EP3475642A1 - Verfahren zum betrieb eines rohrbündel-wärmeaustauschers zur erhitzung eines temperatursensiblen konzentrats eines lebensmittelprodukts unter hohem druck und rohrbündel-wärmeaustauscher zur durchführung des verfahrens - Google Patents

Verfahren zum betrieb eines rohrbündel-wärmeaustauschers zur erhitzung eines temperatursensiblen konzentrats eines lebensmittelprodukts unter hohem druck und rohrbündel-wärmeaustauscher zur durchführung des verfahrens

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EP3475642A1
EP3475642A1 EP17751998.0A EP17751998A EP3475642A1 EP 3475642 A1 EP3475642 A1 EP 3475642A1 EP 17751998 A EP17751998 A EP 17751998A EP 3475642 A1 EP3475642 A1 EP 3475642A1
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EP
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concentrate
tube
heat exchanger
inner tubes
tube bundle
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Uwe Schwenzow
Ludger LÜTKE SUNDERHAUS
Ulrich ROLLE
Hubert Assing
Ludger Tacke
Dietrich Zimmermann
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Original Assignee
GEA TDS GmbH
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    • F28D7/00—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
    • 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
    • F28D7/163—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 with conduit assemblies having a particular shape, e.g. square or annular; with assemblies of conduits having different geometrical features; with multiple groups of conduits connected in series or parallel and arranged inside common casing
    • F28D7/1669—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 with conduit assemblies having a particular shape, e.g. square or annular; with assemblies of conduits having different geometrical features; with multiple groups of conduits connected in series or parallel and arranged inside common casing the conduit assemblies having an annular shape; the conduits being assembled around a central distribution tube
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Definitions

  • the invention relates to methods for operating a shell and tube heat exchanger for heating a temperature-sensitive concentrate of a food product under high pressure according to the preamble of claim 1 and a tube-bundle heat exchanger for carrying out the method according to the preamble of claim 5.
  • the invention further relates to a method of control
  • temperature-sensitive concentrates should be understood in particular to mean those substrates which have a high content of proteins and dry substances and little water, which easily denature, which in the course of heating experience an increase in viscosity or are subject to gelation and are processed under aseptic conditions into a germ-free end product.
  • Indirect product heating for example in UHT systems (UHT: ultra-high temperature)
  • UHT ultra-high temperature
  • tube bundle heat exchangers in which the heat energy is transmitted through the tube walls of a group of inner tubes.
  • the food product to be treated flows in the inner tubes, while a heat transfer medium, hereinafter referred to as heating medium in the invention, usually by water or water vapor, the annular gap space of a jacket tube, which surrounds the parallel-connected inner tubes, flows through.
  • a related tube bundle heat exchanger is known from DE 94 03 913 U1.
  • DE 10 2005 059 a low pressure level and also shows how a number of tube bundles can be arranged in parallel in this heat exchanger and fluidly connected in series by means of connecting elbow or connecting fittings.
  • a related arrangement shows Figure 1 of this document (prior art).
  • Particularly temperature-sensitive products such as concentrates, in particular with a high dry matter content, require an accurate and rapid temperature adaptation of the product to the required temperature conditions. This results in the requirement that all subsets of a product undergoing heat treatment of the product in question undergo the required same temperature-level profile at the same time and over the same period of time. In other words, this means that all subsets are subject to the same thermal and flow-mechanical conditions for the same residence time.
  • the inner tubes are distributed over the entire circular area of the pipe support plate, with the exception of a narrow central area, and usually distributed over more than one pitch circle.
  • the inner tubes are distributed over the entire circular area of the pipe support plate, with the exception of a narrow central area, and usually distributed over more than one pitch circle.
  • WO 2011/085784 A2 proposes to solve the above-described problem of different residence times in the branching and merging of the flow to arrange all the inner tubes of the tube bundle circular, on a single circle and in an annular space formed as an outer channel of the tube bundle heat exchanger, wherein the parallel flow through inner tubes extend in the longitudinal direction of the outer channel and each end supported in a tube support plate.
  • This arrangement of the inner tubes is combined with a concentric with the pipe support plate at the inlet and at the outlet of the product fixed axially symmetric displacement body.
  • the respective displacement body engages centrally through an exchanger flange associated with the tube carrier plate, wherein the exchanger flange has a connection opening on its side facing away from the associated tube carrier plate.
  • the end regions of the known tube bundle heat exchanger are, at least in each case following the outer channel, mirror-invariably identical in shape and dimension, with this symmetry expressly including the two displacement bodies and the two annular space-shaped channels.
  • congruent flow paths do not mean that the flow trains of the individual subsets are constructed with an unchanged flow velocity which avoids acceleration or deceleration.
  • the annular-space-side outlet channel has a channel passage cross-section at least everywhere in its region between a largest outer diameter of the outlet-side displacement body and the connection opening Total passage cross-section of all parallel-flowed inner tubes corresponds.
  • a shell and tube heat exchanger has been found to be suitable for heating processes of the type in question at the usual, relatively low pressure level.
  • powdery food products in particular dairy products, such as slightly soluble infant foods
  • a so-called drying tower There, a previously concentrated to a certain content of dry matter in an evaporator or an evaporator and then heated in a heater to a defined temperature concentrate in a hot air stream, for example via nozzles, in particular single-material nozzles atomized.
  • pressure atomizer nozzles the emerging from the heater concentrate by means of a high-pressure piston pump, a so-called nozzle pump, with a pressure that can reach up to 350 bar, supplied.
  • Drying tower statics are usually not sufficient to support the heavy duty high pressure piston pump and so install it in close proximity to the atomizer nozzles, which would be desirable for technological and process engineering reasons.
  • a high-pressure piston pump arranged in the vicinity of the pressure atomizer nozzles would operate in this region, the so-called hot space in the head space of the drying tower, at ambient temperatures which are between 75 and 80 ° C. and require an aseptic operation. Further thermal inactivation of microorganisms would also be impossible.
  • the high-pressure piston pump has hitherto been arranged in the lower region of the dryer tower. A significant difference in height between the high-pressure piston pump and the atomiser nozzles is bridged by a riser, which also acts as a hot-break tester on schedule or inevitably.
  • the end product In order to ensure the longest possible and hygienically perfect storage of the powdered food product, the end product must have good solubility and be as germ-free as possible.
  • the required sterility results from the destruction of microorganisms as far as possible for the exiting from the heater concentrate, if this is done with a suitable temperature and holding time course and when included in the consideration of acting as a hot-holding line riser to the Druckzerstäuber nozzles.
  • so-called "low heat powder” a maximum temperature of 77 ° C, of so-called “high heat powder” of about 85 ° C and of so-called “ultra high heat powder” of up to 125 ° C is required.
  • the inevitable mean residence time of the concentrate in the riser after prior high pressure treatment in conjunction with a hot temperature undesirably affects the solubility of the final product.
  • the long hot holding in the riser can lead to uncontrolled denaturation of the concentrate.
  • the average residence time of the concentrate is 42 seconds when it is pumped in a 30 m long DN50 riser with a flow rate of 5,000 liters / h. This usually also means a reduction in the quality of the final product. Denaturing in this regard can, for example, influence the powder quality of baby food in such a way that its complete solubility is no longer ensured and thus an unacceptable lump formation in the prepared baby food occurs.
  • the long residence time at high temperatures leads to chemical reactions in the concentrate and the formation of so-called product fouling on the walls of the riser and in the Druckzerstäuber nozzles, whereby the production time for a given charge concentrate undesirably extended.
  • the temperature in the riser and thus up to the Druckzerstäuber nozzles must not be higher than 65 to 68 ° C. Therefore, the long riser limits the allowable temperature there.
  • the riser acts as a technologically undesirable residence time distance and a hot holder
  • the high pressure piston pump would have to operate sterile, i. the concentrate must be aseptically treated by the pump, which is associated with high costs;
  • a heat exchanger which fulfills the requirements for a sufficiently uniform heat input and for a residence time which is approximately the same for all particles of the concentrate, but at a low pressure level, would in principle be lent a so-called tube bundle heat exchanger of the type described above (DE 10 2013 010 460 A1, DE 10 2005 059 463 A1), which could in principle take the place of the aforementioned monotube.
  • a manifold or a connection fitting for product pressures up to 350 bar for connecting the tube bundles in a relevant tube bundle heat exchanger available (DE 10 2014 012 279 A1), the known embodiments of the tube bundle heat exchangers are not suitable for this high pressure level.
  • the procedural problem is also not solved, which consists in subjecting a concentrate, for example for atomization drying, directly before the pressure atomizing nozzles to a treatment which tends to denature the concentrate, increase the viscosity in the concentrate or Gelation of the concentrate and its deposits diminished and a germ-free, ie microbiologically perfect end product is ensured.
  • the object of the present invention is therefore to overcome the disadvantages of the prior art and to provide a method of the generic type and a shell-and-tube heat exchanger for carrying out the method, which at a high pressure level tends to denature the concentrate, to increase the viscosity in the concentrate or for the gelation of the concentrate and to reduce deposits of the same and a germ-free, ie Ensure microbiologically perfect end product.
  • the present invention is based on a tube bundle heat exchanger, as described in its basic structure in DE 10 2013 010 460 A1.
  • This has at least one tube bundle, which consists of a number of parallel, inside each of the concentrate flowed through inner tubes.
  • the inner tubes are annular in shape, arranged on a single circle, they are supported at the end in each case in a first and a second tube carrier plate and they extend in the longitudinal direction of an annular channel formed as an outer channel, which is traversed by a heating medium.
  • the arrangement of the inner tubes is preferably carried out in the outer edge region of the respective tube support plate.
  • the inner tubes have a common inlet, which is formed in a first exchange flange connected to the first tube carrier plate in the form of a first connection opening arranged centrally there relative to an axial axis of symmetry of the tube bundle, and they have a common outlet which is in one with the second Pipe support plate connected second exchanger flange in the form of a likewise centrally arranged there second connection opening is formed. Furthermore, the inner tubes end fluidly at least on the outlet side in a circumferential annular space, which is formed in the second tube support plate and / or the second Ausauscherflansch.
  • the encircling annular space is fluidly connected to the second connection opening via an annular outlet-side channel, and the annular outlet-side channel is bounded radially on the outside by the second exchanger flange and radially on the inside by a displacement body arranged axially symmetrically on the second tube carrier plate.
  • the annular space-side outlet-side channel has a defined extension length and a defined length-dependent profile of its channel passage cross-sections.
  • the feature relating to the arrangement of a number of parallel through-flowed inner tubes is an arrangement which, regardless of the number of inner tubes, for example 4 to 19 or more in number, does not occupy an entire circular cross-section of the tube carrier plate. Rather, all inner tubes are arranged on said single circle leaving an inner area, not just a limited center, unoccupied by inner tubes.
  • This arrangement makes it possible that the inner channel formed by the annular and arranged on a single circle inner tubes, as seen in the flow direction, can be carried out after the inner tubes in the form of the circumferential annular space.
  • the inventive idea is to first make an increase in pressure of the concentrate to a pressure of at most 350 bar, as required for subsequent treatment of the concentrate for heating. At this high pressure level then the heating of the concentrate takes place.
  • This heating is combined with a defined fluidic shear stress which is provided during the heating and / or preferably immediately after the heating.
  • the defined fluidic shear stress which requires no movable elements and / or supply of foreign energy, takes place in the respective inner tube with its defined passage cross-section and its defined length traversed and with an increased flow velocity and / or preferably in a subsequent to the inner tubes annular space on the outlet side channel.
  • the latter has a defined extension length and a defined length-dependent course of its channel passage cross-sections and is flowed through by the increased flow velocity.
  • the increased flow rate is up to a maximum of 3 m / s.
  • the concentrate-side flow paths of the tube bundle heat exchanger are designed such that the concentrate can be acted upon with a pressure of up to 350 bar, and • that for generating a defined fluid mechanical shear stress of the concentrate, an increased flow rate of the concentrate is provided in the inner tubes and / or in the annular space on the outlet side channel, which is up to a maximum of 3 m / s.
  • This further treatment for example, a pressure atomization, to define the heating or to establish the heat treatment reproducible.
  • desired heat loads, mass flow and ingredients can be defined.
  • a controlled denaturation of the concentrate with respect to the desired end product is possible by adjusting the temperature and residence time during high-pressure heating. As a result, for example, an effective microbiological improvement of the end product or a defined protein or starch swelling is achieved.
  • the invention further proposes a shell-and-tube heat exchanger for carrying out the method, which comprises, in a manner known per se, inter alia at least one tube bundle which comprises a number of inner tubes through which the concentrate flows in parallel, which are annular and arranged on a single circle and each end supported in a first and a second tube support plate.
  • the inner tubes end fluidly at least on the outlet side in a circumferential annular space, which is formed in the second tube support plate and / or the second Ausauscherflansch.
  • the means for the defined fluid-mechanical shear stress of the concentrate consist in an annular exit-side channel which is fluidly connected to the outlet of the circumferential annular space formed in the second tube support plate and / or the second Ausauscherflansch, and on the other hand fluidly connected to the second connection opening.
  • the annular space-side outlet-side channel is bounded radially on the outside by the second exchanger flange and radially inward by a displacement body arranged axially symmetrically on the second tube-carrier plate.
  • the ring room-shaped outlet-side channel in the most general case, a defined Clearreckungin and a defined, dependent on the extension length course of its channel passage cross sections.
  • the first connection opening proceeds without transition, ie in alignment and without change in cross section, into an internal passage of a connecting bend or connecting armature, which, seen in the flow direction, is arranged upstream of the first connection opening.
  • the second connection opening merges seamlessly, ie in alignment and without change in cross section, into an internal passage of a connection bend or a connection fitting which, viewed in the flow direction, is arranged downstream of the second connection opening.
  • the respective connection bend / connection fitting reaches into the assigned exchanger flange to some extent to at least the wall thickness of the connection flange / the connecting bow / connection fitting at this point, and that by a penetration depth, a.
  • the connecting bow or the connection fitting is welded to the associated Ausauscherflansch outside with a high pressure resistant, multi-layer executed, orbital first weld, preferably a so-called fillet weld, and inside with an orbital second weld, preferably a so-called V-seam.
  • the end of each inner tube at the outlet side in the associated tube support plate around with this welded to a third weld, preferably a fillet or corner seam.
  • the invention proposes a method for controlling the operation of a shell-and-tube heat exchanger, the control parameters for the heating and the defined fluidic shear stress being determined by the Characteristics of the concentrate to be heated and the physical boundary conditions are determined.
  • the properties of the concentrate to be heated are its volume flow, viscosity, pressure, temperature and dry matter concentration, and the physical boundary conditions are pressure and temperature at the location of a defined fluid mechanical shear stress subsequent treatment of the concentrate.
  • the control parameters in each case based on the concentrate, are the pressure, an exit-side heating temperature, the increased flow velocity and an intensity of the defined fluidic shear stress generated by a specific design of the annular exit-side channel.
  • control parameters are set by means of a calibration function created or stored before or during startup of the tube bundle heat exchanger.
  • the calibration function is obtained by
  • control parameter function of (Concentrate or recipe)
  • control parameter function of (Concentrate or recipe)
  • the method and method of controlling the operation of a shell and tube heat exchanger of the present invention are advantageously applicable to spray drying concentrates in dryer tower drying plants, which concentrate is then immediately, i.e., after heating and the defined fluid shear stress. is transferred directly to a place of his pressure sputtering.
  • a transfer time for the direct transfer is determined by a corresponding fluidically effective distance between the means for carrying out the defined fluid mechanical shear stress and the location of the pressure sputtering.
  • a transfer time for the direct transfer is determined by a corresponding fluidically effective distance between the means for carrying out the defined fluid mechanical shear stress and the location of the pressure sputtering.
  • FIG. 1 shows a meridian section of an embodiment of a preferably used shell-and-tube heat exchanger according to a sectional profile marked AA in FIG. Position is limited to its entry and exit side area;
  • Figure 2 is a side view of the tube bundle heat exchanger according to
  • FIG. 1 in accordance with a viewing direction directed towards the exit side
  • FIG. 3 shows in the meridian section alone the outlet-side region of the tube bundle heat exchanger according to FIG. 1 and FIG. 3
  • FIG. 4 is a meridian section of the outlet-side region of the tube bundle
  • a shell-and-tube heat exchanger 100 of which a tube bundle 100. 1 is illustrated, has a flow passageway congruent between all the sub-sets of the concentrate P branching out and merging between the latter, between an entry E interspersed by a total concentrate P and an exit A (see FIG. 1) on.
  • This is objectively achieved in that in the tube bundle 100.1, which consists of a group of parallel, inside each of the concentrate P flows through inner tubes 300, all inner tubes 300 circular, on a single circle K ( Figure 3) and in an annular space formed Outer channel 200 * are arranged and extend in the longitudinal direction and the ends each in a first and a second pipe support plate 700, 800 are supported.
  • the inner tubes 300 are arranged in the largest possible circumferential area of the tube carrier plate 700, 800, preferably uniformly distributed over the circumference of the circle K.
  • a number N (FIG. 4) of the inner tubes 300 extending axially parallel to an outer casing 200. 1 of the outer channel 200 * and forming an inner channel 300 * is at the ends by the first tube carrier plate 700 and the second tube carrier plate 800 (both also referred to as tube mirror plate). guided there and welded at their respective pipe outside diameter and at their respective end face by means of a third weld S3 high pressure resistant.
  • the inner tubes 300 (FIG.
  • the first exchanger flange 500 is sealed against the first tube carrier plate 700 via a flange seal 900.
  • the end-side regions of the tube bundle 100. 1 of the tube bundle heat exchanger 100 are each adjacent to the outer channel 200 *, preferably mirror-image identical in shape and of identical dimensions. Because the present invention relates to the downstream side of the tube bundle 100.1, the following description may be limited primarily to the exit end portion (FIG. 4) and the corresponding reference numerals of the other end portion are merely given.
  • the structure of the inlet-side area opens up analogously from the structure of the exit-side area.
  • the connection opening 600a, 500a merges seamlessly into an internal passage of the connection bend / connection fitting 1000, which, seen in the direction of flow, is arranged upstream of the second connection opening 600a or the first connection opening 500a.
  • connection bow / connection fitting 1000 engages a piece to ensure the necessary high pressure resistance in the associated Ausauscherflansch 600, 500, with an engagement depth t, and with the Ausauscherflansch 600, 500 outside with a high pressure resistant, multi-layer executed first weld S1, preferably a fillet weld, and internally welded to a second weld S2, preferably a V-seam.
  • first weld S1 preferably a fillet weld
  • second weld S2 preferably a V-seam.
  • the end of each inner tube 300 is welded at the outlet side in the associated tube support plate 800, 700 all around with this with the third weld S3, preferably a corner seam.
  • the shell-and-tube heat exchanger 100 is composed of more than one tube bundle 100.1.
  • the tube bundle 100.1 consists in its middle part of the outside channel 200 * limiting outer shell 200.1 with respect to the presentation position, right side arranged first tube support plate 700 and the left side arranged in the same way second tube support plate 800.
  • a first connecting piece 400a and in the region of the right-hand end of the outer shell 200.1, a second connecting piece 400b is provided on the latter for application to a heating medium M.
  • the outer channel 200 * for the heating medium M is bounded from the inside by an inner shell 200.2.
  • the inner tubes 300 terminate, as viewed in the flow direction, fluidly at least on the outlet side in a circumferential annular space R (FIG. 4) which is formed in the second tube carrier plate 800 and / or the second exchanger flange 600.
  • the circumferential annular space R is via an annular space outlet side Channel 600b fluidly connected to the second port 600a.
  • the annular space-side outlet-side channel 600b is bounded radially on the outside by the second exchanger flange 600 and radially on the inside by the outlet-side displacement body 12 arranged axially symmetrically on the second tube carrier plate 800.
  • the annular-space-side outlet-side channel 600b has a defined extension length L and a defined length-dependent profile of its channel passage cross-sections As.
  • the inlet side of the tube bundle 100 In view of the distribution problem to be solved, it is expedient to also form the inlet side of the tube bundle 100. 1 of the tube bundle heat exchanger 100 (FIG. 1), in the form of an annular inlet side channel 500 b, which is radially outside of the first one Exchanger flange 500 and radially inwardly of the axially symmetrically arranged on the first pipe support plate 700 inlet side displacement body 11 is limited. In view of the defined fluidic shear stress this is not sought on the inlet side; it is located in the inner tubes 300 and preferably in the annular space-side channel 600b.
  • the annular-space-side outlet-side channel 600b has the defined extension length L and, in the most general case, the defined length-dependent profile of its channel passage cross sections A s at least everywhere in its region between a largest outer diameter of the outlet-side displacement body 12 and the second connection opening 600a.
  • the method according to the invention for operating a shell-and-tube heat exchanger 100 for heating a temperature-sensitive concentrate P under a high pressure p is characterized on the one hand by the concentrate P acted upon Flow paths of the tube bundle heat exchanger 100 are designed such that the concentrate P with the pressure p up to 350 bar can be acted upon.
  • the shell-and-tube heat exchanger 100 is operated at this pressure p and an exit-side heating temperature T such that the increased flow velocity v of the concentrate P is provided in the inner tubes 300 and / or in the annular outlet-side channel 600b to produce a defined fluidic shear stress of the concentrate P.
  • the trained as a high-pressure heat exchanger tube bundle heat exchanger 100 has the output side means for defined fluid mechanical shear stress of the pumped concentrate P, said means without moving elements and / or supply of external energy pure fluid dynamics through defined passage cross sections, defined lengths of the flow paths and defined increased Flow rates are effective.
  • the means for the defined shear stress of the concentrate P are preferably in the annular space-side channel 600b, which is formed on the one hand with the outlet of the circumferential annular space R formed in the second tube support plate 800 and / or the second Ausauscherflansch 600, and on the other hand with the second connection opening 600a connected is.
  • the annular-space-side exit-side channel 600b in the most general case has the defined extension length L and the defined course, dependent on the extension length L, of its channel passage cross-sections As. It is in terms of an equal residence time for all parts of the heat-treated concentrate P of advantage, as is also proposed that the channel passage cross-sections A s over the entire extension length L are constant. This desirable equal treatment is further promoted by the increased flow velocity v through the entire tube bundle.
  • Heat exchanger 100 or the respective tube bundle 100.1 is as uniform as possible until the end of the defined shear stress of the concentrate P, wherein a further embodiment in this respect provides that the channel passage cross-section As of the annular exit-side channel 600b the total passage cross-section NA, all parallel-flowed inner tubes 3 ⁇ 0 equivalent.
  • Nominal passage cross-section (of the connecting arch, A 0 DN 2 TT / 4)
  • Inner tube diameter (inner tube 300)

Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betrieb eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers (100) zur Erhitzung eines temperatursensiblen Konzentrats (P) eines Lebensmittelprodukts unter hohem Druck mit den oberbegrifflichen Merkmalen des Anspruchs 1. Es ist Aufgabe der vorliegenden Erfindung, die Nachteile des Standes der Technik zu überwinden und ein Verfahren der gattungsgemäßen Art sowie einen Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Durchführung des Verfahrens bereitzustellen, die auf einem hohen Druckniveau die Neigung zur Denaturierung des Konzentrats, zum Viskositätsanstieg im Konzentrat bzw. zur Gelierung des Konzentrats und zu Ablagerungen desselben vermindern und ein keimfreies, d.h. mikrobiologisch einwandfreies Endprodukt sicherstellen. Dies wird verfahrenstechnisch dadurch erreicht, • dass die vom Konzentrat (P) beaufschlagten Strömungswege des Rohrbündel-Wärmeaustauschers (100) derart ausgelegt sind, dass das Konzentrat (P) mit einem Druck (p) bis maximal 350 bar beaufschlagbar ist und · dass zur Erzeugung einer definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung des Konzentrats (P) eine erhöhte Strömungsgeschwindigkeit (v) des Konzentrats (P) in den Innenrohren (300) und/oder im ringraumförmigen austrittsseitigen Kanal (600b) vorgesehen ist, die bis maximal 3 m/s beträgt.

Description

Verfahren zum Betrieb eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers zur Erhitzung eines temperatursensiblen Konzentrats eines Lebensmittelprodukts unter hohem Druck und Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Durchführung des
Verfahrens
TECHNISCHES GEBIET
Die Erfindung betrifft Verfahren zum Betrieb eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers zur Erhitzung eines temperatursensiblen Konzentrats eines Lebensmittelprodukts unter hohem Druck nach dem Oberbegriff des Anspruchs 1 sowie einen Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Durchführung des Verfahrens nach dem Oberbegriff des Anspruchs 5. Die Erfindung betrifft weiterhin ein Verfahren zur Steuerung des Betriebs eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers der in Rede stehenden Art. Unter temperatursensiblen Konzentraten sollen insbesondere solche Substrate verstanden werden, die einen hohen Gehalt an Proteinen und Trocken- Stoffen und wenig Wasser aufweisen, die leicht denaturieren, die im Zuge der Erhitzung einen Viskositätsanstieg erfahren bzw. einer Gelierung unterliegen und die unter aseptischen Bedingungen zu einem keimfreie Endprodukt verarbeitet werden.
STAND DER TECHNIK
Die indirekte Produktbeheizung, beispielsweise in UHT-Anlagen (UHT: Ultra- Hoch-Temperatur), durch einen Wärmeaustausch an einer Wand kann sowohl mit sogenannten Platten-Wärmeaustauscheranlagen oder auch, wie in der nachfol- gend beschriebenen Erfindung, mit sogenannten Rohrbündel-Wärmeaustauschern erfolgen, bei denen die Wärmenergie durch die Rohrwände einer Gruppe von Innenrohren übertragen wird. Dabei strömt das zu behandelnde Lebensmittelprodukt in den Innenrohren, während ein Wärmeträgermedium, nachfolgend im Rahmen der Erfindung als Heizmedium bezeichnet, in der Regel Wasser oder Wasser- dampf, den Ringspaltraum eines Mantelrohres, welches die parallel geschalteten Innenrohre umgibt, durchströmend beaufschlagt. Ein diesbezüglicher Rohrbündel- Wärmeaustauscher ist aus der DE 94 03 913 U1 bekannt. Die DE 10 2005 059 ein niedriges Druckniveau und zeigt darüber hinaus auf, wie eine Anzahl von Rohrbündeln in diesem Wärmeaustauscher parallel angeordnet und fluiddurch- gängig mittels Verbindungsbogen oder Verbindungsarmaturen in Reihe geschaltet werden können. Eine diesbezügliche Anordnung zeigt Figur 1 dieses Dokuments (Stand der Technik).
Besonders temperatursensible Produkte, wie beispielsweis Konzentrate, insbesondere mit hohem Trockenstoffgehalt, erfordern eine genaue und zügige Temperaturanpassung des Produkts an die geforderten Temperaturverhältnisse. Daraus resultiert die Forderung, dass alle Teilmengen eines der Wärmebehandlung der in Rede stehenden Art zu unterziehenden Produkts zeitgleich und über die gleiche Zeitdauer den erforderlichen gleichen Temperatur-Niveau-Verlauf durchlaufen. Anders ausgedrückt bedeutet dies, dass alle Teilmengen bei gleicher Verweilzeit gleichen thermischen und strömungsmechanischen Bedingungen unterliegen.
Dem Verzweigungsproblem der Strömung im Eintrittsbereich der Rohrträgerplatten eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers (z.B. DE 94 03 913 U1), wie er in UHT- Anlagen bevorzugt Verwendung findet, widmet sich die DE 103 11 529 B3. Die unter der dort angegebenen Aufgabenstellung vorgeschlagenen zielführenden Maßnahmen betreffen ausschließlich die Verzweigung eines Produkts auf eine Anzahl Teilmengen dieses Produkts aufnehmende Innenrohre des Rohrbündel- Wärmeaustauschers, wobei unter anderem ein Verdrängerkörper vorgesehen ist, der axialsymmetrisch und konzentrisch zur Rohrträgerplatte angeordnet ist. Dieser Stand der Technik betrifft damit ausschließlich eine Vorrichtung zur Einflussnahme auf den Anströmbereich einer Rohrträgerplatte eines in Rede stehenden Rohrbündel-Wärmeaustauschers. Dabei sind die Innenrohre über die gesamte Kreisfläche der Rohrträgerplatte, mit Ausnahme eines eng begrenzten zentralen Bereichs, und in der Regel auf mehr als einem Teilkreis verteilt angeordnet. Unter diesen Voraussetzungen liegen von vornherein sowohl im Eintritts- als auch im Austrittsbereich der jeweiligen Rohrträgerplatte, demnach bei der Verzweigung und der Vereinigung der Strömung, unterschiedlich lange Strömungswege zum Eintritt in die Innenrohre bzw. vom Austritt aus diesen vor. Schon allein dadurch kommen unterschiedliche Verweilzeiten für die die jeweiligen Innenrohre durchströmenden Teilmengen des Produkts zustande. Die WO 2011/085784 A2 schlägt zur Lösung des vorstehend beschriebenen Problems unterschiedlicher Verweilzeiten bei der Verzweigung und der Vereinigung der Strömung vor, sämtliche Innenrohre des Rohrbündels kreisringförmig, auf einem einzigen Kreis und in einem als Ringraum ausgebildeten Außenkanal des Rohrbündel-Wärmeaustauschers anzuordnen, wobei sich die parallel durchströmten Innenrohre in Längsrichtung des Außenkanals erstrecken und endseitig jeweils in einer Rohrträgerplatte abstützen. Diese Anordnung der Innenrohre wird kombiniert mit jeweils einem konzentrisch an der Rohrträgerplatte am Eintritt und am Austritt des Produkts fest angeordneten axialsymmetrischen Verdrängerkörper. Der jeweilige Verdrängerkörper greift zentrisch durch einen der Rohrträgerplatte zugeordneten Austauscherflansch hindurch, wobei der Austauscherflansch auf seiner der zugeordneten Rohrträgerplatte abgewandten Seite eine Anschlussöffnung aufweist. Die endseitigen Bereiche des bekannten Rohrbündel-Wärmeaustauschers sind, zumindest jeweils im Anschluss an den Außenkanal, spiegelbildlich formidentisch und abmessungsgleich ausgebildet, wobei diese Symmetrie ausdrücklich auch die beiden Verdrängerkörper und die beiden ringraumförmigen Kanäle um- fasst. Dadurch ergeben sich für alle zwischen Produkt-Eintritt und -Austritt in die Innenrohre verzweigenden und sich vereinigenden Teilmengen des Produkts nahezu kongruente Strömungswege und weitestgehend einheitliche Wärmeübergangsbedingungen in allen relevanten Bereichen des Rohrbündel-Wärmeaustauschers. Kongruente Strömungswege bedeutet jedoch nicht gleichzeitig, dass die Strö- mungszüge der einzelnen Teilmengen mit einer unveränderten und eine Beschleunigung oder Verzögerung vermeidenden Fließgeschwindigkeit konstruiert sind.
Mit Blick auf die Bildung von Ablagerungen an den Rohrträgerplatten hat sich im praktischen Betrieb gezeigt, dass bei der Erhitzung von viskosen Molkereiprodukten, beispielsweise Konzentraten, die vorstehend dargestellte symmetrische Strömungsgeometrie an der eintrittsseitigen, d.h. an der angeströmten Rohrträgerplatte zu keinen die Standzeit beeinträchtigenden Ablagerungen führt, wohl aber an der austrittsseitigen, der abgeströmten Rohrträgerplatte. Zur Vermeidung von Ablagerungen an der austrittsseitigen, der abgeströmten Rohrträgerplatte schlägt die DE 10 2013 010 460 A1 in diesem Zusammenhang vor, dass der ringraumförmige austrittsseitige Kanal wenigstens überall in seinem Bereich zwischen einem größten Außendurchmesser des austrittsseitigen Verdrängerkörpers und der Anschlussöffnung einen Kanaldurchtrittsquerschnitt aufweist, der einem Gesamtdurchtrittsquerschnitt aller parallel durchströmten Innenrohre entspricht. Ein derartiger Rohrbündel-Wärmeaustauscher hat sich für Erhitzungsprozesse der in Rede stehenden Art auf dem üblichen, relativ niedrigen Druckniveau als geeignet erwiesen.
Die Herstellung pulverförmiger Nahrungsmittelprodukte, insbesondere Milchprodukte, wie beispielsweise leicht lösliche Nahrungsmittel für Kleinkinder, erfolgt in vielen Fällen durch Zerstäubungs- oder Sprühtrocknung in einem sogenannten Trocknerturm. Dort wird ein zuvor auf einen bestimmten Gehalt an Trockensubstanz in einem Verdampfer bzw. einem Eindampfer aufkonzentriertes und anschließend in einem Erhitzer auf eine definierte Temperatur angewärmtes Konzentrat in einen heißen Luftstrom beispielsweise über Düsen, insbesondere Ein- stoffdüsen, zerstäubt. Diesen sogenannten Druckzerstäuber-Düsen wird das aus dem Erhitzer austretende Konzentrat mittels einer Hochdruck-Kolbenpumpe, einer sogenannten Düsenpumpe, mit einem Druck, der bis maximal 350 bar reichen kann, zugeführt.
Die Statik der Trocknertürme ist in der Regel nicht ausreichend, um die schwere Hochdruck-Kolbenpumpe zu tragen und um sie so in der unmittelbaren Nähe zu den Druckzerstäuber-Düsen, was aus technologischen und verfahrenstechnischen Gründen wünschenswert wäre, zu installieren. Eine in der Nähe der Druckzerstäuber-Düsen angeordnete Hochdruck-Kolbenpumpe würde in diesem Bereich, dem sogenannten Heißraum im Kopfraum des Trocknerturms, bei Umgebungs- temperaturen arbeiten, die bei 75 bis 80 °C liegen, und eine aseptische Betriebsweise erfordern. Eine weitere thermische Inaktivierung von Mikroorganismen wäre darüber hinaus nicht möglich. Aus den vorgenannten Gründen wird die Hochdruck-Kolbenpumpe bislang im unteren Bereich des Trocknerturms angeordnet. Ein signifikanter Höhenunterschied zwischen der Hochdruck-Kolbenpumpe und den Druckzerstäuber-Düsen wird über eine Steigleitung überbrückt, die planmäßig oder zwangsläufig auch als Heißhal- testrecke fungiert.
Um eine möglichst lange und hygienisch einwandfreie Lagerung des pulverförmi- gen Nahrungsmittelproduktes sicherzustellen, muss das Endprodukt eine gute Löslichkeit aufweisen und möglichst keimfrei sein. Die erforderliche Keimfreiheit ergibt sich durch das Abtöten von Mikroorganismen weitestgehend für das aus dem Erhitzer austretende Konzentrat, wenn dieses mit einem geeigneten Temperatur- und Haltezeitverlauf geführt und wenn in die Betrachtung die als Heißhaltestrecke fungierende Steigleitung zu den Druckzerstäuber-Düsen einbezogen wird. Für die Herstellung von sogenanntem„low heat pulver" ist eine Temperatur von maximal 77 °C, von sogenanntem„high heat pulver" von ca. 85 °C und von sogenanntem„ultra high heat pulver" von bis zu 125 °C erforderlich.
Die zwangsläufige mittlere Verweilzeit des Konzentrats in der Steigleitung nach vorheriger Hochdruckbehandlung in Verbindung mit einer heißen Temperatur be- einflusst die Löslichkeit des Endprodukts in unerwünschter Weise. Darüber hinaus kann die lange Heißhaltung in der Steigleitung zu einer unkontrollierten Denaturierung des Konzentrats führen. So beträgt beispielsweise die mittlere Verweilzeit des Konzentrats 42 Sekunden, wenn es in einer 30 m langen Steigleitung mit einem Durchmesser DN50 mit einem Volumenstrom von 5.000 Liter/h gefördert wird. Dies bedeutet in der Regel auch Qualitätsminderung des Endprodukts. Eine diesbezügliche Denaturierung kann beispielsweise die Pulverqualität von Baby- food derart beeinflussen, dass dessen vollständige Löslichkeit nicht mehr sichergestellt ist und dadurch eine nicht hinnehmbare Klümpchenbildung in der zubereiteten Babynahrung auftritt. Darüber hinaus führt die lange Verweilzeit bei hohen Temperaturen zu chemischen Reaktionen im Konzentrat und zur Ansatzbildung, dem sog. Produkt-Fouling, an den Wänden der Steigleitung und in den Druckzerstäuber-Düsen, wodurch sich die Produktionszeit für eine vorgelegte Charge Konzentrat unerwünscht verlängert. So darf beispielsweise bei Milchkonzentraten zur Vermeidung von Kristallisationsvorgängen in der Lactose die Temperatur in der Steigleitung und damit bis zu den Druckzerstäuber-Düsen nicht höher als 65 bis 68 °C sein. Daher begrenzt die lange Steigleitung die zulässige dortige Temperatur.
Die notwendige Keimfreiheit bis zum Eintritt in die Drückzerstäuber-Düsen kann auch durch die Hochdruck-Kolbenpumpe gefährdet werden, da diese das Konzentrat mit vertretbarem technischem Aufwand nicht unter aseptischen Bedingungen fördern kann. Aseptische Förderbedingungen erfordern hingegen einen er- heblichen technischen Aufwand, der in der Praxis in der Regel nicht betrieben wird oder betrieben werden kann. Über die Kolben der Hochdruck-Kolbenpumpe können Keime aus der Umgebungsluft in das Konzentrat eingetragen werden, sodass dort eine Reinfektion stattfinden kann. Das pulverförmige Endprodukt kann dann verkeimt sein und die Verkeimung wird unter der Einwirkung der im Endprodukt notorisch verbleibenden Restfeuchte zeitabhängig zunehmen.
Eine aseptische Förderung des aus dem Erhitzer austretenden flüssigen Ausgangsprodukts ist nach dem Stand der Technik in der stromabwärts angeordneten Hochdruck-Kolbenpumpe nur mit erhöhtem technischem Aufwand möglich.
Die bekannten Anlagen zum Sprühtrocknen, bei denen ein Niederdruck-Erhitzen und anschließendes Druckerhöhen im Fußbereich des Trocknerturms auf maximal 350 bar und eine Förderung des Konzentrats über eine Steigleitung bis zu den Druckzerstäuber-Düsen erfolgt, weisen folgende Nachteile auf:
· die Steigleitung wirkt wie eine technologisch an sich unerwünschte Verweilzeitstrecke und ein Heißhalter;
• die Verweilzeit verringert zwangsläufig die Eintrittstemperatur in die Druckzerstäuber-Düsen;
• durch die Verweilzeit ergibt sich ein unerwünschter Viskositätsanstieg
(Geliereffekt);
• der Zustand des temperatursensiblen Konzentrats ist vor den Druckzerstäuber- Düsen nicht klar definiert, weil die Verweilzeit in der Steigleitung nicht klar definiert werden kann; • durch die Verweilzeit in Verbindung mit der Heißhaltung kann es zur Denaturierung des Konzentrats kommen, die mit verstärkten Konzentratablagerungen einhergeht;
• es ergibt sich eine geringere Standzeit der Anlage, die dadurch öfter zu reini- gen ist;
• die Hochdruck-Kolbenpumpe müsste steril arbeiten, d.h. das Konzentrat muss durch die Pumpe aseptisch behandelt werden, was mit hohen Kosten verbunden ist;
• Hochdruck-Kolbenpumpen, die nicht aseptisch arbeiten, können zu einem stark verkeimten Endprodukt führen;
• durch die relativ niedrige Temperatur vor den Druckzerstäuber-Düsen ergibt sich eine reduzierte Mengenleistung des Trocknerturms.
Zum Erreichen der notwendigen Sterilität des unter hohem Druck aus der Hoch- druck-Kolbenpumpe austretenden flüssigen Konzentrats wurde bereits vorgeschlagen, ein geeignetes Hochdruck-Erhitzen dieses Konzentrats auf dem Weg zu den Druckzerstäuber-Düsen vorzusehen. Dieses Hochdruck-Erhitzen könnte unmittelbar vor den Druckzerstäuber-Düsen erfolgen, wodurch die Temperatur in der Steigleitung auf eine unkritische Höhe reduziert werden könnte. Diese Anordnung würde auch weiterhin den Betrieb einer nicht aseptisch fördernden Hochdruck- Kolbenpumpe am Fuße des Trocknerturms erlauben.
In diesem Zusammenhang wurde ebenfalls bereits vorgeschlagen, das Hochdruck-Erhitzen in einem hinreichend druckfesten Monorohr vorzunehmen, das zur Beheizung von außen mit Dampf oder einem erhitzten Gas beaufschlagt wird (US 3,072,486 A). Dieser Vorschlag ist jedoch nicht zielführend, da kein gleichmäßiger Wärmeeintrag über die Außenseite und über die gesamte Länge des Monorohres und damit keine gleiche Verweilzeit für alle Teilchen des im Monorohr strömenden Konzentrats sichergestellt ist.
Ein Wärmeaustauscher, der die Forderungen nach einem hinreichend gleichmäßigen Wärmeeintrag und nach einer für alle Teilchen des Konzentrats annähernd gleichen Verweilzeit erfüllt, allerdings auf niedrigem Druckniveau, wäre grundsätz- lieh ein sogenannter Rohrbündel-Wärmeaustauscher der vorbeschriebenen Art (DE 10 2013 010 460 A1 ; DE 10 2005 059 463 A1), der prinzipiell an die Stelle des vorgenannten Monorohres treten könnte. Zwischenzeitlich steht ein Krümmer oder eine Verbindungsarmatur für Produktdrücke bis 350 bar zur Verbindung der Rohrbündel in einem diesbezüglichen Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Verfügung (DE 10 2014 012 279 A1), wobei die bekannten Ausführungsformen der Rohrbündel-Wärmeaustauscher für dieses hohe Druckniveau grundsätzlich nicht geeignet sind.
Das verfahrenstechnische Problem ist allerdings ebenfalls nicht gelöst, das darin besteht, ein Konzentrat, beispielsweise für das Zerstäubungstrocknen, unmittelbar vor den Druckzerstäuber-Düsen einer Behandlung zu unterziehen, durch die die Neigung zur Denaturierung des Konzentrats, zum Viskositätsanstieg im Konzent- rat bzw. zur Gelierung des Konzentrats und zu Ablagerungen desselben vermindert und ein keimfreies, d.h. mikrobiologisch einwandfreies Endprodukt sichergestellt wird.
Die Aufgabe der vorliegenden Erfindung besteht somit darin, die Nachteile des Standes der Technik zu überwinden und ein Verfahren der gattungsgemäßen Art sowie einen Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Durchführung des Verfahrens bereitzustellen, die auf einem hohen Druckniveau die Neigung zur Denaturierung des Konzentrats, zum Viskositätsanstieg im Konzentrat bzw. zur Gelierung des Konzentrats und zu Ablagerungen desselben vermindern und ein keimfreies, d.h. mik- robiologisch einwandfreies Endprodukt sicherstellen.
ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
Diese Aufgabe wird durch ein Verfahren mit den Merkmalen des unabhängigen Anspruchs 1 gelöst. Eine vorteilhafte Ausgestaltung des Verfahrens ist Gegenstand des Unteranspruchs. Ein Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Durchführung des Verfahrens wird mit den Merkmalen des Anspruchs 5 angegeben. Vorteilhafte Ausgestaltungen des erfindungsgemäßen Rohrbündel-Wärmeaustauschers sind Gegenstand der zugeordneten Unteransprüche. Ein Verfahren zur Steuerung des Betriebs eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers nach Anspruch 1 oder 2 ist Gegenstand des Anspruchs 3.
Die vorliegende Erfindung geht aus von einem Rohrbündel-Wärmeaustauscher, wie er in seinem grundsätzlichen Aufbau in der DE 10 2013 010 460 A1 beschrieben ist. Dieser weist wenigstens ein Rohrbündel auf, das aus einer Anzahl parallel geschalteten, innenseits jeweils vom Konzentrat durchströmten Innenrohren besteht. Die Innenrohre sind kreisringförmig, auf einem einzigen Kreis angeordnet, sie stützen sich endseitig jeweils in einer ersten und einer zweiten Rohrträgerplat- te ab und sie erstrecken sich in Längsrichtung eines als Ringraum ausgebildeten Außenkanals, der von einem Heizmedium durchströmt ist. Die Anordnung der Innenrohre erfolgt vorzugsweise im äußeren Randbereich der jeweiligen Rohrträgerplatte. Die Innenrohre besitzen einen gemeinsamen Eintritt, der in einem mit der ersten Rohrträgerplatte verbundenen ersten Austauscherflansch in Form einer dort, bezogen auf eine axiale Symmetrieachse des Rohrbündels, zentrisch angeordneten ersten Anschlussöffnung ausgebildet ist, und sie besitzen einen gemeinsamen Austritt, der in einem mit der zweiten Rohrträgerplatte verbundenen zweiten Aus- tauscherflansch in Form einer dort ebenfalls zentrisch angeordneten zweiten Anschlussöffnung ausgebildet ist. Weiterhin enden die Innenrohre fluidgängig wenigstens austrittsseitig in einem umlaufenden Ringraum, der in der zweiten Rohrträgerplatte und/oder dem zweiten Austauscherflansch ausgebildet ist. Der umlaufende Ringraum ist über einen ringraumförmigen austrittsseitigen Kanal mit der zweiten Anschlussöffnung fluidgängig verbunden, und der ringraumförmige aus- trittsseitige Kanal ist radial außenseits von dem zweiten Austauscherflansch und radial innenseits von einem axialsymmetrisch an der zweiten Rohrträgerplatte angeordneten Verdrängerkörper begrenzt. Der ringraumförmige austrittsseitige Kanal weist eine definierte Erstreckungslänge und einen definierten längenabhängigen Verlauf seiner Kanaldurchtrittsquerschnitte auf. Die Eintrittsseite der Innenrohre in Verbindung mit ihrem Umfeld kann, wie in der DE 10 2013 010 460 A1 aufgezeigt, ausgestaltet sein. Dies ist im Zusammenhang mit der vorliegenden Erfindung jedoch nicht zwingend. Unter dem Merkmal hinsichtlich der Anordnung einer Anzahl von parallel durchströmten Innenrohren ist eine Anordnung zu verstehen, die, unabhängig von der Anzahl der Innenrohre, beispielsweise 4 bis 19 oder mehr an der Zahl, nicht einen gesamten Kreisquerschnitt der Rohrträgerplatte belegt. Vielmehr sind alle Innen- röhre auf dem besagten einzigen Kreis angeordnet, der einen inneren Bereich, nicht nur ein begrenztes Zentrum, von Innenrohren unbelegt lässt. Diese Anordnung macht es möglich, dass der Innenkanal, gebildet durch die kreisringförmig und auf einem einzigen Kreis angeordneten Innenrohre, in Strömungsrichtung gesehen, im Anschluss an die Innenrohre in Form des umlaufenden Ringraumes ausgeführt werden kann.
Der erfinderische Grundgedanke besteht darin, zunächst eine Druckerhöhung des Konzentrats bis auf einen Druck von maximal 350 bar vorzunehmen, wie sie für eine einer Erhitzung nachfolgende Behandlung des Konzentrats erforderlich ist. Auf diesem Hochdruck-Niveau erfolgt dann die Erhitzung des Konzentrats. Diese Erhitzung wird kombiniert mit einer definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung, die im Zuge der Erhitzung und/oder vorzugsweise unmittelbar im Anschluss an die Erhitzung vorgesehen ist. Die definierte strömungsmechanische Scherbeanspruchung, die ohne bewegliche Elemente und/oder Zufuhr von Frem- denergie auskommt, vollzieht sich in dem jeweiligen Innenrohr mit seinem definierten Durchtrittsquerschnitt und seiner definierten durchströmten Länge und mit einer erhöhten Strömungsgeschwindigkeit und/oder vorzugsweise in einem sich an die Innenrohre anschließenden ringraumförmigen austrittsseitigen Kanal. Letzterer weist eine definierte Erstreckungslänge und einen definierten längenabhängigen Verlauf seiner Kanaldurchtrittsquerschnitte auf und wird mit der erhöhten Strömungsgeschwindigkeit durchströmt. Diesbezüglich wird vorgeschlagen, dass die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit bis maximal 3 m/s beträgt.
Zur Lösung der der vorliegenden Erfindung zugrunde liegenden Aufgabe ist konk- ret vorgesehen,
• dass die konzentratseitigen Strömungswege des Rohrbündel-Wärmeaustauschers derart ausgelegt sind, dass das Konzentrat mit einem Druck bis maximal 350 bar beaufschlagbar ist und • dass zur Erzeugung einer definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung des Konzentrats eine erhöhte Strömungsgeschwindigkeit des Konzentrats in den Innenrohren und/oder im ringraumförmigen austrittsseiti- gen Kanal vorgesehen ist, die bis maximal 3 m/s beträgt.
Dabei ist es im Sinne einer gleichen Verweilzeit für alle Teile des wärmebehandelten Konzentrats von Vorteil, wie dies ein weiterer Vorschlag vorsieht, wenn die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit über die gesamte Erstreckungslänge des ringraumförmigen austrittsseitigen Kanals konstant ist.
Mit dem erfindungsgemäßen Hochdruck-Erhitzen wird die bislang im Stand der Technik hinzunehmende nachteilige Heißhaltung zwischen Druckerhöhung auf das Hochdruck-Niveau, die sich der Niederdruck-Erhitzung anschließt, und einer der Druckerhöhung sich anschließenden weiteren Behandlung des Konzentrats quasi gekappt und es gelingt, unmittelbar vor dieser weiteren Behandlung, beispielsweise einer Druckzerstäubung, die Erhitzung zu definieren bzw. die Wärmebehandlung reproduzierbar einzurichten. Es können, abhängig und angepasst an das Konzentrat, gewünschte Wärmebelastungen, der Massenstrom und die Inhaltsstoffe definiert eingestellt werden. Darüber hinaus ist auch eine kontrollierte Denaturierung des Konzentrats mit Blick auf das gewünschte Endprodukt möglich, indem Temperatur und Verweilzeit beim Hochdruck-Erhitzen eingestellt werden. Dadurch wird beispielsweise eine effektive mikrobiologische Verbesserung des Endproduktes oder eine definierte Eiweiß- oder Stärkequellung erreicht. Durch die geringere Temperatur bis zur Hochdruck-Erhitzung und die geringere Verweilzeit bei hoher Temperatur im Zuge des Hochdruck-Erhitzens ist der Viskositätsanstieg im Konzentrat, der sog. Geliereffekt, bedingt durch Kristallisationsvorgänge und/oder produktspezifische Eigenschaften, geringer als bei bekannten Verfahren. Dieser Geliereffekt wird durch die definierte Scherbeanspruchung ei- nerseits tendenziell reduziert und andererseits wird der Geliereffekt standardisiert, wodurch sich die Neigung zur Ansatzbildung in der Prozessanlage zur Weiterbehandlung des Konzentrats verringert. Damit werden Reinigungs- und Rüstzeiten reduziert. Da die Erhöhung der Strömungsgeschwindigkeit gegenüber einer diesbezüglich bislang praktizierten Prozessauslegung erst auf Hochdruck-Niveau stattfindet, spielen die damit verbundenen zusätzlichen Druckverluste beim jeweiligen Hochdruck-Erhitzungsvorgang keine signifikante Rolle. Die erhöhte Strömungsge- schwindigkeit ergibt einen besseren Wärmeübergang auf der Konzentratseite, woraus folgende weitere Vorteile resultieren:
• es ist ein Wärmeaustausch mit geringerer Wärmeaustauscherfläche möglich;
• es ist ein Eiweißkonzentrat mit höherer Konzentration möglich;
• es sind ein höherer Volumenstrom und damit eine höhere Durchsatzleistung möglich;
• es sind, bedingt durch den besseren Wärmeübergang, eine höhere Erhitzung des Konzentrats und dadurch, beispielsweise bei der Druckzerstäubung, eine höhere Trocknungsleistung möglich;
• es erfolgt eine definierte, planmäßig gewünschte Denaturierung des Konzent- rats.
Die Erfindung schlägt weiterhin einen Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Durchführung des Verfahrens vor, der in an sich bekannter Weise unter anderem wenigstens ein Rohrbündel aufweist, das mit einer Anzahl von vom Konzentrat paral- lel durchströmten Innenrohren besteht, die kreisringförmig und auf einem einzigen Kreis angeordnet sind und sich endseitig jeweils in einer ersten und einer zweiten Rohrträgerplatte abstützen. Die Innenrohre enden fluidgängig wenigstens aus- trittsseitig in einem umlaufenden Ringraum, der in der zweiten Rohrträgerplatte und/oder dem zweiten Austauscherflansch ausgebildet ist.
Die Mittel zur definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung des Konzentrats bestehen in einem ringraumförmigen austrittsseitigen Kanal, der einerseits fluidgängig mit dem Ausgang des umlaufenden Ringraumes, der in der zweiten Rohrträgerplatte und/oder dem zweiten Austauscherflansch ausgebildet ist, und andererseits fluidgängig mit der zweiten Anschlussöffnung verbunden ist. Der ringraumförmige austrittsseitige Kanal ist radial außenseits von dem zweiten Austauscherflansch und radial innenseits von einem axialsymmetrisch an der zweiten Rohrträgerplatte angeordneten Verdrängerkörper begrenzt. Dabei weist der ring- raumförmige austrittsseitige Kanal im allgemeinsten Falle eine definierte Erstre- ckungslänge und einen definierten, von der Erstreckungslänge abhängigen Verlauf seiner Kanaldurchtrittsquerschnitte auf. Alle vom Konzentrat beaufschlagten Strömungswege des Rohrbündel- Wärmeaustauschers sind festigkeitsmäßig so ausgelegt, dass sie einem Innendruck von bis maximal 350 bar standhalten. Dabei geht erfindungsgemäß die erste Anschlussoffnung übergangslos, d.h. fluchtend und ohne Querschnittsänderung, in einen Innendurchgang eines Verbindungsbogens oder einer Verbindungsarma- tur über, der/die, in Strömungsrichtung gesehen, der ersten Anschlussöffnung vorgeordnet ist. Die zweite Anschlussöffnung geht übergangslos, d.h. fluchtend und ohne Querschnittsänderung, in einen Innendurchgang eines Verbindungsbogens oder einer Verbindungsarmatur über, der/die, in Strömungsrichtung gesehen, der zweiten Anschlussöffnung nachgeordnet ist.
Um an der kritischen Verbindungsstelle zwischen dem jeweiligen Austauscherflansch und dem/der zugeordneten Verbindungsbogen/Verbindungsarmatur günstige festigkeitsmäßige Voraussetzungen für den hohen Innendruck zu schaffen, greif der/die jeweilige Verbindungsbogen/Verbindungsarmatur in den zugeordne- ten Austauscherflansch ein Stück weit, um wenigstens die Wandstärke des/der Verbindungsbogens/Verbindungsarmatur an dieser Stelle, und zwar um eine Eindringtiefe, ein. Der Verbindungsbogen bzw. die Verbindungsarmatur ist mit dem zugeordneten Austauscherflansch außen mit einer hochdruckfesten, mehrlagig ausgeführten, orbitalen ersten Schweißnaht, vorzugsweise einer sogenannten Kehlnaht, und innen mit einer orbitalen zweiten Schweißnaht, vorzugsweise einer sogenannten V-Naht, verschweißt. Weiterhin ist zur Sicherstellung einer hochdruckfesten Ausgestaltung das Ende jedes Innenrohres an der Austrittsseite in die zugeordnete Rohrträgerplatte rundum mit dieser mit einer dritten Schweißnaht, vorzugsweise einer Kehl- oder Ecknaht verschweißt.
Dabei ist es im Sinne einer gleichen Verweilzeit für alle Teile des wärmebehandelten Konzentrats von Vorteil, wie dies auch vorgeschlagen wird, dass die Kanaldurchtrittsquerschnitte des ringraumförmigen austrittsseitigen Kanals über die gesamte Erstreckungslänge konstant sind. Diese wünschenswerte Gleichbehand- lung wird weiterhin dadurch befördert, dass die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit durch den gesamten Rohrbündel-Wärmeaustauscher bis zum Ende des definierten Scherbeanspruchens des Konzentrats möglichst gleichförmig ist, wobei eine weitere Ausführungsform diesbezüglich vorsieht, dass der Kanaldurchtrittsquer- schnitt des ringraumförmigen austrittsseitigen Kanals dem Gesamtdurchtrittsquer- schnitt aller parallel durchströmten Innenrohre entspricht.
Das erfindungsgemäße Verfahren und der Rohrbündel-Wärmeaustauscher zu seiner Durchführung lassen sich in vorteilhafter Weise konzentratabhängig steu- ern. Hierzu schlägt die Erfindung ein Verfahren zur Steuerung des Betriebs eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers vor, wobei die Steuerungsparameter für das Erhitzen und die definierte strömungsmechanische Scherbeanspruchung durch die Eigenschaften des zu erhitzenden Konzentrats und die physikalischen Randbedingungen bestimmt sind. Unter den Eigenschaften des zu erhitzenden Konzent- rats werden dessen Volumenstrom, Viskosität, Druck, Temperatur und Trockenstoff-Konzentration und unter den physikalischen Randbedingungen werden Druck und Temperatur am Ort einer der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung nachfolgenden Behandlung des Konzentrats verstanden. Die Steuerungsparameter, jeweils bezogen auf das Konzentrat, sind der Druck, eine aus- trittsseitige Erhitzungstemperatur, die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit und eine Intensität der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung, generiert durch eine spezifische Auslegung des ringraumförmigen austrittsseitigen Kanals.
Die Steuerungsparameter werden mittels einer vor oder bei Inbetriebnahme des Rohrbündel-Wärmeaustauschers erstellten oder hinterlegten Kalibrierfunktion eingestellt. Die Kalibrierfunktion wird gewonnen, indem
• beim An- und Einfahren des Rohrbündel-Wärmeaustauschers mit einem diskreten Konzentrat (Rezeptur) bis zur Gewinnung einer befriedigenden Produktqualität Steuerungsparameter der in Rede stehenden Art erhalten werden, · die registriert und in einer Steuerung in Form der„Kalibrierfunktion" (Steuerungsparameter = Funktion von (Konzentrat bzw. Rezeptur)) abgespeichert werden. Bei einer späteren Behandlung des gleichen Konzentrats (Rezeptur) kann auf diese Erfahrungswerte in Form dieser Kalibrierfunktion zugegriffen und die notwendigen Steuerungsparameter können entsprechend eingestellt werden.
Das erfindungsgemäße Verfahren und das Verfahren zur Steuerung des Betriebs eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers lassen sich in vorteilhafter Weise auf ein Zerstäubungstrocknen von Konzentraten in Trocknungsanlagen mit einem Trocknerturm anwenden, wobei das Konzentrat nach der Erhitzung und der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung anschließend unverzüglich, d.h. unmittelbar an einen Ort seines Druckzerstäubens überführt wird. Dabei ist eine Überführungszeit für das unmittelbare Überführen durch einen entsprechenden strömungstechnisch wirksamen Abstand zwischen den Mitteln zur Durchführung der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung und dem Ort des Druckzerstäubens bestimmt. Unmittelbar bedeutet in diesem Zusammenhang im Idealfall, dass der Austritt der Mittel zur Durchführung der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung unmittelbar, d.h. ohne Zwischenschaltung einer Rohrleitungsstrecke, in die Druckzerstäuber-Düse(n) einmündet oder an diese herangeführt ist.
KURZBESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN
Eine eingehendere Darstellung der Erfindung ergibt sich aus der folgenden Beschreibung und den beigefügten Figuren der Zeichnung sowie aus den Ansprü- chen. Während die Erfindung in Ausgestaltungen eines unabhängigen Verfahrens und in den verschiedensten Ausführungsformen eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers zur Durchführung des Verfahrens realisiert ist, sind in der Zeichnung ein in seinem grundsätzlichen Aufbau an sich bekannter Rohrbündel-Wärmeaustauscher dargestellt, anhand dessen eine bevorzugte Ausgestaltung des erfin- dungsgemäßen Verfahrens nachfolgend beschrieben ist. Es zeigen
Figur 1 im Meridianschnitt eine Ausführungsform eines bevorzugt verwendeten Rohrbündel-Wärmeaustauschers entsprechend einem in Figur 2 mit A-A gekennzeichneten Schnittverlauf, wobei die Dar- Stellung auf dessen eintritts- und austrittsseitigen Bereich beschränkt ist;
Figur 2 eine Seitenansicht des Rohrbündel-Wärmeaustauschers gemäß
Figur 1 entsprechend einer auf die Austrittseite gerichteten Blick- richtung;
Figur 3 im Meridianschnitt allein den austrittseitigen Bereich des Rohrbündel-Wärmeaustauschers gemäß Figur 1 und
Figur 4 im Meridianschnitt den austrittseitigen Bereich des Rohrbündel-
Wärmeaustauschers in einer gegenüber Figur 3 vergrößerten Darstellung.
DETAILLIERTE BESCHREIBUNG
Ein Rohrbündel-Wärmeaustauscher 100, von dem ein Rohrbündel 100.1 darge- stellt ist, weist zwischen einem von einem gesamten Konzentrat P durchsetzten Eintritt E und einem Austritt A (siehe Figur 1) für alle sich zwischen letzteren verzweigenden und vereinigenden Teilmengen des Konzentrats P kongruente Strömungswege auf. Dies wird gegenständlich dadurch erreicht, dass bei dem Rohrbündel 100.1 , das aus einer Gruppe von parallel geschalteten, innenseits jeweils vom Konzentrat P durchströmten Innenrohren 300 besteht, sämtliche Innenrohre 300 kreisringförmig, auf einem einzigen Kreis K (Figur 3) und in einem als Ringraum ausgebildeten Außenkanal 200* angeordnet sind und sich in dessen Längsrichtung erstrecken und endseitig jeweils in einer ersten und einer zweiten Rohrträgerplatte 700, 800 abstützen. Die Innenrohre 300 sind im größtmöglichen Um- fangsbereich der Rohrträgerplatte 700, 800, vorzugsweise über den Umfang des Kreises K gleichverteilt, angeordnet. Eine Anzahl N (Figur 4) der sich achsparallel zu einem Außenmantel 200.1 des Außenkanals 200* durch letzteren erstreckenden, gemeinsam einen Innenkanal 300* bildenden Innenrohre 300 ist endseitig jeweils durch die erste Rohrträgerplatte 700 und die zweite Rohrträgerplatte 800 (beide auch als Rohrspiegelplatte bezeichnet) hindurchgeführt und dort an ihrem jeweiligen Rohraußendurchmesser und an ihrer jeweiligen Stirnfläche mittels einer dritten Schweißnaht S3 hochdruckfest verschweißt. Die Innenrohre 300 (Figur 1 ) besitzen einerseits den gemeinsamen Eintritt E, der in einem mit der ersten Rohrträgerplatte 700 verbundenen ersten Austauscherflansch 500 in Form einer dort, bezogen auf eine axiale Symmetrieachse a des Rohrbündels 100.1 , zentrisch angeordneten ersten Anschlussöffnung 500a aus- gebildet ist, und die Innenrohre 300 besitzen andererseits den gemeinsamen Austritt A, der in einem mit der zweiten Rohrträgerplatte 800 verbundenen zweiten Austauscherflansch 600 in Form einer dort zentrisch angeordneten zweiten Anschlussöffnung 600a ausgebildet ist. Die erste Rohrträgerplatte 700 ist mit dem zugeordneten ersten Austauscherflansch 500 und die zweite Rohrträgerplatte 800 ist mit dem zugeordneten zweiten Austauscherflansch 600 jeweils hochdruckfest verschraubt. Hierzu sind, abhängig von den jeweiligen Flanschabmessungen, eine Anzahl von Schraubverbindungen (Figuren 2, 3) vorgesehen, die vorzugsweise aus jeweils in den Rohrträgerplatten 700, 800 verankerten Schraubbolzen 1100 in Verbindung mit Muttern 1200 und Unterlegscheiben 1300 bestehen. Im Ausführungsbeispiel sind 8 derartige Schraubverbindungen 1100, 1200, 1300 vorgesehen. Der erste Austauscherflansch 500 ist über eine Flanschdichtung 900 gegen die erste Rohrträgerplatte 700 abgedichtet. Entsprechendes gilt für den zweiten Austauscherflansch 600 und die zweite Rohrträgerplatte 800.
In der in Figur 1 dargestellten Ausführungsform sind die endseitigen Bereiche des Rohrbündels 100.1 des Rohrbündel-Wärmeaustauschers 100, mit Ausnahme eines eintritts- und des austrittsseitigen Verdrängerkörpers 11 , 12 und seiner jewei- ligen unmittelbaren Umgebung im Bereich des Austauscherflansches 500, 600, jeweils im Anschluss an den Außenkanal 200*, vorzugsweise spiegelbildlich formidentisch und abmessungsgleich ausgebildet. Weil sich die vorliegende Erfindung auf die Abströmseite des Rohrbündels 100.1 bezieht, kann sich die folgende Beschreibung vornehmlich auf den austrittsseitigen Endbereich (Figur 4) beschrän- ken und die entsprechenden Bezugszeichen des anderen Endbereichs werden lediglich angeführt. Der Aufbau des eintrittsseitigen Bereichs erschließt sich sinngemäß aus dem Aufbau des austrittsseitigen Bereichs. Der Austauscherflansch 600, 500 weist auf seiner der zugeordneten Rohrträgerplatte 800, 700 abgewandten Seite die Anschlussöffnung 600a, 500a auf, die einen Nenndurchmesser DN aufweist und damit einem Nenndurchtrittsquerschnitt A0 eines/einer dort angeschlossenen Verbindungsbogens/Verbindungsarmatur 1000 entspricht (A0 = DN2TT/4). Die Anschlussöffnung 600a, 500a geht übergangslos in einen Innendurchgang des/der Verbindungsbogens/Verbindungsarmatur 1000 über, der/die, in Strömungsrichtung gesehen, der zweiten Anschlussöffnung 600a nach- bzw. der ersten Anschlussöffnung 500a vorgeordnet ist. Der/die jeweilige Verbindungsbogen/Verbindungsarmatur 1000 greift zur Sicherstellung der notwendigen Hochdruckfestigkeit in den zugeordneten Austauscherflansch 600, 500 ein Stück weit, und zwar mit einer Eingriffstiefe t, ein und ist mit dem Austauscherflansch 600, 500 außen mit einer hochdruckfesten, mehrlagig ausgeführten ersten Schweißnaht S1 , vorzugsweise einer Kehlnaht, und innen mit einer zweiten Schweißnaht S2, vorzugsweise einer V-Naht, verschweißt. Das Ende jedes Innen- rohres 300 ist an der Austrittsseite in die zugeordnete Rohrträgerplatte 800, 700 rundum mit dieser mit der dritten Schweißnaht S3, vorzugsweise einer Ecknaht, verschweißt.
In der Regel ist der Rohrbündel-Wärmeaustauscher 100 aus mehr als einem Rohrbündel 100.1 zusammengesetzt. Das Rohrbündel 100.1 besteht in seinem mittleren Teil aus dem den Außenkanal 200* begrenzenden Außenmantel 200.1 mit der, bezogen auf die Darstellungslage, rechtsseitig angeordneten ersten Rohrträgerplatte 700 und der linksseitig in gleicher Weise angeordneten zweiten Rohrträgerplatte 800. Im Bereich des linksseitigen Endes des Außenmantels 200.1 ist an letzterem ein erster Anschlussstutzen 400a und im Bereich des rechtsseitigen Endes des Außenmantels 200.1 ist an letzterem ein zweiter Anschlussstutzen 400b zur Beaufschlagung mit einem Heizmedium M vorgesehen. Der Außenkanal 200* für das Heizmedium M wird von innen durch einen Innenmantel 200.2 begrenzt.
Die Innenrohre 300 enden, in Strömungsrichtung gesehen, fluidgängig wenigstens austrittsseitig in einem umlaufenden Ringraum R (Figur 4), der in der zweiten Rohrträgerplatte 800 und/oder dem zweiten Austauscherflansch 600 ausgebildet ist. Der umlaufende Ringraum R ist über einen ringraumförmigen austrittsseitigen Kanal 600b mit der zweiten Anschlussöffnung 600a fluidgängig verbunden. Der ringraumförmige austrittsseitige Kanal 600b ist radial außenseits von dem zweiten Austauscherflansch 600 und radial innenseits von dem axialsymmetrisch an der zweiten Rohrträgerplatte 800 angeordneten austrittsseitigen Verdrängerkörper 12 begrenzt. Der ringraumförmige austrittsseitige Kanal 600b weist eine definierte Er- streckungslänge L und einen definierten längenabhängigen Verlauf seiner Kanal- durchtrittsquerschnitte As auf.
Mit Blick auf das zu lösende Verteilungsproblem ist es zweckmäßig, auch die Ein- trittsseite des Rohrbündels 100.1 des Rohrbündel-Wärmeaustauschers 100 (Figur 1), adäquat zur Austrittsseite, in Form eines ringraumförmigen eintrittsseiti- gen Kanals 500b auszubilden, der radial außenseits von dem ersten Austauscherflansch 500 und radial innenseits von dem axialsymmetrisch an der ersten Rohrträgerplatte 700 angeordneten eintrittsseitigen Verdrängerkörper 11 begrenzt ist. Mit Blick auf die definierte strömungsmechanische Scherbeanspruchung wird diese eintrittsseitig nicht angestrebt; sie ist in den Innenrohren 300 und vorzugsweise im ringraumförmigen austrittsseitigen Kanal 600b verortet.
Eine mittlere erhöhte Strömungsgeschwindigkeit im Innenrohr 300 und damit im Innenkanal 200* ist mit v gekennzeichnet (Figuren 1, 4). Der ringraumförmige austrittsseitige Kanal 600b weist wenigstens überall in seinem Bereich zwischen einem größten Außendurchmesser des austrittsseitigen Verdrängerkörpers 12 und der zweiten Anschlussöffnung 600a die definierte Erstreckungslänge L und, im allgemeinsten Falle, den definierten längenabhängigen Verlauf seiner Kanaldurch- trittsquerschnitte As auf.
Vorzugsweise wird der ringraumförmige austrittseitige Kanal 600b mit einem konstanten Durchtrittsquerschnitt über die gesamte definierte Erstreckungslänge L ausgelegt (As = konst), wobei der Kanaldurchtrittsquerschnitt As in diesem Bereich einem Gesamtdurchtrittsquerschnitt NA, aller parallel durchströmten Innenrohre 300 der Anzahl N, die jeweils einen Einzeldurchtrittsquerschnitt Aj besitzen, entspricht. Dabei bemisst sich der Einzeldurchtrittsquerschnitt mit A, = D?TT/4, wobei es sich bei D, um den Rohrinnendurchmesser des Innenrohres 300 handelt. Wie vorstehend im Zusammenhang mit der konkreten Ausgestaltung des Rohrbündel-Wärmeaustauschers 100 bereits beschrieben, zeichnet sich das erfindungsgemäße Verfahren zum Betrieb eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers 100 zur Erhitzung eines temperatursensiblen Konzentrats P unter einem hohen Druck p dadurch aus, dass zum einen die vom Konzentrat P beaufschlagten Strömungswege des Rohrbündel-Wärmeaustauschers 100 derart ausgelegt sind, dass das Konzentrat P mit dem Druck p bis maximal 350 bar beaufschlagbar ist. Zum anderen wird der Rohrbündel-Wärmeaustauscher 100 bei diesem Druck p und einer austrittsseitigen Erhitzungstemperatur T derart betrieben, dass zur Erzeugung einer definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung des Konzentrats P die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit v des Konzentrats P in den Innenrohren 300 und/oder im ringraumförmigen austrittsseitigen Kanal 600b vorgesehen ist, die bis maximal 3 m/s beträgt (Figur 4). Der als Hochdruck-Wärmeaustauscher ausgebildete Rohrbündel-Wärmeaustauscher 100 weist ausgangsseitig Mittel zur definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung des geförderten Konzentrats P auf, wobei diese Mittel ohne bewegliche Elemente und/oder Zufuhr von Fremdenergie rein strömungsmechanisch durch definierte Durchtrittsquerschnitte, definierte Längen der Strömungs- wege und definierte erhöhte Strömungsgeschwindigkeiten wirksam sind. Die Mittel zur definierten Scherbeanspruchung des Konzentrats P bestehen vorzugsweise in dem ringraumförmigen austrittseitigen Kanal 600b, der einerseits mit dem Ausgang des umlaufenden Ringraumes R, der in der zweiten Rohrträgerplatte 800 und/oder dem zweiten Austauscherflansch 600 ausgebildet ist, und andererseits mit der zweiten Anschlussöffnung 600a verbunden ist. Dabei weist der ringraum- förmige austrittsseitige Kanal 600b im allgemeinsten Falle die definierte Erstre- ckungslänge L und den definierten, von der Erstreckungslänge L abhängigen Verlauf seiner Kanaldurchtrittsquerschnitte As auf. Dabei ist es im Sinne einer gleichen Verweilzeit für alle Teile des wärmebehandelten Konzentrats P von Vorteil, wie dies auch vorgeschlagen wird, dass die Kanaldurchtrittsquerschnitte As über die gesamte Erstreckungslänge L konstant sind. Diese wünschenswerte Gleichbehandlung wird weiterhin dadurch befördert, dass die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit v durch den gesamten Rohrbündel- Wärmeaustauscher 100 bzw. das jeweilige Rohrbündel 100.1 bis zum Ende des definierten Scherbeanspruchens des Konzentrats P möglichst gleichförmig ist, wobei eine weitere Ausführungsform diesbezüglich vorsieht, dass der Kanaldurch- trittsquerschnitt As des ringförmigen austrittsseitigen Kanals 600b dem Gesamt- durchtrittsquerschnitt NA, aller parallel durchströmten Innenrohre 3Ö0 entspricht.
BEZUGSZEICHENLISTE DER VERWENDETEN ABKÜRZUNGEN
11 eintrittsseitiger Verdrängerkörper
12 austrittsseitiger Verdrängerkörper
100 Rohrbündel-Wärmeaustauscher
100.1 Rohrbündel
200* Außenkanal
200.1 Außenmantel
200.2 Innenmantel
300* Innenkanal
300 Innenrohr
400a erster Anschlussstutzen
400b zweiter Anschlussstutzen
500 erster Austauscherflansch
500a erste Anschlussöffnung
500b ringraumförmiger eintrittsseitiger Kanal
600 zweiter Austauscherflansch
600a zweite Anschlussöffnung
600b ringraumförmiger austrittsseitiger Kanal
700 erste Rohrträgerplatte (Rohrspiegelplatte)
800 zweite Rohrträgerplatte (Rohrspiegelplatte)
900 Flanschdichtung
1000 Verbindungsbogen/Verbindungsarmatur
1100 Schraubbolzen
1200 Mutter
1300 Unterlegscheibe axiale Symmetrieachse
Druck
Eingriffstiefe
erhöhte Strömungsgeschwindigkeit Austritt
Einzeldurchtrittsquerschnitt (des Innenrohres (A, = Dj2TT/4))
Gesamtdurchtrittsquerschnitt (aller parallel durchströmten Innenrohre) Ka nald urchtrittsq uersch n itt
Nenndurchtrittsquerschnitt (des Verbindungsbogens; A0 = DN2TT/4)
Rohrinnendurchmesser (Innenrohr 300)
Nenndurchmesser (des Verbindungsbogens (A0 = DN2TT/4))
Eintritt
Kreis
Erstreckungslänge
Heizmedium
Anzahl (der Innenrohre 300)
Konzentrat
umlaufender Ringraum mehrlagige erste Schweißnaht
zweite Schweißnaht
dritte Schweißnaht austrittsseitigen Erhitzungstemperatur

Claims

PATENTANSPRÜCHE
1. Verfahren zum Betrieb eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers zur Erhitzung eines temperatursensiblen Konzentrats (P) eines Lebensmittelprodukts unter hohem Druck, mit dem Rohrbündel-Wärmeaustauscher (100), der die folgenden Merkmale aufweist:
• mit wenigstens einem Rohrbündel (100.1 ), das aus einer Anzahl (N) parallel geschalteten, innenseits jeweils vom Konzentrat (P) durchströmten Innenrohren (300) besteht,
• die Innenrohre (300) sind kreisringförmig, auf einem einzigen Kreis (K) angeordnet und stützen sich endseitig jeweils in einer ersten und einer zweiten Rohrträgerplatte (700, 800) ab,
• die Innenrohre (300) erstrecken sich in Längsrichtung eines als Ringraum ausgebildeten Außenkanals (200*), der von einem Heizmedium (M) durchströmt ist,
• die Innenrohre (300) besitzen einen gemeinsamen Eintritt (E), der in einem mit der ersten Rohrträgerplatte (700) verbundenen ersten Austauscherflansch (500) in Form einer dort zentrisch angeordneten ersten Anschlussöffnung (500a) ausgebildet ist,
• die Innenrohre (300) besitzen einen gemeinsamen Austritt (A), der in einem mit der zweiten Rohrträgerplatte (800) verbundenen zweiten Austauscherflansch (600) in Form einer dort zentrisch angeordneten zweiten Anschlussöffnung (600a) ausgebildet ist,
• die Innenrohre (300) enden fluidgängig wenigstens austrittsseitig in einem umlaufenden Ringraum (R), der in der zweiten Rohrträgerplatte (800) und/oder dem zweiten Austauscherflansch (600) ausgebildet ist,
• der umlaufende Ringraum (R) ist über einen ringraumförmigen austritts- seitigen Kanal (600b) mit der zweiten Anschlussöffnung (600a) fluidgängig verbunden,
• der ringra umförmige austrittsseitige Kanal (600b) ist radial außenseits von dem zweiten Austauscherflansch (600) und radial innenseits von einem axialsymmetrisch an der zweiten Rohrträgerplatte (800) angeordneten Verdrängerkörper (12) begrenzt, • der ringraumförmige austrittsseitigen Kanal (600b) weist eine definierte Erstreckungslänge (L) und einen definierten längenabhängigen Verlauf seiner Kanaldurchtrittsquerschnitte (As) auf,
dadurch gekennzeichnet,
· dass die vom Konzentrat (P) beaufschlagten Strömungswege des Rohrbündel-Wärmeaustauschers (100) derart ausgelegt sind, dass das Konzentrat (P) mit einem Druck (p) bis maximal 350 bar beaufschlagbar ist und
• dass zur Erzeugung einer definierten strömungsmechanischen Scherbe- anspruchung des Konzentrats (P) eine erhöhte Strömungsgeschwindigkeit (v) des Konzentrats (P) in den Innenrohren (300) und/oder im ring- raumförmigen austrittsseitigen Kanal (600b) vorgesehen ist, die bis maximal 3 m/s beträgt.
Verfahren nach Anspruch 1 ,
dadurch gekennzeichnet,
dass die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit (v) über die gesamte Erstreckungslänge (L) des ringraumförmigen austrittsseitigen Kanals (600b) konstant ist.
Verfahren zur Steuerung des Betriebs eines Rohrbündel-Wärmeaustauschers nach Anspruch 1 oder 2,
wobei die Steuerungsparameter für das Erhitzen und die definierte strömungsmechanische Scherbeanspruchung durch die Eigenschaften des zu erhitzenden Konzentrats (P) und die physikalischen Randbedingungen bestimmt sind,
• wobei unter den Eigenschaften des zu erhitzenden Konzentrats (P) dessen Volumenstrom, Viskosität, Druck, Temperatur und Trockenstoff- Konzentration und unter den physikalischen Randbedingungen Druck und Temperatur am Ort einer der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung nachfolgenden Behandlung des Konzentrats (P) verstanden wird, • wobei die Steuerungsparameter, jeweils bezogen auf das Konzentrat (P), der Druck (p), eine austrittsseitige Erhitzungstemperatur (T), die erhöhte Strömungsgeschwindigkeit (v) und eine Intensität der strömungsmechanischen Scherbeanspruchung sind, und
• wobei die Steuerungsparameter mittels einer vor oder bei Inbetriebnahme des Rohrbündel-Wärmeaustauschers erstellten oder hinterlegten Kalibrierfunktion eingestellt werden.
Anwendung des Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 3 in einer Anlage zum Zerstäubungstrocknen, wobei das Konzentrat (P) nach der Erhitzung und der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung anschließend unmittelbar an einen Ort seines Druckzerstäubens überführt wird, wobei eine Überführungszeit (At) für das unmittelbare Überführen durch einen entsprechenden strömungstechnisch wirksamen Abstand zwischen den Mitteln zur Durchführung der definierten strömungsmechanischen Scherbeanspruchung und dem Ort des Druckzerstäubens bestimmt ist.
Rohrbündel-Wärmeaustauscher zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1 ,
• mit wenigstens einem Rohrbündel (100.1 ), das aus einer Anzahl (N) parallel geschalteten, innenseits jeweils vom Konzentrat (P) durchströmten Innenrohren (300) besteht,
• die Innenrohre (300) sind kreisringförmig, auf einem einzigen Kreis (K) angeordnet und stützen sich endseitig jeweils in einer ersten und einer zweiten Rohrträgerplatte (700, 800) ab,
• die Innenrohre (300) erstrecken sich in Längsrichtung eines als Ringraum ausgebildeten Außenkanals (200*), der von einem Heizmedium (M) durchströmt ist,
• die Innenrohre (300) besitzen einen gemeinsamen Eintritt (E), der in einem mit der ersten Rohrträgerplatte (700) verbundenen ersten Austauscherflansch (500) in Form einer dort zentrisch angeordneten ersten Anschlussöffnung (500a) ausgebildet ist, • die Innenrohre (300) besitzen einen gemeinsamen Austritt (A), der in einem mit der zweiten Rohrträgerplatte (800) verbundenen zweiten Austauscherflansch (600) in Form einer dort zentrisch angeordneten zweiten Anschlussöffnung (600a) ausgebildet ist,
• die Innenrohre (300) enden fluidgängig wenigstens austrittsseitig in einem umlaufenden Ringraum (R), der in der zweiten Rohrträgerplatte (800) und/oder dem zweiten Austauscherflansch (600) ausgebildet ist,
• der umlaufende Ringraum (R) ist über einen ringraumförmigen austritts- seitigen Kanal (600b) mit der zweiten Anschlussöffnung (600a) fluidgängig verbunden,
• der ringraumförmige austrittsseitige Kanal (600b) ist radial außenseits von dem zweiten Austauscherflansch (600) und radial innenseits von einem axialsymmetrisch an der zweiten Rohrträgerplatte (800) angeordneten Verdrängerkörper (12) begrenzt,
• der ringraumförmige austrittsseitigen Kanal (600b) weist eine definierte Erstreckungslänge (L) und einen definierten längenabhängigen Verlauf seiner Kanaldurchtrittsquerschnitte (As) auf,
dadurch gekennzeichnet,
• dass die erste Anschlussöffnung (500a) übergangslos in einen Innendurchgang eines Verbindungsbogens oder einer Verbindungsarmatur (1000) übergeht, der/die, in Strömungsrichtung gesehen, der ersten Anschlussöffnung (500a) vorgeordnet ist,
• dass die zweite Anschlussöffnung (600a) übergangslos in einen Innendurchgang eines Verbindungsbogens oder einer Verbindungsarmatur (1000) übergeht, der/die, in Strömungsrichtung gesehen, der zweiten Anschlussöffnung (600a) nachgeordnet ist,
• dass der/die jeweilige Verbindungsbogen/Verbindungsarmatur (1000) in den zugeordneten Austauscherflansch (500; 600) ein Stück weit eingreift und mit dem Austauscherflansch (500; 600) außen mit einer hochdruckfesten, mehrlagig ausgeführten ersten Schweißnaht (S1 ) und innen mit einer zweiten Schweißnaht (S2) verschweißt ist und • dass das Ende jedes Innenrohres (300) an der Austrittsseite in die zugeordnete Rohrträgerplatte (700; 800) rundum mit dieser mit einer hochdruckfesten dritten Schweißnaht (S3) verschweißt ist.
Rohrbündel-Wärmeaustauscher nach Anspruch 5,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Kanaldurchtrittsquerschnitte des ringraumförmigen austrittsseitigen Kanals (600b) über die gesamte Erstreckungslänge (L) konstant sind.
Rohrbündel-Wärmeaustauscher nach Anspruch 6,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Kanaldurchtrittsquerschnitt (As) dem Gesamtdurchtrittsquerschnitt (NA,) aller parallel durchströmten Innenrohre (300) entspricht.
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