţiuni generale. 2. Tabelul măsurărilor şi calculelor. 3. Graficul ( )Relglg fEu = . 4. Ecuaţia criterială finală cu mărimile c şi m . 5. Concluziile (compararea c şi m cu datele informative). 6. Schema instalaţiei.

22


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

23

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 amestecării, 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 repartizării 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 examinat 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 :

24

).,,,( dnfN ρµ= (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 similitudine.

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:

(Re),fEu = (4.2) unde

53dnNEu

ρ= (4.3)

– criteriul Euler pentru agitator sau criteriul puterii care reprezintă

raportul dintre forţa rezistenţei mediului amestecării şi forţa inerţiei;

µρ2

Re nd= (4.4)

– 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:

25

.RemcEu = (4.5)

Construcţia agitatorului şi regimul hidrodinamic al amestecării

se reflectă asupra mărimii coeficienţilor c şi m .


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 agi-tatoarele 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.


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.

26

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


1. Se calculează puterea conform ecuaţiei:

,UIN =

unde −U tensiunea curentului, V; −I intensitatea curentului, A.

Energia care se consumă numai pentru amestecarea lichidului

27

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

aerlichl NNN −= .

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 lichid Nl W

Eu Re lgEu lgRe IA

UV

N W

IA

UV

N W

4. Pe hîrtie milimetrică se construieşte graficul dependenţei

Eulg de Relg . Din segmentul pe axa ordonatelor egală cu Eulg se determină c şi cu tangenta unghiului de înclinare a dreptei faţă de

axa absciselor egală cu −∆∆

Relglg Eu gradul exponentului m.

5. Mărimea constantelor obţinute se introduce în ecuaţia (4.5) şi se compară c şi m cu datele informative.


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

datele informative.

28


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.

29

Lucrarea nr.5

STUDIEREA HIDRODINAMICII STRATULUI ÎN SUSPENSIE

Scopul lucrării: determinarea dependenţei sP∆ de viteza

aerului ϑ ; determinarea vitezei critice a aerului crϑ ; determinarea diametrului ecvd al particulelor; determinarea vitezei aerului de la care începe transportarea particulelor solide din aparat tϑ .

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 sP∆ (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 crϑ pînă la

30

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

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:

ϑ tϑ ϑ

ϑ tϑ ϑ

31

,st

pst

VVV −

=ε

unde −ε porozitatea, partea volumică a aerului în strat;

−stV volumul comun ocupat de strat, m3; −pV 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 crϑ este maximă pentru stratul în suspensie, 1≅ε .

Pentru calcularea mărimilor ϑ şi ε ale sistemului cu proprietăţi cunoscute sînt diferite formule. Cea mai comodă pentru calcule este dependenţa grafică:

),,( εArfLy =

unde

−−

==gAr

Lympsm

m

)(Re 233

ρρµρϑ criteriul Lyaşcenco;

−−

== 2

32 )(Re

m

mpsm gdFr

Arµ

ρρρcriteriul Arhimede;

−==υϑ

µρϑ dd

m

mRe criteriul Reynolds;

−=gd

Fr2ϑ criteriul Froude.

Graficul din fig.5.2 reprezintă dependenţa între criteriul Ly şi

criteriul Ar la diferite mărimi ε . Graficul dă posibilitate de a

32

afla fiecare din mărimile ,,, εϑd dacă se ştiu două şi datele fizice ale sistemului mmps µρρ ,, .

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


Schema instalaţiei experimentale este reprezentată în fig.5.3.

Aerul este pompat cu ajutorul ventilatorului 1 în coloană (diametrul coloanei 100=cd 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

33

– 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


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

34

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

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

ciurP∆ 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

ϑ , m/s

35

de material. Pentru determinarea stP∆ a stratului, la viteze cuvenite, cu

graficul dependenţei ciurP∆ de viteza aerului se determină rezistenţa ciurului ciurP∆ .

Rezistenţa stratului ,ciursumst PPP ∆−∆=∆

unde 2DPPP ciurstsum =∆+∆=∆ .

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 ciurstsum PPP ∆+∆=∆

∆Pciur,

mm apă

∆Pst, mm apă


1. Cu datele din tabelul 5.2 se construieşte graficul dependenţei

stP∆ de viteza aerului ϑ . 2. Cu dependenţa obţinută se determină viteza critică crϑ care

coincide cu formarea stratului ,,fierbînd”. 3. Avînd viteza crϑ se calculează criteriul Lyaşcenco:

.)(

Re 233

gArLy

mpsm

mcr

ρρµρϑ−

==

4. Cu datele criteriului Lyaşcenco, obţinute cu graficul

dependenţei ),( εArfLy = de porozitate 4,0=ε (fig.5.2), se găsesc datele criteriului Ar din care se apreciază ecvd .

36

5. Pentru mărimea găsită a criteriului Ar cu graficul dependenţei ),( εArfLy = se află mărimea tLy la 1=ε care dă posibilitatea de a determina tϑ .

6. Din ecuaţia F

GP st

st =∆ , unde F este suprafaţa secţiunii

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, t, °C

Densitateaρ, kg/m3

Coeficientul viscozităţii, µ⋅106, Pa·s

Coeficientul de conductibilitate termică,

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

37

Tabelul 5.4 Proprietăţile fizice ale materialelor

Produsul Densitatea, ρ,

kg/m3

Capacitatea termică

specifică, c,

J/(kg⋅K)

Porozit.,ε

Mărimea liniară,

d, mm

Difuziv.

termică,

α⋅108, 2

Boabe de grîu

1305 1340 0,41 8,6 13,8

Fasole 1300 1210 0,39 6,4 13,7 Mazăre 1320 1230 0,41 6,3 13,7 Soie 1270 1550 0,37 - -


1. Noţiuni generale 2. Schema instalaţiei 3. Tabelele 5.1 şi 5.2. 4. Graficele de legătură ( )ϑfPciur =∆ şi ( )ϑfPst =∆ . 5. Calculele diametrului particulelor, vitezei de transportare tϑ ,

greutăţii stratului stG .

38

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:

( ),xxKFddU

s −=τ

(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, %;

39

−sx 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.

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:

U2 Uech

Ucr

U1

U

τddU

U U1 Ucr U2 Ucr.red. Uech

40

,/

111 ττ

ddUUU cr−

= (6.2)

unde −crUU ,1 respectiv umiditatea iniţială şi critică a materialului, %; −τddU / 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:

,lg3,21

2

..2

ech

echredcr

us UUUU

K −−

=τ (6.3)

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

,/

.. echredcrus UU

ddUK−

=τ

s1 (6.4)

−..redcrU umiditatea critică redusă a materialului, %; −echU umiditatea de echilibru; %;

41

−2U umiditatea finală a materialului, %. În cazul acesta este mai comod de a folosi umiditatea raportată la materialul absolut uscat, %:

%,100⋅=usc

apa

GG

U (6.5)

unde −apaG masa apei în material, kg; −uscG masa materialului absolut uscat, care se determină prin formula:

,1 ech

usc UGG

+= (6.6)

unde −G masa iniţială a materialului (cu umiditate de echilibru); −echU 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.

42

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


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.

43


1. Se completează tabelul măsurărilor.

Tabelul măsurărilor

Nr. măsur.

Timpul curent τ, s

Indicaţ. cîntar.

G, g

Conţinutul de umiditate în material G – Gusc =

Gapa

Umiditatea absolută

(raportată la materialul

absolut uscat)U, %

Viteza de uscare dU/dτ,

%/s

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

τ∆∆U , mărimea ei este egală cu viteza uscării în

momentul dat. 4. 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.

5. Se calculează durata primei perioade a uscării prin formula (6.2).

6. Se calculează constanta vitezei de uscare în perioada a doua de uscare prin formula (6.4).

7. Se calculează durata perioadei a doua a uscării după formula (6.3). Pentru filtru-carton umiditatea de echilibru pentru starea

44

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

21 ττττ ++= în ,

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

tm ϕ =100%

tam

ta

X Xsat X

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


1. Noţiuni generale 2. Schema instalaţiei 3. Procesul verbal al măsurărilor 4. Prelucrarea rezultatelor 5. Curba uscării şi curba vitezei de uscare (pe hîrtie

milimetrică).

45

6. Coeficienţii vitezei de uscare în prima perioadă şi a doua şi duratele lor.

7. Concluziile de bază.


1. Parametrii aerului umed. 2. Diagrama I – x a aerului umed. 3. Caracterul legăturii apei cu materialul. 4. Construirea curbei de uscare şi vitezei de uscare. 5. Deducerea ecuaţiei de uscare în prima perioadă şi a doua de

uscare.

46

Lucrarea nr.7

STUDIEREA TOBEI DE USCARE

Scopul lucrării: familiarizarea cu toba de uscare, determinarea consumului de căldură şi aer în procesul de uscare.


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

47

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.


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.


1. Se calculează debitul specific al aerului,

.evapăkgkg :

02

1xx

l−

= .

2. Se calculează consumul specific de căldură,

.evapăkgkJ :

48

( )01 IIlq −= .

3. Se calculează debitul de aer, m3/s după formula:

a

PSVρ∆

=2622,0 0 ,

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:

( )02 xxVW a −= ρ .

5. Se determină consumul de căldură într-o unitate de timp, kWt:

WqQ = .

6. Se determină pierderile de căldură în spaţiu, .evapăkg

kJ :

( )12 IIl −=∆ .

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


1. Schema instalaţiei. 2. Procesul verbal al studierii. 3. Prelucrarea rezultatelor obţinute. 4. Concluziile de bază.


49

1. Diagrama I – x a aerului umed. 2. Variaţiile procesului de uscare. 3. Bilanţul materialului în procesul de uscare. 4. 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.


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.

50

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 – taler-sită; 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.


51

Mărimea coeficientului de transmitere de masă se determină conform ecuaţiilor transferului de masă şi de debit:

( )inies

ymy yyGMFKM −=∆= , , (8.1)

unde M – curentul aburilor de apă, kmol/s; y

m∆ – 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:

,8314

;;;

KkmolJR

TRPyyyyy

ab

bab

satsatsatieşieşsatinin

⋅=

⋅=== ϕϕ

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:

52

ieş

in

ieşinym

∆∆∆−∆

=∆lg3,2

,

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

1 6,566·102 16,5 1,8759·103 2 7,054·102 17 1,9364·103 3 7,575·102 17,5 1,9986·103 4 8,129·102 18 2,0626·103 5 8,718·102 18,5 2,1284·103 6 9,346·102 19 2,196·103 7 1,0012·103 19,5 2,26547·103 8 1,0721·103 20 2,3368·103 9 1,1473·103 20,5 2,4102·103 10 1,2271·103 21 2,4855·103 11 1,3118·103 21,5 2,5629·103 12 1,4015·103 22 2,6424·103 13 1,4967·103 22,5 2,7241·103 14 1,5974·103 23 2,8079·103 15 1,7041·103 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:

53

FG

=ϑ ,

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 .

Tabelul măsurărilor

Deb

itul a

erul

ui, m

3 /s Datele higrometrului

Tb, ºK

Concentraţia aburilor de apă în aer

Cur

entu

l abu

rilor

de

apă,

M

km

ol/s

Fo

rţa m

otric

e m

edie

∆y m

, km

ol/m

3

Coe

ficie

ntul

de

trans

fer a

m

asei

Ky,

m/s

V

iteza

lini

ară

a ae

rulu

i v,

m/s

la intrare în coloană

la ieşire din coloană

yin yieş

t us, º

C

t um, º

C

φ int

., %

t us, º

C

t um, º

C

φ ieş

., %


1. Noţiuni generale. 2. Schema instalaţiei. 3. Conţinutul succint al experienţei. 4. Tabelul cu datele experimentale. 5. Graficul dependenţei Ky de viteza liniară a torentului

de aer ϑ . 6. Concluziile de bază.


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

54

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:

,11 +

++

=Rxx

RRy D

(9.1)

unde R – numărul de flegmă (relaţia între mărimea flegmei şi a distilatului);

−Dx concentraţia componentului uşor volatil în distilat;

1+R

R – coeficientul unghiular al liniei de lucru a coloanei;

−+1R

xD mărimea segmentului tăiat de dreaptă pe axa

ordonatelor.

55

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:

−Sx concentraţia componentului UV în materia primă, %; −Dx concentraţia componentului UV în distilat, %; −Wx concentraţia componentului UV în rămăşiţă, %;

2. Se trasează pe hîrtie milimetrică (formatul 8) curba echilibrului y = f(x) la presiunea atmosferică pentru sisteme etanol-apă şi se duce bisectoarea unghiului cadranului I. Pe bisectoare se indică punctul A cu coordonatele DD yx = , care coincide cu starea în deflegmator.

3. Considerînd că Ws xx = 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.

Cu mărimea 1+

=m

D

Rxb se determină Rmin.

4. Se aleg arbitrar mărimile coeficientului de exces de flegmă (5 mărimi), şi se calculează numerele de lucru ale flegmei.

( )5,104,1min −== RRl RR ββ .

(9.2)

Pentru fiecare număr de flegmă se calculează segmentele

56

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:

∫−= S

W

x

xWS

m Rdxxx

R 1 . (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.


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

57

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.

58

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


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.

59

5. Din ecuaţia bilanţului de materie pe toată substanţa obţinem:

WDS += .

şi din bilanţul componentului uşor volatil obţinem:

WDS WxDxSx += .

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.


1. Schema instalaţiei. 2. Noţiuni generale. 3. Calculul numărului mediu al flegmei. 4. Calculul mărimii alcoolului necesar. 5. Rezultatele experienţei. 6. 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 (conţinutul alcoolului în

lichid)

Temperatura fierberii,

ºC

Componenţa aburului (conţinutul alcoolului în

aburi) % mas. % mol. % mas. % mol.

0,01 0,004 99,9 0,13 0,053

60

0,10 0,04 99,8 1,3 0,51 0,20 0,08 99,6 2,6 1,03 0,40 0,16 99,4 4,9 1,98 0,60 0,23 99,2 7,1 2,90 0,80 0,31 99,0 9,0 3,725 1,00 0,39 98,75 10,75 4,51 2,00 0,79 97,65 19,7 8,76 4,00 1,61 95,8 33,3 14,34 6,00 2,43 94,15 41,1 21,45 8,00 3,29 92,6 47,6 26,21 10,00 4,16 91,3 52,2 29,92 20,00 8,92 87,0 65,0 42,90 30,00 14,35 84,7 71,3 49,30 40,00 20,68 83,1 74,6 53,46 50,00 28,12 81,9 77,0 56,71 60,00 36,98 81,0 79,5 60,29 70,00 47,74 80,2 82,1 64,21 80,00 61,02 79,5 85,8 80,42 90,00 77,88 78,5 91,3 80,42 95,00 88,15 78,177 95,00 88,25 96,57 89,41 78,15 95,57 89,41

61

Fig.9.2. Dependenţa densităţii soluţiei etanol-apă de concentraţia

etanolului la temperatura 200C

62

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

63

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.


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

64

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

65


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.


1. După formula

)1(f

iinev C

CGW −= , (10.1)

66

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:

)( '

exp fev CtiWQ −= , (10.2)

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

ajutorul tabelului aburului saturat în corespundere cu presiunea absolută din aparat în timpul evaporării);

C – capacitatea termică specifică a soluţiei, Kkgdj .

3. Diferenţa utilă de temperaturi se determină după formula:

fabinut ttt −=∆ . (10.3)

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

evut

evev tF

QKτ∆

= . (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:

67

secafchf tt −=∆ −

şi se compară cu datele din tabel.


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?

68

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.

69

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

70



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.

71

Universitatea Tehnică a Moldovei



Chişinău 2007

Documents

Operatii Unitare in Industra Alim DS