EP1567818A1 - Vorrichtung zur verlängerung der standzeit eines rohrbündel-wärmeaustauschers in indirekt beheizten uht-anlagen für nahrungsmittel - Google Patents

Vorrichtung zur verlängerung der standzeit eines rohrbündel-wärmeaustauschers in indirekt beheizten uht-anlagen für nahrungsmittel

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EP1567818A1
EP1567818A1 EP03780029A EP03780029A EP1567818A1 EP 1567818 A1 EP1567818 A1 EP 1567818A1 EP 03780029 A EP03780029 A EP 03780029A EP 03780029 A EP03780029 A EP 03780029A EP 1567818 A1 EP1567818 A1 EP 1567818A1
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EP
European Patent Office
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tube
swirl
uht
degrees
milk
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EP03780029A
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EP1567818B1 (de
EP1567818B2 (de
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Uwe Schwenzow
Ludger Tacke
Helmut Buss
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GEA TDS GmbH
Original Assignee
Tuchenhagen Dairy Systems GmbH
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    • C25F—PROCESSES FOR THE ELECTROLYTIC REMOVAL OF MATERIALS FROM OBJECTS; APPARATUS THEREFOR
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    • C25F3/16—Polishing
    • C25F3/22—Polishing of heavy metals
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    • F28D7/16—Heat-exchange apparatus having stationary tubular conduit assemblies for both heat-exchange media, the media being in contact with different sides of a conduit wall the conduits being arranged in parallel spaced relation
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    • F28F1/00—Tubular elements; Assemblies of tubular elements
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    • F28F1/40—Tubular elements and assemblies thereof with means for increasing heat-transfer area, e.g. with fins, with projections, with recesses the means being only inside the tubular element
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    • F28F13/18—Arrangements for modifying heat-transfer, e.g. increasing, decreasing by applying coatings, e.g. radiation-absorbing, radiation-reflecting; by surface treatment, e.g. polishing
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    • F28D2021/0042—Other heat exchangers for particular applications; Heat exchange systems not otherwise provided for for foodstuffs

Definitions

  • the invention relates to a device for extending the service life of a tube bundle heat exchanger in indirectly heated UHT systems for foods, in particular for milk or milk products, according to the preamble of claim 1.
  • a UHT process with indirect product heating by heat exchange by means of a heat transfer medium on a wall means a thermal product treatment, which is also called aseptic heating, in which almost all microorganisms, but at least all, are used Corruption-causing microorganisms that could grow during the storage phase of the product at room temperature. Accordingly, all microorganisms with the exception of some heat-resistant spores that may survive the heating process must be killed. However, these do not grow above a critical value during normal storage at room temperature. Indirect product heating by means of heat exchange on a wall can take place both with so-called plate heat exchanger systems or, as in the present case, with so-called tube bundle heat exchangers. In the following, the problem is presented consistently on milk or milk products with approximately the same kinematic viscosities v, since these applications represent an essential area of application of the UHT systems of the generic type.
  • a UHT heating system with indirect product heating initially contains a preheater for heating the product. Afterwards, the milk in this indirect UHT heating system is mostly passed through a so-called homogenizer. A further heat exchange follows, a so-called preheating for protein stabilization of the milk proteins for the subsequent milk heating process. zess, then the actual UHT heating with keeping hot, then the cooling with heat exchange with the incoming milk and, if necessary, post-cooling. Depending on the respective technology, the homogenization can take place before or after the UHT heating. Water acts as a heat transfer medium, which is circulated and heats the milk in countercurrent at a higher temperature in accordance with the temperature-time profile in the milk flow and also cools it down in counterflow when the milk returns.
  • An indirect UHT heating system which has been successfully used in practice many times, realizes both the regenerative heat exchange and the non-regenerative heat exchange in the UHT heater by means of so-called tube bundle heat exchangers (DE-U-94 03 913; principle Tuchenhagen Dairy Systems GmbH, Ahaus), whereby several parallel inner tubes are provided, through which the milk flows, while the heat transfer medium, usually water or steam, flows in counter-current in the annular space (outer channel) of the outer tube (outer jacket), which surrounds the inner tubes connected in parallel.
  • a one-pipe system without heat exchange is generally used for the UHT hot holder.
  • the flow rate of the product, the milk or the milk product has a decisive influence on the formation of the build-up, since here the deposition process due to build-up is overlaid by shear forces in the area of the flow boundary layer of the inner pipe wall.
  • UHT heating systems with shell-and-tube heat exchangers make particular use of this latter effect compared to plate-type heat exchangers, since here the flow velocity in the inner tubes is chosen to be relatively high due to the design, and thus a relatively high Reynolds number that influences the flow boundary layer which is followed by a shorter dwell time of the milk ingredients.
  • the heat transfer coefficient k is significantly reduced, and on the other hand the formation of a pressure drop ⁇ p v in the inner pipes, which is inversely proportional to the fifth power of the inner pipe diameter Di increases.
  • the deterioration of the heat transfer ultimately means that the heat flows required to ensure a sufficient temperature to kill the microorganisms can no longer be transmitted and that a pressure loss ⁇ pv also occurs, which in the limit case significantly exceeds the initial pressure loss. There is a malfunction in the form of a production stoppage; further operation of the UHT heating system is then no longer possible.
  • the cleaning of the deposits and the renewed provision of aseptic conditions represent an interruption in operation, which represents a considerable cost factor on the one hand with regard to an interruption in production and on the other hand with regard to the cleaning process itself.
  • An essential starting point for extending the tool life is to reduce the rate of build-up.
  • the aim should be the complete denaturation of the protein that forms the starting point by appropriate constructive measures.
  • the cleaning and sterilization time accounts for about 10 to 15% of the service life, so that there is also a desire and the need to reduce these times absolutely and not only relatively, based on an extended service life.
  • cleaning especially using chemical agents
  • the germs in topographical shallows require longer exposure times, especially on rolled, annealed, chemically pickled and then no further mechanically treated surfaces.
  • the consequential problem now arises that all organic and inorganic contamination substances must be washed away from the surface without leaving any residue.
  • a heat transfer tube which is used as an evaporation and condensation tube in devices such as heat exchangers and heat pipes and which has macro-roughness structures on the surface of its inner tube wall which are at an angle to the longitudinal direction of the heat transfer tube extend.
  • These macro-roughness structures are, on the one hand, a multiplicity of mutually parallel main grooves which run at the said angle, have a trapezoidal cross section and whose depth is in the range from 0.15 to 0.35 mm.
  • a large number of narrow grooves parallel to one another are provided.
  • each of the narrow grooves only grasp the tube in some areas and each of the narrow grooves has a base and two side surfaces and is formed within the main grooves and parallel to them.
  • the side surfaces of the narrow grooves mentioned are inclined closely towards the base surface, as a result of which each of the side surfaces and the base surface each form a sharp incision.
  • the document DE 197 51 405 A1 describes a heat transfer tube in which the heat exchange surface on the side facing the flowing medium has zones of different surface roughness, these zones being strip-shaped and having an angle of inclination that is small with respect to the main flow direction of the medium.
  • the mode of operation of this known heat transfer tube obviously stands or falls with the alternatingly arranged strip-shaped zones of different surface roughness, because this arrangement is intended to produce a distribution of the flow velocity tearing open the thermal boundary layer in the area of the transition between the flowing medium and the heat exchange surface.
  • Said zones can hardly be described as relatively large macro-roughness structures of the pipe, and with regard to the different surface roughness, there is no indication of whether these Surface roughness would favor or inhibit product build-up in UHT heaters and / or downstream UHT heat holders.
  • the proposed device according to the invention is part of the so-called tube bundle heat exchanger, which generally consists of a plurality of tube bundles, each of which has a plurality of inner tubes connected in parallel with a common inlet and outlet for a product to be heated.
  • the respective group of inner tubes is enclosed by an outer jacket, each of which is provided near the ends with a radially opening or ending connection piece for a heat transfer medium, which has an outer channel delimited by the outer jacket in relation to the inner tubes in counterflow to the pipe flow in one delimited by the inner tubes Flows through the inner channel.
  • the inventive solution makes use of two mechanisms, namely the mechanism of increasing turbulence in the thermal and hydraulic boundary layer of the pipe flow in the inner pipe.
  • This is achieved in that the respective inner tube of a UHT heater and subordinate UHT hot holder has at least on the surface of its inner tube wall macro-roughness structures M R , which are 35> ⁇ > 25 degrees at an angle of attack are oriented with respect to the longitudinal axis of the inner tube.
  • macro-roughness structures must be such that they protrude from the laminar lower layer of the boundary layer and thus generate or promote the desired pulse exchange.
  • these macro-roughness structures must be oriented in relation to the main flow direction of the pipe flow in such a way that the accumulation of product batches is not favored.
  • the invention also makes use of a second mechanism which is decisively shaped by the microscopic nature of the surface of the inner tube wall of the inner tube. It is proposed here that the surface of the inner pipe wall structured in this way is treated extensively by means of an electrochemical polishing process which produces a micro-surface texture m R which is structurally and energetically characterized by a reduced tendency for the adhesion of foreign substances. However, this is not primarily about the structural feature of the surface that is determined by a so-called roughness depth value, such as the mean roughness depth R z or the arithmetic mean roughness value R a (definition according to DIN EN ISO 4287). It is a common fallacy (see G.
  • a micro-surface texture m R is now proposed which changes the energetic rather than the structural texture of the respective stainless steel surface. This is achieved through professional electrochemical polishing (see company brochure HENKEL Beiz- und Elektropoliertechnik, A-3830 Waidhofen / Thaya, "The surface secures the value of the component").
  • Comparative quantitative information is given below to illustrate the effectiveness of the proposed measure. This information results from tests on stainless steel tubes with a surface treatment of the aforementioned type, the electrochemically polished as well as the ones not treated in this way being mechanically ground in the initial state.
  • longitudinally welded stainless steel tubes are generally used for cost reasons, which are additionally calibrated on the inside due to the continuous axial weld seam, but not, as mentioned above, additionally mechanically ground.
  • the test results can therefore not easily be transferred quantitatively to the inner tubes of tube bundle heat exchangers, but these results at least show the qualitative change in the physical properties of the surface of the inner tube wall by electrochemical polishing.
  • Electrochemical polishing firstly covers the surface of these tubes with a complete passive layer, which consists of a relatively thick chromium oxide layer (> 2 nm compared to ⁇ 1 nm for the execution with mechanical pre-grinding, without electrochemical polishing).
  • the surface is practically stress-free due to the stress-free electrochemical polishing removal and shows a material-specific, specific energy level of about 1.3 N / m (compared to about 2.2 N / m with mechanical pre-grinding). Passivation and reduction of the energy level primarily result in the reduced tendency for the attachment of foreign substances, i.e. the significantly reduced tendency to deposit.
  • the erosion caused by the electrochemical polishing process is about 10 to 15 ⁇ m, which has shown, for example, by an investigation (G. HENKEL), that 1 cm 2 projected surface then has about 2.5 to 4 cm 2 true surface ( compared to 12 to 14 cm 2 with mechanical pre-grinding).
  • the tendency to form deposits is inhibited if the topographical shallows of a surface, the number of which is in relation to the aforementioned true surface, are at least the same, better smaller than the representative size of the particles accumulating in an undesirable manner.
  • the product batches consist of proteins with a size of 1 to 2 ⁇ m, microorganisms> 1, 5 ⁇ m and sugar and salts in the range of 0.7 to 0.8 ⁇ m.
  • the aim pursued by the invention namely to extend the service life of the UHT heating systems in question and to shorten the cleaning and sterilization time, can be achieved in a significant manner by the combination of the two measures described above, which achieve their desired effectiveness once through the Macro roughness structures M R outside the laminar ter Mrs and on the other hand by the micro-surface properties m R essentially within the laminar lower layer of the flow boundary layer in the inner tube.
  • the invention provides that the swirl, which can be preselected for specific products, has a swirl depth t and a swirl width b.
  • the swirl tube in a single-start manner with a pitch H G.
  • a further development of the device according to the invention provides that the swirl pipe has multiple threads Number of gears and each with a pitch H G is formed. In this way it is possible to cover the entire surface of the inner tube with the desired macro-roughness structures.
  • the critical area of a UHT heating system can be seen in relation to product approaches in the area of UHT heaters and UHT hot holders.
  • product approaches can also be seen in other areas of a UHT heating system.
  • the inner tubes of the tube bundle heat exchanger upstream and downstream of the UHT heater and UHT hot holder should also be used, provided that they are in a temperature range above 100 degrees Celsius operated, are provided with the macro-roughness structures M R and the micro-surface texture m R according to the invention.
  • Embodiments of the device according to the invention are shown in the drawing and are described below. Show it
  • FIG. 1 shows a central section through a so-called tube bundle as a modular part of a tube bundle heat exchanger, on the inner tubes of which the measures according to the invention are applied;
  • Figure 2. in view a section of an inner tube designed as a five-course swirl tube, as is the case in the tube bundle according to FIG.
  • FIG. 4 shows a section of an inner tube designed as a single-start swirl tube, which otherwise has the same dimensional relationships as that according to FIG. 2
  • a tube bundle 1 (FIG. 1; see also DE-U-94 03 913) consists in its middle part of an outer jacket 2 delimiting an outer channel 2 'with an outer jacket flange 2a arranged on the left-hand side relative to the illustration position and an outer jacket flange arranged on the right-hand side on the floating bearing side 2 B.
  • the latter is followed by a first transverse duct 4a *, delimited by a first housing 4.1, with a first connecting piece 4a, and a second transverse duct 4b *, delimited by a second housing 4.2, with a second connecting piece 4b adjoins the outer casing flange 2a.
  • the two housings 4.1, 4.2 are also sealed off from the respectively adjacent outer jacket flange 2b, 2a with a flat gasket 9, the first housing 4.1 arranged on the right-hand side in connection with the outer jacket 2 via an exchanger flange 6 on the floating bearing side, with the interposition of an O-ring 10 against the left-hand side arranged fixed bearing 5, 7, 4.2 is pressed.
  • the floating bearing-side tube support plate 8 extends through a bore (not specified in more detail) in the floating bearing-side exchanger flange 6 and is sealed against the latter by means of the dynamically stressed O-ring 10, which also statically seals the first housing 4.1 against the floating-bearing exchanger flange 6.
  • the latter and the loose side Pipe support plate 8 form a so-called floating bearing 6, 8, which permits changes in the length of the inner pipes 3, 3 * welded into the pipe support plate 8 on the floating bearing side as a result of temperature change in both axial directions.
  • the inner tubes 3, 3 * can be flowed through either from left to right or vice versa by a product P to be heated, the mean flow velocity in Inner tube 3, 3 * and thus in the inner channel 2 'is marked with v.
  • the cross-sectional design is usually carried out in such a way that this average flow velocity v is also present in a connecting bend 11, which is connected on the one hand to the fixed-side exchanger flange 5 and, on the other hand, indirectly to a floating-side connecting piece 8d which is firmly connected to the floating bearing-side tube support plate 8.
  • the tube bundle 1 in question is connected in series with the adjacent tube bundle. Therefore, the fixed flange-side exchanger flange 5 forms an inlet E for the product P and the floating socket-side connection piece 8d houses an associated outlet A; In the neighboring tube bundle, these entry and exit conditions are reversed accordingly.
  • the exchanger flange 5 on the fixed bearing side has a first connection opening 5a, which on the one hand corresponds to a nominal diameter DN and thus a nominal cross section Ao of the connecting bend 11 connected there, and which is dimensioned such that the average flow velocity v in the inner tube 3, 3 * or Flow velocity corresponding to inner channel 3 'is present.
  • a second connection opening 8a is dimensioned in the connecting piece 8d on the floating bearing side, the respective connection opening 5a or 8a extending to a respectively enlarged passage cross section 5c or 8c in the area to the adjacent tube support plate 7 or 8 by a conical transition 5b or 8b expanded.
  • It has proven to be expedient to increase the mean flow velocity v in the inner pipe 3, 3 * so far compared to the previous design recommendations (15,000 ⁇ Re ⁇ 30,000) that there is a turbulent pipe flow with a Reynolds number Re that corresponds to the pipe inner diameter Dj d hydr (see also FIG. 2) is calculated, in the range 35,000 ⁇ Re ⁇ 45,000.
  • the product P to be treated flows either through the first connection opening 5a or the second connection opening 8a to the tube bundle 1, so that either the fixed-side tube support plate 7 or the loose-side tube support plate 8 flows against becomes. Since in any case a heat exchange between product P in the inner tubes 3, 3 * and a heat transfer medium W in the outer jacket 2 must take place in countercurrent, this heat transfer medium W flows either to the first connection piece 4a or to the second connection piece 4b at a flow rate c to. In the event that the product P flows into the tube bundle 1 via the first connection opening 5a, an inlet temperature of the product ⁇ E would be present here.
  • the heat transfer medium W would leave the outer jacket 2 in countercurrent via the second connecting piece 4b with an outlet temperature of the heat transfer medium ⁇ A.
  • the temperature difference at the product inlet ⁇ ⁇ a - ⁇ E in the area of the second connection piece 4b, in addition to the aforementioned pressure loss ⁇ p v in the inner tubes 3, 3 *, provides a reliable indicator of the degree of product build-up in the inner tubes 3, 3 *.
  • the proposed device according to the invention is reflected in the design of the surface of the inner tube wall 3a of the respective inner tubes 3, 3 *, the inner tube 3, 3 * in question in each case, which has the outer tube diameter D a , in the form of a so-called swirl tube 3 * is formed (see also Figures 2 to 5).
  • a so-called swirl 3a * which is defined by a swirl depth t and a swirl width b (FIG.
  • the desired macro-roughness structure M R which is formed via the laminar lower layer of the boundary layer within the pipe flow in the inner pipe 3, 3 * increases and ensures the increased turbulence and the desired impulse exchange.
  • the surface of the inner tube wall 3a of the swirl tube 3 * which is structured by the macro-roughness structure M R is also treated extensively by means of an electrochemical polishing process which produces a micro-surface texture m R which is structurally and energetically characterized by a reduced inclination for distinguishes the attachment of foreign substances.
  • the professional electrochemical polishing process is generally applied to simply standardized inner surface designs of the inner pipe 3, 3 *, which is designed as a stainless steel pipe, the stainless steel preferably being austenitic chromium-nickel steel alloys.
  • the stainless steel tube supplied to the electrochemical polishing is generally a longitudinal Seam-welded and, because of this longitudinal seam, calibrated and then brightly pickled pipes.
  • the starting sheet for pipe production was generally cold rolled, annealed and chemically pickled.
  • the processing of the tubes in the tube bundle 1 is advantageously carried out after the electrochemical polishing; there is no mechanical reworking of the circular welds.
  • the average roughness value for the surface is R a ⁇ (0.7 to 0.8) ⁇ m and in the area of the longitudinal weld seam is R a ⁇ 1.2 ⁇ m.
  • the roughness is reduced by the electrochemical removal from the surface, but this aspect has only a relative effect on the desired micro-surface properties m R , namely the reduction in the tendency for foreign substances to adhere to the surface minor influence.
  • the influencing factors generated by electrochemical polishing are, in comparison to the untreated initial surface, essentially the reduction of the true surface compared to the projected surface, the reduction of the energy level of the surface (surface tension) and the complete, chromium oxide-rich passive layer (passivation).
  • a cross-twisted swirl tube 3 * can also be advantageous if the swirl angle ⁇ is between 55 and 65 degrees.

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Description

Vorrichtung zur Verlängerung der Standzeit eines Rohrbündel- Wärmeaustauschers in indirekt beheizten UHT-Anlagen für Nahrungsmittel
TECHNISCHES GEBIET
Die Erfindung betrifft eine Vorrichtung zur Verlängerung der Standzeit eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers in indirekt beheizten UHT-Anlagen für Nahrungsmittel, insbesondere für Milch oder Milchprodukte, nach dem Oberbegriff des Anspruchs 1.
STAND DER TECHNIK
Unter einem UHT-Verfahren (UHT: Ultra High Temperature) mit indirekter Produktbeheizung durch Wärmeaustausch mittels eines Wärmeträgermediums an ei- ner Wand versteht man eine thermische Produktbehandlung, welche auch aseptische Erhitzung genannt wird, bei der so gut wie alle Mikroorganismen, mindestens jedoch alle zur Verderbnis führenden Mikroorganismen, abgetötet werden, die während der Lagerphase des Produktes bei Raumtemperatur heranwachsen könnten. Demnach müssen alle Mikroorganismen mit Ausnahme einiger, eventuell den Erhitzungsprozess überlebender hitzeresistenter Sporen abgetötet werden. Diese wachsen jedoch bei normaler Raumtemperatur während der Lagerphase nicht über einen kritischen Wert heran. Die indirekte Produktbeheizung durch einen Wärmeaustausch an einer Wand kann sowohl mit sogenannten Platten- Wärmeaustauscheranlagen oder auch, wie im vorliegenden Falle, mit sogenann- ten Rohrbündel-Wärmeaustauschern erfolgen. Nachfolgend wird die Problematik durchgehend an Milch oder Milchprodukten mit annähernd gleichen kinematischen Zähigkeiten v dargestellt, da diese Anwendungen ein wesentliches Einsatzgebiet der UHT-Anlagen der gattungsgemäßen Art darstellen.
Eine UHT-Erhitzungsanlage mit indirekter Produktbeheizung beinhaltet zunächst einen Vorwärmer für die Anwärmung des Produktes. Danach wird in dieser indirekten UHT-Erhitzeranlage die Milch zumeist über einen sog. Homogenisator geführt. Es folgen ein weiterer Wärmeaustausch, eine sog. Vorheißhaltung zur Proteinstabilisierung der Milchproteine für den nachfolgenden Milcherhitzungspro- zess, danach die eigentliche UHT-Erhitzung mit Heißhaltung, anschließend die Kühlung unter Wärmeaustausch mit der ankommenden Milch und, falls notwendig, eine Nachkühlung. In Abhängigkeit von der jeweiligen Technologie kann die Homogenisierung vor oder auch nach der UHT-Erhitzung stattfinden. Als Wärme- trägermedium fungiert Wasser, welches im Kreislauf geführt wird und entsprechend dem Temperatur-Zeit-Verlauf im Milchvorlauf bei höherer Temperatur im Gegenstrom die Milch erhitzt und im Rücklauf der Milch diese ebenfalls im Gegenstrom abkühlt. Dieser Wärmeaustausch erfolgt regenerativ, wobei bis zu 90 % der eingesetzten Energie zurückgewonnen werden können. Dabei ist der UHT- Erhitzer von diesem regenerativen Wärmeaustausch ausgenommen und die notwendige Restaufheizung erfolgt hier durch indirekte Erhitzung mit Dampf bei Umleitung des Wasserkreislaufs (Prinzip FINNAH, Ahaus; H. KESSLER, Molkereiverfahrenstechnik, 3. Auflage, 1988).
Eine vielfach in der Praxis mit Erfolg angewendete indirekte UHT-Erhitzungsanlage realisiert sowohl den regenerativen Wärmeaustausch als auch den nicht regenerativen Wärmeaustausch im UHT-Erhitzer mittels sogenannter Rohrbündel- Wärmeaustauscher (DE-U-94 03 913; Prinzip Tuchenhagen Dairy Systems GmbH, Ahaus), wobei mehrere parallel geschaltete Innenrohre vorgesehen sind, die von der Milch durchflössen werden, während das Wärmeträgermedium, in der Regel Wasser oder Dampf, im Ringspaltraum (Außenkanal) des Mantelrohres (Außenmantel), welches die parallel geschalteten Innenrohre umgibt, im Gegenstrom strömt. Für den UHT-Heißhalter wird allgemein ein Einrohrsystem ohne Wärmeaustausch eingesetzt.
Bei der Erhitzung von Lebensmitteln allgemein und im vorliegenden Falle bei Milch im Besonderen tritt ein Problem auf, das mit dem Begriff Produktansatzbildung beschrieben wird. Für diese Ansatzbildung sind bei Milch hauptsächlich die Milchproteine und Mineralsalze verantwortlich. Es ist bekannt, dass mit zuneh- mender Produkttemperatur die Ansatzbildungsgeschwindigkeit der Proteine steigt, d.h. die Reaktionsgeschwindigkeit wird durch die Temperaturerhöhung stark ge- steigert. Weiterhin ist bekannt, dass bei einer vorgeschalteten Heißhaltung bei 90 bis 95 Grad Celsius weniger Ansatz im nachgeschalteten Erhitzer bei maximal 142 Grad Celsius auftritt, was auf die Denaturierung von Molkenproteinen und den Abbau der Übersättigung von Ca3 (PO )2 durch Bildung von Kristallkeimen im Heißhalter zurückzuführen ist. Ebenfalls Einfluss auf die Ansatzbildung nimmt neben der Zusammensetzung, d.h. der Grundbelastung u.a. mit Keimen, auch der pH-Wert der Milch. Bei einer Absenkung des pH-Wertes = 6,68 auf 6,62 ist bereits mit einer starken Zunahme von Ablagerung zu rechnen.
Einen entscheidenden Einfluss auf die Produktansatzbildung hat die Fließgeschwindigkeit des Produktes, der Milch oder des Milchproduktes, da sich hier dem Ablagerungsvorgang infolge Ansatzbildung eine Abtragung durch Scherkräfte im Bereich der Strömungsgrenzschicht der Rohrinnenwand überlagert. Diesen letztgenannten Effekt machen sich UHT-Erhitzungsanlagen mit Rohrbündel-Wärme- austauschern in besonderem Maße gegenüber Platten-Wärmeaustauschern zu Nutze, da hier konstruktionsbedingt die Strömungsgeschwindigkeit in den Innenrohren relativ hoch gewählt wird und damit eine die Strömungsgrenzschicht entsprechend beeinflussende relativ hohe Reynolds-Zahl, aus der eine geringere Verweilzeit der Milchinhaltsstoffe folgt, gegeben ist. Die Reynolds-Zahl Re ist eine den Strömungszustand (Grad der Laminarität bzw. Turbulenz) kennzeichnende dimensionslose Kenngröße; sie errechnet sich aus der mittleren Strömungsgeschwindigkeit v im Innenrohr, dessen hydraulischem (gleichwertigem) Innendurchmesser dhydr und der kinematischen Zähigkeit v des Produktes nach der Beziehung Re = v dhydr v. Bekannte Rohrbündel-Wärmeaustauscher in UHT-Erhit- zeranlagen der in Rede stehenden Art werden in Anwendung auf Milch oder Milchprodukte derzeit mit Reynolds-Zahlen im Bereich zwischen Re = 15.000 und Re = 30.000 betrieben. Beispielsweise resultiert hieraus bei einem Rohr Φ14x1 mm und einer kinematischen Zähigkeit v = 1 10"6 m2/s für Milch eine mittlere Strömungsgeschwindigkeit v im Innenrohr von v = 1 ,25 bis 2,5 m/s. Aufgrund des vorgenannten signifikanten Einflusses der Produkttemperatur auf die Ansatzbildungsgeschwindigkeit ist der UHT-Erhitzer und der UHT-Heißhalter der kritische Anlagenbereich einer UHT-Erhitzungsanlage, soweit es das Problem der Ansatzbildung betrifft. Es liegt auf der Hand, dass durch Produktansatzbildung einerseits der Wärmeaustausch an den Innenrohren verschlechtert, d.h. die Wärmedurchgangszahl k signifikant vermindert wird, und andererseits durch die Ansatzbildung der Druckverlust Δpv in den Innenrohren, der umgekehrt proportional zur fünften Potenz des Rohrinnendurchmessers Di ist, deutlich ansteigt. Die Verschlechterung des Wärmedurchgangs führt schließlich dazu, dass die not- wendigen Wärmeströme zur Sicherstellung einer hinreichenden Temperatur zur Abtötung der Mikroorganismen nicht mehr übertragen werden können und dass zudem ein Druckverlust Δpv auftritt, der im Grenzfall den anfänglichen Druckverlust erheblich übersteigt. Es kommt zur Betriebsstörung in Form einer Produktionsunterbrechung; ein weiterer Betrieb der UHT-Erhitzungsanlage ist dann nicht mehr möglich.
Betriebszeiten der UHT-Erhitzungsanlage von bis zu 20 Stunden, die auch mit dem Begriff Standzeiten charakterisiert werden, sind ohne Unterbrechung bis zur Reinigung unter günstigen Bedingungen möglich. Danach muss die Produktion unterbrochen, die Anlage gereinigt und ggf. neu sterilisiert werden. Man wendet hier zum einen eine sogenannte sterile Zwischenreinigung an, die beispielsweise 1 ,5 Stunden bei hoher Temperatur durchgeführt wird. Eine zweite Möglichkeit besteht zum anderen darin, eine sogenannte Hauptreinigung durchzuführen, die etwa zwei Stunden andauert, um dann anschließend die gesamte Anlage neu über eine Zeitspanne von etwa einer Stunde zu sterilisieren.
Unabhängig von dem jeweiligen Reinigungsverfahren stellt die Abreinigung der Ablagerungen und die erneute Bereitstellung aseptischer Bedingungen eine Betriebsunterbrechung dar, die einen erheblichen Kostenfaktor einerseits mit Blick auf eine Unterbrechung der Produktion und andererseits mit Blick auf das Reinigungsverfahren selbst darstellt. In der Praxis der Ultrahoch-Erhitzungstechnologie ist demzufolge zum einen die Standzeitverlängerung ein vorrangiges Anliegen, um die Produktionskosten zu senken. Ein wesentlicher Ansatzpunkt zur Standzeitverlängerung besteht in der Reduzierung der Ansatzbildungsgeschwindigkeit. Zu diesem Zwecke ist vorrangig eine möglichst vollständige Denaturierung potenziell Ansatz bildenden Proteins durch entsprechende konstruktive Maßnahmen anzustreben. Wenn die Möglichkeiten der Reduzierung im Bereich der Vorheiß- haltung der Milch erschöpft sind, muss sich das Augenmerk hinsichtlich einer weiteren Reduzierung auf den Bereich der Rohrbündel-Wärmeaustauscher in den betreffenden hohen Temperaturbereichen der UHT-Erhitzeranlage richten.
Zum anderen macht die Reinigungs- und Sterilisationszeit etwa 10 bis 15 % der Standzeit aus, sodass diesbezüglich auch der Wunsch und die Notwendigkeit besteht, diese Zeiten absolut und nicht nur relativ, bezogen auf eine verlängerte Standzeit, zu reduzieren. Bei der Reinigung, insbesondere einer solchen unter Verwendung von chemischen Mitteln, ist jedoch zu beachten, dass die Keime in topographischen Untiefen (Rauhtiefen) speziell bei gewalzten, geglühten, chemisch gebeizten und anschließend nicht weiter mechanisch behandelten Oberflächen entsprechend verlängerte Einwirkzeiten benötigen. Danach ergibt sich im Sinne der hygienischen Endbedingungen nun das Folgeproblem, dass alle orga- nischen und anorganischen Kontaminationssubstanzen von der Oberfläche rückstandsfrei weggespült werden müssen.
Aus der Druckschrift DE 692 15 988 T3 ist ein Wärmeübertragungsrohr bekannt, das als Verdampfungs- und Kondensationsrohr in Vorrichtungen wie Wärmetau- schern und Wärmerohrleitungen genutzt wird und das auf der Oberfläche seiner Rohrinnenwand Makro-Rauhigkeitsstrukturen aufweist, die sich in einem Winkel zur Längsrichtung des Wärmeübertragungsrohres erstrecken. Bei diesen Makro- Rauhigkeits-Strukturen handelt es sich zum einen um eine Vielzahl von zueinander parallelen Hauptnuten, die unter dem besagen Winkel verlaufen, einen tra- pezförmigen Querschnitt haben und deren Tiefe im Bereich von 0,15 bis 0,35 mm liegt. Zum anderen ist eine Vielzahl von zueinander parallelen engen Nuten vor- gesehen, die sich in einem Winkel zur Längsrichtung des Wärmeübertragungsrohres erstrecken, wobei diese engen Nuten das Rohr nur bereichsweise erfassen und jede der engen Nuten eine Grundfläche und zwei Seitenflächen aufweist und innerhalb der Hauptnuten und zu diesen parallel ausgebildet ist. Dabei sind die Seitenflächen der genannten engen Nuten u.a. eng zu der Grundfläche hin geneigt, wodurch jede der Seitenflächen und die Grundfläche jeweils einen spitzen Einschnitt bilden. Mit dem bekannten Wärmeübertragungsrohr soll bei dessen Anwendung als Kondensationsrohr ein verbesserter Verflüssigungs-Wirkungsgrad durch Verstärkung der Turbulenzen der Dämpfe sowie eine verbesserte Kris- tallisationskernbildung für die Flüssigphase erreicht werden, die durch die Wirkung der Oberflächen-Unebenheiten herbeigeführt wird. Bei Anwendung des Wärmeübertragungsrohres in Verdampfern sollen die Kanten der Nuten als Kernbildungsorte für die Blasen wirken. Derartige Wärmeübertragungsrohre sind für einen Einsatz in indirekt beheizten UHT-Anlagen für Nahrungsmittel nicht geeig- net, da insbesondere die engen Nuten die Produktansatzbildung begünstigen und damit die Standzeit der UHT-Anlagen verringern würden.
Weiterhin ist in der Druckschrift DE 197 51 405 A1 ein Wärmeübertragungsrohr beschrieben, bei dem die Wärmeaustauschfläche an der dem strömenden Medi- um zugewandten Seite Zonen unterschiedlicher Oberflächenrauhigkeit aufweist, wobei diese Zonen streifenförmig ausgebildet sind und in einem gegenüber der Hauptströmungsrichtung des Mediums geringen Neigungswinkel verlaufen. Die Wirkungsweise dieses bekannten Wärmeübertragungsrohres steht und fällt offensichtlich mit den alternierend angeordneten streifenförmigen Zonen unter- schiedlicher Oberflächenrauhigkeit, denn diese Anordnung soll im Bereich des Übergangs zwischen dem strömenden Medium und der Wärmeaustauschfläche eine die thermische Grenzschicht aufreißende Verteilung der Srömungs- geschwindigkeit erzeugen. Die besagten Zonen können kaum als relativ große Makro-Rauhigkeits-Strukturen des Rohres bezeichnet werden und hinsichtlich der unterschiedlichen Oberflächenrauhigkeiten finden sich keine Hinweise, ob diese Oberflächenrauhigkeiten eine Pruduktansatzbildung in UHT-Erhitzem und/oder nachgeordneten UHT-Heißhaltern begünstigen oder hemmen würden.
Es ist Aufgabe der vorliegenden Erfindung, eine Vorrichtung der gattungsge- mäßen Art vorzuschlagen, mit der die Standzeit der UHT-Anlagen signifikant verlängert und, als Nebeneffekt, der Reinigungsvorgang optimiert und die Sterilisationshäufigkeit reduziert wird.
ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
Diese Aufgabe wird durch eine Vorrichtung mit den Merkmalen des Anspruchs 1 gelöst. Vorteilhafte Ausführungsformen der vorgeschlagenen Vorrichtung sind Gegenstand der Unteransprüche.
Die vorgeschlagene Vorrichtung gemäß der Erfindung ist Teil des sog. Rohrbündel-Wärmeaustauschers, der in der Regel aus einer Vielzahl von Rohrbündeln besteht, von denen jedes mehrere parallel geschaltete Innenrohre mit einem gemeinsamen Eintritt und einem gemeinsamen Austritt für ein zu erhitzendes Produkt aufweist. Die jeweilige Gruppe von Innenrohren wird von einem Außenmantel umschlossen, der jeweils nahe der Enden mit einem radial ein- bzw. ausmündenden Anschlussstutzen für ein Wärmeträgermedium versehen ist, das einen vom Außenmantel gegenüber den Innenrohren begrenzten Außenkanal im Gegenstrom zur Rohrströmung in einem von den Innenrohren begrenzten Innenkanal durchströmt.
Die erfinderische Lösung macht dabei von zwei Mechanismen Gebrauch, nämlich zum einen vom Mechanismus der Erhöhung der Turbulenz in der thermischen und hydraulischen Grenzschicht der Rohrströmung im Innenrohr. Dies gelingt dadurch, dass das jeweilige Innenrohr eines UHT-Erhitzers und nachgeordneten UHT-Heißhalters wenigstens auf der Oberfläche seiner Rohrinnenwand Makro- Rauhigkeits-Strukturen MR aufweist, die in einem Anstellwinkel 35 > α > 25 Grad gegenüber der Längsachse des Innenrohres orientiert sind. Daraus resultiert wiederum ein turbulenter Impulsaustausch quer zur Hauptströmungsrichtung im Bereich der thermischen und hydraulischen Grenzschicht, wodurch die Bildung von Produktansätzen gehemmt wird. Derartige Makro-Rauhigkeits-Strukturen müssen so beschaffen sein, dass sie aus der laminaren Unterschicht der Grenzschicht herausragen und somit den gewünschten Impulsaustausch generieren bzw. begünstigen. Darüber hinaus müssen diese Makro-Rauhigkeits-Strukturen gegenüber der Hauptströmungsrichtung der Rohrströmung derart orientiert sein, dass die Anlagerung von Produktansätzen nicht begünstigt wird.
Die Erfindung macht weiterhin von einem zweiten Mechanismus Gebrauch, der von der mikroskopischen Beschaffenheit der Oberfläche der Rohrinnenwand des Innenrohres entscheidend geprägt wird. Hier wird vorgeschlagen, dass die derart strukturierte Oberfläche der Rohrinnenwand flächendeckend mittels eines elek- trochemischen Polierverfahrens behandelt ist, das eine Mikro-Oberflächen- Beschaffenheit mR erzeugt, die sich strukturell wie energetisch durch eine reduzierte Neigung für die Anhaftung von Fremdsubstanzen auszeichnet. Dabei geht es allerdings nicht vorrangig um jenes strukturelle Merkmal der Oberfläche, das durch einen sog. Rauhtiefenwert, wie beispielsweise die gemittelte Rauhtiefe Rz oder den arithmetischen Mittenrauhwert Ra (Definition gemäß DIN EN ISO 4287) bestimmt ist. Es ist nämlich ein verbreiteter Trugschluss (s. hierzu G. HENKEL, A-4830 Waidhofen/Thaya; Aufsatz Nr. 35, 2001 , "Moderne Oberflächenbehandlung von hochwertigen Edelstahlrohren für den Wärmetauschereinsatz"; Sonderdruck aus PROCESS, 8. Jahrgang, März 2001 , „Der Schein trügt"), die Qualität einer Metalloberfläche durch Angabe eines Rauhtiefenwertes definieren zu wollen, denn damit wird lediglich eine quantitative Vergleichsgröße angegeben, die eine echte Vorstellung von der effektiven Oberflächengestalt und sonstigen -beschaffenheit nicht vermitteln kann.
Die Verhinderung der Belagbildung auf Edelstahl-Oberflächen oder wenigstens deren Verminderung oder Hemmung, die sich die vorliegende Erfindung mit Blick auf die Verlängerung der Standzeit bzw. die Reduzierung der Reinigungs- und Sterilisationszeit zum vorrangigen Ziel gesetzt hat, werden im Wesentlichen durch die physikalischen Verhältnisse an der Oberfläche bestimmt. Hier sind insbesondere die mikroskopischen Bindungsmechanismen der Kontaminationen an die Oberfläche von Interesse. Dies sind neben Van-der-Waals-Kräften vor allem Brückenbindungen und auch mechanische Verankerungen.
Einfach standardisierte Innenoberflächenausführungen der Edelstahlrohre, wie sie beispielsweise durch Kaltziehen oder Walzen und anschließendes Glühen und Beizen entstehen, wobei im Sonderfall diese Oberflächen zusätzlich auch noch mechanisch geschliffen sein können, sind in der Weise relativ aktiv, dass es zwischen der Oberfläche und dem fließenden Medium, dem Produkt, speziell auch bei turbulenter Strömung, in der strömungstechnisch beruhigten Grenzschicht, der laminaren Unterschicht, zu sogenannten chemo-physikalischen Reak- tionen von Medienpartikeln mit den Berührungsflächen kommt. Dadurch baut sich auf der Edelstahloberfläche, punktförmig wachsend, eine Belagschicht auf, welche dem Charakter nach eine Zwischen- oder Grenzschicht darstellt, in der sich Partikel bevorzugt verankern und sodann weitere Partikel des Mediums sich anlagern, wodurch letztlich geschlossene Schichtenbildung entsteht. Im vorliegenden Falle sind es bei UHT-Erhitzungsanlagen die Anlagerungen von potenziell Ansatz bildenden Substanzen.
Erfindungsgemäß wird nun eine Mikro-Oberflächen-Beschaffenheit mR vorgeschlagen, die mehr die energetische als die strukturelle Beschaffenheit der jewei- ligen Edelstahloberfläche verändert. Dies gelingt durch fachgerechtes elektrochemisches Polieren (s. hierzu Firmendruckschrift HENKEL Beiz- und Elektropo- liertechnik, A-3830 Waidhofen/Thaya, „Die Oberfläche sichert den Wert des Bauteils").
Zur Darstellung der Wirksamkeit der vorgeschlagenen Maßnahme werden nachfolgend vergleichende quantitative Angaben gemacht. Diese Angaben resultieren aus Versuchen an Edelstahlrohren mit einer Oberflächenbehandlung der vorgenannten Art, wobei auch die elektrochemisch polierten, ebenso wie die nicht derart behandelten, im Ausgangszustand mechanisch geschliffen waren. In Rohrbündel-Wärmeaustauschern der UHT-Anlagen der gattungsgemäßen Art kommen aus Kostengründen in der Regel längsnahtgeschweißte Edelstahlrohre zur Anwendung, die wegen der durchgehenden axialen Schweißnaht innenseits zusätzlich kalibriert, nicht jedoch, wie vorstehend erwähnt, zusätzlich mechanisch geschliffen werden. Die Versuchsergebnisse lassen sich daher nicht ohne weiteres quantitativ auf die Innenrohre von Rohrbündel-Wärmeaustauschern übertragen, jedoch machen diese Ergebnisse zumindest die qualitative Veränderung der physikalischen Beschaffenheit der Oberfläche der Rohrinnenwand durch elektrochemisches Polieren deutlich.
Durch das elektrochemische Polieren wird die Oberfläche dieser Rohre zum einen mit einer lückenlosen Passivschicht überzogen, wobei diese aus einer relativ dicken Chromoxidschicht besteht (> 2 nm gegenüber < 1 nm bei der Ausführung mit mechanischem Vorschliff, ohne elektrochemisches Polieren). Zum anderen ist die Oberfläche infolge des belastungsfreien elektrochemischen Polierabtrages praktisch spannungsfrei und zeigt ein werkstofftypisches, spezifisches Energieni- veau von etwa 1,3 N/m (gegenüber ca. 2,2 N/m bei mechanischem Vorschliff). Passivierung und Reduzierung des Energieniveaus ergeben in erster Linie die reduzierte Neigung für die Anhaftung von Fremdsubstanzen, d.h. die signifikant stark verminderte Belagsneigung.
Der durch das elektrochemische Polierverfahren bewirkte Abtrag liegt bei etwa 10 bis 15 μm, wodurch sich gezeigt hat, beispielsweise belegt durch eine Untersuchung (G. HENKEL), dass 1 cm2 projizierte Oberfläche dann etwa 2,5 bis 4 cm2 wahre Oberfläche hat (gegenüber 12 bis 14 cm2 bei mechanischem Vorschliff). Die strukturelle Mikro-Oberflächen-Beschaffenheit mR hat auch Einfluss auf die Pruduktansatzbildung, wobei sich diese Beschaffenheit kaum auf den Mittenrauhwert Ra auswirkt, der in der Untersuchung bei der elektrochemisch polierten Oberfläche bei Ra = 0,2 bis 0,25 μm und bei der Oberfläche mit mechanischem Vorschliff bei Ra = 0,3 bis 0,5 μm lag. Es ist weiterhin bekannt, dass die Neigung zur Ansatzbildung gehemmt wird, wenn die topographischen Untiefen einer Oberfläche, deren Anzahl in Relation zu der vorgenannten wahren Oberfläche steht, wenigsten gleich, besser kleiner als die repräsentative Größe der sich in unerwünschter Weise anlagernden Partikel ist. Bei der Milcherhitzung bestehen die Produktansätze aus Proteinen mit einer Größe von 1 bis 2 μm, Mikroorganismen >1 ,5 μm und Zucker und Salzen im Bereich von 0,7 bis 0,8 μm.
Längsnahtgeschweißte Innenrohre aus Walzstahl mit anschließender Kalibrierung, wie sie in den Rohrbündel-Wärmeaustauschern der in Rede stehenden Art üblicherweise bislang zur Anwendung kommen, weisen in der Regel Mittenrauh- werte Ra < (0,7 bis 0,8) μm und im Bereich der Schweißnaht etwa Ra ≤ 1 ,2 μm auf.
Die nachfolgende Tabelle belegt den vorstehenden Sachverhalt am Beispiel des Keimwachstums auf rostfreiem Edelstahl 1.4301 in Abhängigkeit vom Bearbeitungsverfahren der Oberfläche und von der Zeit:
Tabelle
Das mit der Erfindung verfolgte Ziel, nämlich die Standzeit der in Rede stehenden UHT-Erhitzungsanlagen zu verlängern und die Reinigungs- und Sterilisationszeit zu verkürzen, ist in signifikanter Weise durch die Kombination der beiden vorstehend beschriebenen Maßnahmen zu erreichen, die ihre gewünschte Wirksamkeit einmal durch die Makro-Rauhigkeits-Strukturen MR außerhalb der laminaren Un- terschicht und zum andern durch die Mikro-Oberflächen-Beschaffenheit mR im Wesentlichen innerhalb der laminaren Unterschicht der Strömungsgrenzschicht im Innenrohr beziehen.
Die Wirksamkeit der vorgeschlagenen erfinderischen Maßnahmen sei an folgendem im Praxistest ermittelten Ergebnis quantitativ abzulesen.
• Ohne die erfinderischen Maßnahmen stellt sich am Milchaustritt des UHT- Erhitzers mit jeweils sieben parallel geschalteten Innenrohren Φ14 x 1 mm bei einer mittleren Strömungsgeschwindigkeit im Innenrohr von v = 2,4 m/s (Re « 28.000) nach 20-stündiger Betriebszeit eine Temperaturdifferenz zwischen Wärmeträgermedium und Milch von Δθ = θa - θE = 12 Grad Celsius ein.
• Durch die erfinderischen Maßnahmen wird unter ansonsten gleichen Bedingungen an dieser Stelle eine Temperaturdifferenz Δθ = 7 Grad Celsius erreicht, sodass im Vergleich zum Glatt-Rohr die Standzeit noch um einige Stunden verlängert werden kann, bis vergleichbare Temperaturverhältnisse vorliegen, die eine Unterbrechung des Betriebs der Anlage erfordern.
Neben den beiden vorstehend beschriebenen Maßnahmen gemäß der Erfindung, die die strukturelle und die physikalische Beschaffenheit der Oberfläche der Rohr- innenwand prägen, wird weiter vorgeschlagen, die Vorrichtung mit einer turbulenten Strömung im Innenrohr zu betreiben, deren Reynolds-Zahl Re im Bereich 35.000 < Re ≤ 45.000 liegt. Dieser Grad der Turbulenz sorgt für einen forcierten Impulsaustausch und Scherkräfte im wandnahen Bereich der Strömungsgrenzschicht, wodurch die Neigung zur Produktansatzbildung weiter reduziert und da- durch die Standzeit der Rohrbündel-Wärmeaustauscher weiter erhöht wird. Das bedeutet beispielsweise für ein Innenrohr mit Φ14 x 1 mm und in Anwendung auf Milch (v = 1 10"6 m2/s), dass die mittlere Strömungsgeschwindigkeit v im Innenrohr im Bereich von v = 2,9 bis 3,75 m/s liegt. Aus der Wärmeübertragungstechnik ist bekannt, den Wärmeübergang im Vergleich zum sog. Glatt-Rohr durch Profilierung der wärmeübertragenden Rohrinnen- und Rohraußenfläche zu verbessern. Hierzu werden schraubengangförmige Vertiefungen durch Umformtechniken in die Rohrwand eingebracht, wodurch zur Erzeugung dieser gewünschten Makro-Rauhigkeits-Strukturen keine zusätzliche Materialdicke, wie beispielsweise beim bekannten Rippenrohr, erforderlich ist. Dies bedeutet, dass eine außenseitig angebrachte Vertiefung innenseitig eine entsprechende Erhöhung darstellt. Die so verformten dünnwandigen Rohre werden als sog. Drallrohre bezeichnet (Firmendruckschrift der Firma hde Solutions GmbH, Menden, DE, Drallrohr TURBO HELIX). Es hat sich gezeigt, dass die Wärmedurchgangszahl k bei einem Drallrohr Φ14 x 0,8 mm und einer sog. Dralltiefe t = 0,75 mm, einem Wärmeaustausch Wasser gegen Wasser, einer mittleren Strömungsgeschwindigkeit von
1 m/s innen und außen und bei einem Drallwinkel δ = 45 Grad um ca. 60 bis 65 % gegenüber dem Glatt-Rohr unter sonst vergleichbaren Bedingungen ansteigt.
Dieser an sich bekannte Effekt der Turbulenzerhöhung in der thermischen und hydraulischen Grenzschicht ist jedoch nicht ohne weiteres quantitativ auf die Problematik der Produktansatzbildung im Innenrohr von UHT-Erhitzungsanlagen zu übertragen. Das wärmetechnische Optimum, das bei dem vorstehend erwähnten Drallwinkel δ = 45 Grad liegt, wobei der Drallwinkel dem Steigungswinkel der schraubengangförmigen Profilierung entspricht, führt in nicht voraussehbarer Weise zu keiner Verminderung des Produktansatzes im Vergleich zum entsprechenden Glatt-Rohr. Es hat sich vielmehr herausgestellt, dass, abweichend von den Erkenntnissen auf dem Gebiet der Wärmeübertragungstechnik, ein Drallwinkel im Bereich von δ = 60 Grad vorzusehen ist, mit dem gegenüber dem vergleichbaren Glatt-Rohr eine deutliche Reduzierung der Ansatzbildungsgeschwindigkeit zu erreichen ist. Ein Drallwinkel von δ = 60 Grad bedeutet, dass die Makro-Rauhigkeits-Strukturen, im vorliegenden Falle die schraubengangförmigen Ver- tiefungen, gegenüber der Längsachse des Innenrohres, um einen Anstellwinkel α = 30 Grad orientiert sind (α = 90 Grad - δ). Brauchbare Ergebnisse liefern auch noch Drallwinkel im Bereich von δ = 60 ± 5 Grad, d.h. Anstellwinkel im Bereich von α = 30 ± 5 Grad.
Es kann von Vorteil sein, eine Dralltiefe t und eine Drallbreite b, die jeweils die Drallung eines Drallrohres kennzeichnen, produktspezifisch auszulegen. Zu diesem Zweck sieht die Erfindung vor, dass die Drallung, produktspezifisch vorwählbar, eine Dralltiefe t und eine Drallbreite b aufweist. Es wird in diesem Zusammenhang weiterhin vorgeschlagen, das Drallrohr eingängig mit einer Ganghöhe HG auszubilden.
Da ein mit einem erfindungsgemäßen Drallwinkel von ca. δ = 60 Grad ausgelegtes Drallrohr nur einen Teil der Oberfläche des Innenrohres mit den erwünschten Makro-Rauhigkeits-Strukturen MR erfasst, sieht eine Weiterbildung der Vorrichtung gemäß der Erfindung vor, dass das Drallrohr mehrgängig mit einer Gangzahl g und jeweils mit einer Ganghöhe HG ausgebildet ist. Auf diese Weise ist es möglich, die gesamte Oberfläche des Innenrohres mit den erwünschten Makro- Rauhigkeits-Strukturen zu belegen. Gemäß einer weiteren vorteilhaften Ausführungsform wird die vollständige Belegung der Oberfläche des Innenrohres dann erreicht, wenn sich die Drallbreite b aus der durch die Gangzahl g geteilten Gang- höhe HG ergibt (b = HG/g).
Wie vorstehend dargelegt wurde, ist der kritische Bereich einer UHT-Erhitzungsanlage in Bezug auf Produktansätze im Bereich der UHT-Erhitzer und UHT-Heiß- halter zu sehen. Produktansätze zeigen sich jedoch auch in anderen Bereichen einer UHT-Erhitzungsanlage. Um auch hier die Standzeit zu verlängern und den Reinigungsaufwand zu reduzieren, wird vorgeschlagen, dass auch die Innenrohre der dem UHT-Erhitzer und UHT-Heißhalter vor- und nachgeschalteten Rohrbündel-Wärmeaustauscher der UHT-Anlage, soweit sie in einem Temperaturbereich oberhalb von 100 Grad Celsius betrieben werden, mit den Makro-Rauhigkeits- Strukturen MR und der Mikro-Oberflächen-Beschaffenheit mR gemäß der Erfindung versehen sind. KURZBESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN
Ausführungsbeispiele der Vorrichtung gemäß der Erfindung sind in der Zeichnung dargestellt und werden nachfolgend beschrieben. Es zeigen
Figur 1 einen Mittelschnitt durch ein sog. Rohrbündel als modularer Teil eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers, auf dessen Innenrohre die erfindungsgemäßen Maßnahmen Anwendung finden; Figur 2 . in Ansicht einen Ausschnitt aus einem als fünfgängiges Drallrohr aus- geführten Innenrohr, wie es in dem Rohrbündel gemäß Figur 1 zur
Anwendung kommt; Figur 3 in vergrößerter Darstellung einen Mittelschnitt durch das Drallrohr gemäß Figur 2 im Bereich einer dort gekennzeichneten Einzelheit „X"; Figur 4 in Ansicht einen Ausschnitt aus einem als eingängiges Drallrohr aus- gebildeten Innenrohr, das ansonsten die gleichen Abmessungsverhältnisse wie jenes gemäß Figur 2 besitzt und Figur 5 in Ansicht einen Ausschnitt aus einem Drallrohr in einer dritten Ausführungsform, wobei die Drallung kreuzgedrallt unter einem Drallwinkel von jeweils δ = 60 Grad ausgeführt ist.
BEZUGSZEICHENLISTE DER VERWENDETEN ABKÜRZUNGEN
1 Rohrbündel
2 Außenmantel
2' Außenkanal
2a festlagerseitiger Außenmantelflansch
2b loslagerseitigerAußenmantelflansch
3; 3* Innenrohr
3' Innenkanal
3a Rohrinnenwand
3* Drallrohr
3a* Drallung
4.1 erstes Gehäuse
4a erster Anschlussstutzen
4a* erster Querkanal 4.2 zweites Gehäuse
4b zweiter Anschlussstutzen
4b* zweiter Querkanal
5 festlagerseitiger Austauscherflansch 5a erste Anschlussöffnung
5b erster konischer Übergang
5c erster erweiterter Durchtrittsquerschnitt
6 loslagerseitiger Austauschelflansch
7 festlagerseitige Rohrträgerplatte (Rohrspiegelplatte) 8 loslagerseitige Rohrträgerplatte (Rohrspiegelplatte)
8a zweite Anschlussöffnung
8b zweiter konischer Übergang
8c . zweiter erweiterter Durchtrittsquerschnitt
8d loslagerseitiger Anschlussstutzen 9 Flachdichtung
10 O-Ring
11 Verbindungsbogen b Drallbreite c Strömungsgeschwindigkeit im Außenmantel (Außenkanal) dhydr hydraulischer (gleichwertiger) innerer Durchmesser des Innenrohres g Gangzahl k Wärmedurchgangszarrl mR Mikro-Oberflächen-Beschaffenheit Δpv Druckverlust t Dralltiefe v mittlere Strömungsgeschwindigkeit im Innenrohr (Innenkanal)
A Austritt
Ao Nenndurchtrittsquerschnitt E Eintritt
Da Rohraußendurchmesser
Dj Rohrinnendurchmesser
DN Nenndurchmesser
HG Ganghöhe MR Makro-Rauhigkeits-Strukturen
P Produkt (temperaturbehandelte Seite)
Ra Mittenrauhwert
R2 Rauhtiefe
Re Reynolds-Zahl der Strömung im Innenrohr (Re = dhyd. v/v) W Wärmeträgermedium α Anstellwinkel (α = 90 - δ) δ Drallwinkel (δ = 90 - α) v kinematische Zähigkeit des Produktes θa Austrittstemperatur des Wärmeträgermedium θE Eintrittstemperatur des Produktes
Δθ = θa - θE Temperaturdifferenz am Produkteintritt DETAILLIERTE BESCHREIBUNG
Ein Rohrbündel 1 (Figur 1; siehe auch DE-U-94 03 913) besteht in seinem mittleren Teil aus einem einen Außenkanal 2' begrenzenden Außenmantel 2 mit einem, bezogen auf die Darstellungslage, linksseitig angeordneten festlagerseitigen Außenmantelflansch 2a und einem rechtsseitig angeordneten loslagerseitigen Außenmantelflansch 2b. An letzterem schließt sich ein von einem ersten Gehäuse 4.1 begrenzter erster Querkanal 4a* mit einem ersten Anschlussstutzen 4a und an den festlagerseitigen Außenmantelflansch 2a schließt sich ein von einem zweiten Gehäuse 4.2 begrenzter zweiter Querkanal 4b* mit einem zweiten Anschlussstut- zen 4b an. Eine Anzahl von sich achsparallel zum Außenmantel 2 durch den Außenkanal 2' erstreckenden, gemeinsam einen Innenkanal 3' bildenden Innenrohre 3, 3* beginnend mit vier und danach auch bis neunzehn ansteigend und ggf. auch mehr an der Zahl, sind endseitig jeweils in einer festlagerseitigen Rohrträgerplatte 7 bzw. einer loslagerseitigen Rohrträgerplatte 8 (beide auch als Rohr- spiegelplatte bezeichnet) abgestützt und an ihrem Rohraußendurchmesser Da in dieser verschweißt, wobei diese Gesamtanordnung über eine nicht näher bezeichnete Öffnung am zweiten Gehäuse 4.2 in den Außenmantel 2 eingeführt und über einen festlagerseitigen Austauscherflansch 5 mit dem zweiten Gehäuse 4.2 unter Zwischenschaltung von jeweils einer Flachdichtung 9 zusammengespannt ist (Festlager 5, 7, 4.2).
Die beiden Gehäuse 4.1, 4.2 sind gegenüber dem jeweils benachbarten Außenmantelflansch 2b, 2a ebenfalls mit einer Flachdichtung 9 abgedichtet, wobei das rechtsseitig angeordnete erste Gehäuse 4.1 in Verbindung mit dem Außenmantel 2 über einen loslagerseitigen Austauscherflansch 6 unter Zwischenschaltung eines O-Ringes 10 gegen das linksseitig angeordnete Festlager 5, 7, 4.2 gepresst wird. Die loslagerseitige Rohrträgerplatte 8 greift durch eine nicht näher bezeichnete Bohrung im loslagerseitigen Austauscherflansch 6 hindurch und findet gegenüber letzterem ihre Abdichtung mittels des dynamisch beanspruchten O- Ringes 10, der darüber hinaus das erste Gehäuse 4.1 statisch gegen den loslagerseitigen Austauscherflansch 6 abdichtet. Letzterer und die loslagerseitige Rohrträgerplatte 8 bilden ein sog. Loslager 6, 8, welches die Längenänderungen der in der loslagerseitigen Rohrträgerplatte 8 eingeschweißten Innenrohre 3, 3* infolge Temperaturänderung in beiden axialen Richtungen zulässt.
Abhängig von der Anordnung des jeweiligen Rohrbündels 1 im Rohrbündel-Wärmeaustauscher und seiner jeweiligen Beschaltung können die Innenrohre 3, 3*, bezogen auf die Darstellungslage, entweder von links nach rechts oder umgekehrt von einem zu erhitzenden Produkt P durchströmt werden, wobei die mittlere Strömungsgeschwindigkeit im Innenrohr 3, 3* und damit im Innenkanal 2' mit v gekennzeichnet ist. Die querschnittsmäßige Auslegung erfolgt in der Regel derart, dass diese mittlere Strömungsgeschwindigkeit v auch in einem Verbindungsbogen 11 vorliegt, der einerseits mit dem festlagerseitigen Austauscherflansch 5 und andererseits mittelbar mit einem mit der loslagerseitigen Rohrträgerplatte 8 fest verbundenen loslagerseitigen Anschlussstutzen 8d verbunden ist. Mit den beiden Verbindungsbogen 11 wird das in Rede stehende Rohrbündel 1 mit dem jeweils benachbarten Rohrbündel in Reihe geschaltet. Daher bildet einmal der festlagerseitige Austauscherflansch 5 einen Eintritt E für das Produkt P und der loslagerseitige Anschlussstutzen 8d beherbergt einen dazugehörenden Austritt A; beim jeweils benachbarten Rohrbündel kehren sich diese Ein- und Austrittsverhältnisse jeweils entsprechend um. Der festlagerseitige Austauscherflansch 5 weist eine erste Anschlussöffnung 5a auf, die einerseits einem Nenndurchmesser DN und damit einem Nenndurchtrittsquerschnitt Ao des dort angeschlossenen Verbin- dungsbogens 11 entspricht und die andererseits so bemessen ist, dass dort die der mittleren Strömungsgeschwindigkeit v im Innenrohr 3, 3* bzw. Innenkanal 3' entsprechende Strömungsgeschwindigkeit vorliegt. In gleicher Weise ist auch eine zweite Anschlussöffnung 8a in dem loslagerseitigen Anschlussstutzen 8d bemessen, wobei sich die jeweilige Anschlussöffnung 5a bzw. 8a auf einen jeweils erweiterten Durchtrittsquerschnitt 5c bzw. 8c im Bereich zur benachbarten Rohrträgerplatte 7 bzw. 8 durch einen konischen Übergang 5b bzw. 8b erweitert. Es hat sich als zweckdienlich herausgestellt, die mittlere Strömungsgeschwindigkeit v im Innenrohr 3, 3* so weit gegenüber den bisherigen Auslegungsempfehlungen (15.000 < Re < 30.000) zu erhöhen, dass dort eine turbulente Rohrströmung mit einer Reynolds-Zahl Re, die mit dem Rohrinnendurchmesser Dj = dhydr (s. auch Figur 2) berechnet wird, im Bereich 35.000 ≤ Re < 45.000 gegeben ist.
In Abhängigkeit von der Richtung der Strömungsgeschwindigkeit v im Innenrohr 3, 3* strömt das zu behandelnde Produkt P entweder über die erste Anschlussöffnung 5a oder die zweite Anschlussöffnung 8a dem Rohrbündel 1 zu, sodass ent- weder die festlagerseitige Rohrträgerplatte 7 oder die loslagerseitige Rohrträgerplatte 8 angeströmt wird. Da in jedem Falle ein Wärmeaustausch zwischen Produkt P in den Innenrohren 3, 3* und einem Wärmeträgermedium W im Außenmantel 2 im Gegenstrom zu erfolgen hat, strömt dieses Wärmeträgermedium W entweder dem ersten Anschlussstutzen 4a oder aber dem zweiten Anschlussstut- zen 4b mit einer Strömungsgeschwindigkeit c zu. Für den Fall, dass das Produkt P dem Rohrbündel 1 über die erste Anschlussöffnung 5a zuströmt, so würde hier eine Eintrittstemperatur des Produktes θE vorliegen. Dementsprechend würde das Wärmeträgermedium W den Außenmantel 2 im Gegenstrom über den zweiten Anschlussstutzen 4b mit einer Austrittstemperatur des Wärmeträgermediums θA verlassen. Die im Bereich des zweiten Anschlussstutzens 4b vorliegende Temperaturdifferenz am Produkteintritt Δθ = θa - θE stellt in der Praxis, neben dem vorstehend erwähnten Druckverlust Δpv in den Innenrohren 3, 3* einen zuverlässigen Indikator über den Grad der Produktansatzbildung in den Innenrohren 3, 3* dar.
Die vorgeschlagene Vorrichtung gemäß der Erfindung findet ihren Niederschlag in der Ausgestaltung der Oberfläche der Rohrinnenwand 3a der jeweiligen Innenrohre 3, 3* wobei das jeweils in Frage kommende Innenrohr 3, 3* das den Rohraußendurchmesser Da aufweist, in Form eines sog. Drallrohres 3* ausgebildet ist (siehe auch Figuren 2 bis 5). Ein fünfgängiges Drallrohr 3* (g = 5; Figur 2) mit dem Rohraußendurchmesser Da und dem Rohrinnendurchmesser Di weist einen Drallwinkel δ auf (Steigungswinkel der schraubengangförmigen Profilierung), der im Bereich zwischen 55 und 65 Grad angesiedelt ist. Eine sog. Drallung 3a*, die durch eine Dralltiefe t und eine Drallbreite b definiert ist (Figur 3), bildet die gewünschte Makro-Rauhigkeits- Struktur MR, die sich über die laminare Unterschicht der Grenzschicht innerhalb der Rohrströmung im Innenrohr 3, 3* hinaus erhebt und für die erhöhte Turbulenz und den gewünschten Impulsaustausch sorgt. Aus Figur 2 ist ersichtlich, dass die Makro-Rauhigkeits-Struktur MR einen Anstellwinkel σ = 90 - δ gegenüber der Längsachse des Drallrohres 3* bildet, wobei dieser Anstellwinkel α, komplementär zum Drallwinkel δ, bevorzugt in einem Bereich 35 > α > 25 Grad ausgeführt ist. Ein diesbezüglich bemessener Anstellwinkel α führt zu einer Hemmung des Pro- duktansatzes, während beispielsweise ein hinsichtlich Wärmübergang optimierter Drallwinkel δ = 45 Grad, dementsprechend ein Anstellwinkel α = 45 Grad, zu kei- ner Hemmung der Produktansatzbildung im Vergleich zu einem entsprechenden Glatt-Rohr, sondern vielmehr zu einem verstärkten Produktansatz führt. Falls sich die Drallbreite b aus einer durch die Gangzahl g geteilten Ganghöhe HG ergibt (b = HG/g), wie das bei der Ausführungsform des Drallrohres 3* gemäß Figur 2 der Fall ist, so ist die Oberfläche der Rohrinnenwand 3a des Drallrohres 3* vollstän- dig mit der gewünschten Makro-Rauhigkeits-Struktur MR überzogen.
Die durch die Makro-Rauhigkeits-Struktur MR strukturierte Oberfläche der Rohrinnenwand 3a des Drallrohres 3* ist darüber hinaus flächendeckend mittels eines elektrochemischen Polierverfahrens behandelt, das eine Mikro-Oberflächen- Beschaffenheit mR erzeugt, die sich strukturell wie energetisch durch eine reduzierte Neigung für die Anhaftung von Fremdsubstanzen auszeichnet. Dabei findet das fachgerechte elektrochemische Polierverfahren in der Regel Anwendung auf einfach standardisierte Innenoberflächenausführungen des als Edelstahlrohr ausgeführten Innenrohres 3, 3* wobei es sich bei dem Edelstahl vorzugsweise um austenitische Chromnickelstahllegierungen handelt. Bei dem dem elektrochemischen Polieren zugeführten Edelstahlrohr handelt es sich in der Regel um längs- nahtgeschweißte und, wegen dieser Längsnaht, kalibrierte und anschließend blank gebeizte Rohre. Das Ausgangsblech für die Rohrherstellung wurde in der Regel kalt gewalzt, geglüht und chemisch gebeizt. Das Verarbeiten der Rohre im Rohrbündel 1 erfolgt zweckmäßig nach dem elektrochemischen Polieren; eine mechanische Nacharbeit der Rundschweißnähte findet nicht statt. Vor dem elektrochemischen Polieren liegt der Mittenrauhwert für die Oberfläche bei Ra < (0,7 bis 0,8) μm und im Bereich der Längsschweißnaht bei Ra < 1 ,2 μm.
Wie vorstehend dargelegt, wird durch den elektrochemischen Abtrag von der Oberfläche deren Rauheit zwar reduziert, dieser Aspekt hat jedoch auf die hier angestrebte Mikro-Oberflächen-Beschaffenheit mR, nämlich die Reduzierung der Neigung für die Anhaftung von Fremdsubstanzen auf der Oberfläche, nur einen relativ untergeordneten Einfluss. Die durch das elektrochemische Polieren erzeugten Einflussfaktoren sind, im Vergleich zur unbehandelten Ausgangsober- fläche, im wesentlichen die Reduzierung der wahren Oberfläche gegenüber der projizierten, die Reduzierung des Energieniveaus der Oberfläche (Oberflächenspannung) und die lückenlose, chromoxidreiche Passivschicht (Passivierung).
Bei einem eingängig ausgebildeten Drallrohr 3* (Figur 4), welches die gleiche Ganghöhe HG und Drallbreite b wie jenes gemäß Figur 2 aufweist, ist im Vergleich zu letzterem nur etwa 1/5 der Oberfläche der Rohrinnenwand 3a mit der Makro- Rauhigkeits-Struktur MR belegt, während sich die Mikro-Oberflächen-Beschaffen- heit mR aufgrund der Behandlung mittels des elektrochemischen Polierverfahrens flächendeckend über die gesamte Oberfläche erstreckt. Welcher Grad der Ober- flächenbelegung durch Makro-Rauhigkeits-Strukturen MR anzustreben oder erforderlich ist, hängt von den produktspezifischen Erfordernissen ab. So lange eine Erhöhung des Anteils der von Makro-Rauhigkeits-Strukturen MR belegten Oberfläche noch eine Standzeitverlängerung ergibt, wird man die als Drallrohr 3* ausgeführten Innenrohre mit der hierfür erforderlichen mehrgängigen Drallung 3a* ausstatten. Ist dies nicht mehr der Fall, dann kann eine weitere Belegung der Oberfläche bis hin zur vollständigen Belegung mit der Bedingung HG = b g unter- bleiben. Das elektrochemische Polieren erstreckt sich stets flächendeckend über die gesamte Oberfläche der Rohrinnenwand 3a, unabhängig davon, wie hoch der Belegungsgrad mit Makro-Rauhigkeits-Strukturen MR ist.
Falls gleichzeitig mit der Hemmung des Produktansatzes an der Rohrinnenwand 3a des Innenrohres 3, 3* auch noch, produktspezifisch bedingt, eine Intensivierung des Wärmeüberganges angestrebt wird, kann auch ein kreuzgedralltes Drallrohr 3*, wie es Figur 5 ausschnittsweise darstellt, von Vorteil sein, wenn der Drallwinkel δ jeweils zwischen 55 und 65 Grad liegt.

Claims

Patentansprüche
1. Vorrichtung zur Verlängerung der Standzeit eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers in indirekt beheizten UHT-Anlagen für Nahrungsmittel, insbesondere für Milch oder Milchprodukte, bestehend aus einem Rohrbündel-Wärmeaustauscher, der einen von einem Außenmantel (2) umgebenen Außenkanal (2') aufweist, mit einer Anzahl von sich achsparallel zum Außenmantel (2) durch den Außenkanal (2') erstreckenden, gemeinsam als Rohrbündel (1) einen Innenkanal (3') bildenden, endseitig jeweils in einer Rohrträgerplatte (7, 8) abgestützten Innenrohren (3; 3*), mit einem für alle Innenrohre (3; 3*) gemeinsamen Eintritt (E) und einem gemeinsamen Austritt (A) für ein zu erhitzendes Produkt (P), und mit in den Außenkanal (2') nahe der Enden des Außenmantels (2) und der Rohrträgerplatten (7, 8) radial ein- bzw. ausmündenden Anschlussstutzen (4a, 4b) mit je einem Querkanal (4a* 4b*) für ein Wärmeträgermedium (W), wobei das jeweilige Innenrohr (3; 3*) wenigstens auf der Oberfläche seiner Rohrinnenwand (3a) relativ große Makro-Rauhigkeits- Strukturen (MR) aufweist, die in einem Anstellwinkel (α) gegenüber der Längsachse des Innenrohres (3; 3*) orientiert sind, dadurch gekennzeichnet,
• dass die durch Makro-Rauhigkeits-Strukturen (MR) strukturierte Oberfläche der Rohrinnenwand (3a) flächendeckend mittels eines elektrochemischen Polierverfahrens behandelt ist, das eine Mikro-Oberflächen-Beschaffen heit (mR) erzeugt, die sich strukturell wie energetisch durch eine reduzierte Neigung für die Anhaftung von Fremdsubstanzen auszeichnet,
• dass der Anstellwinkel (α) im Bereich 35 > α > 25 Grad ausgeführt ist und
• dass die jeweiligen Innenrohre (3; 3*) in einem UHT-Erhitzer und in einem nachgeordneten UHT-Heißhalter vorgesehen sind.
2. Vorrichtung nach Anspruch 1 , dadurch gekennzeichnet, dass die Reynolds-Zahl (Re) der Rohrströmung im Innenrohr (3; 3*) im Bereich 35.000 < Re < 45.000 liegt.
3. Vorrichtung nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass das Innenrohr (3; 3*) als Rohr mit schraubengangförmiger innen- und außenseitiger Profilierung, als sog. Drallrohr (3*), ausgebildet ist, dessen Drallung (3a*) mit einem Drallwinkel (δ = 90 Grad - α) im Bereich 55 < δ < 65 Grad ausgeführt ist.
4. Vorrichtung nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass die Drallung (3a*), produktspezifisch vorwählbar, eine Dralltiefe (t) und eine Drallbreite (b) aufweist.
5. Vorrichtung nach Anspruch 3 oder 4, dadurch gekennzeichnet, dass das Drallrohr (3*) eingängig mit einer Ganghöhe (HG) ausgebildet ist.
6. Vorrichtung nach Anspruch 3 oder 4, dadurch gekennzeichnet, dass das Drallrohr (3*) mehrgängig mit einer Gangzahl (g) und jeweils mit einer Ganghöhe (HG) ausgebildet ist.
7. Vorrichtung nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, dass sich die Drallbreite (b) aus der durch die Gangzahl (g) geteilten Gang- höhe (HG) ergibt (b = HG/g).
8. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, dass auch die Innenrohre (3; 3*) der dem UHT-Erhitzer und dem UHT- Heißhalter vor- und nachgeschalteten Rohrbündel-Wärmeaustauscher der UHT-Anlage, soweit sie in einem Temperaturbereich oberhalb 100 Grad Celsius betrieben werden, mit den Makro-Rauhigkeits-Strukturen (MR) und der M]kro-Oberflächen-Beschaffenheit (mR) versehen sind.
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