Full text of DOI:10.1002/1522-2640(200008)72:8<848::AID-CITE848>3.0.CO;2-8

Chemie Ingenieur Technik (72) 8 I 2000
S. 848 ± 852 ã WILEY-VCH Verlag GmbH, D-69469 Weinheim, 2000
848 W I S S E N S C H A F T L I C H E K U R Z M I T T E I L U N G E N
0009-286X/2000/0808-0848 $17.50 +.50/0
Abschnitt 2 genannten Bedingungen ist die Berechnungs-
vorschrift offensichtlich gut anwendbar.
q
[kg/m3] Dichte
s0
sW
v
[Pa]
Flieûgrenze
[Pa]
Wandschubspannung
Gemischgeschwindigkeit
[m/s]
7 Schlussfolgerung
Mit den am Institut durchgefuÈ hrten Versuchen zur Grob-
kornbeladung von homogenen Suspensionen konnte nach-
gewiesen werden, dass sich solche TransportvorgaÈnge unter
bestimmten Voraussetzungen mit dem modifizierten empi-
rischen Ansatz von MAR O N /P IE R C E beschreiben lassen.
FuÈ r die Anwendbarkeit der Beziehung muÈ ssen
Literatur
[1] M ARO N, S. H.; PIERCE , P. E .
Application of Ree-Eyring Generalized Flow Theo-
ry to Suspensions of Spherical Particles, J. Colloid
Sci. 11 (1956) S. 80/95.
[2] POSL INSKI , A. J.; RYAN, M . E .; GUPTA, R . K .; SESH ADRI , S. G.;
F RE CH ET T E, F. J.
folgende Voraussetzungen erfuÈ llt sein:
Rheological Behavior of Filled Polymeric Systems
II, J. Rheol. 32 (1988) S. 751/771.
±
±
±
Die Grobkornpartikel lassen sich als nicht-interaktive
Partikel auffassen.
[3] CA RRE AU, P. J.; DE KEE , D. C. R .; CH HABRA, R . P.
Rheology of Polymeric Systems, Hanser Verlag,
MuÈ nchen, Wien, New York 1997.
Die grobdisperse Phase nimmt kein Dispersionsmittel
auf.
Die grobdisperse Phase wird durch die Matrixsuspensi-
on sedimentationsfrei aufgenommen.
Die VeraÈnderung des Transportwiderstandes der
[4] DE D E GIL , Y.
International Symposium on Slurry-Flows, Ameri-
can Society of Mechanical Engineers, Fluid Engin-
eering Division, Vol. 38, S. 9/15.
Suspension bei Grobkornzugabe haÈngt also nur von der Auf-
konzentration durch die Grobkornkomponente ab. Ein Ein-
fluss der Grobkorndichte sowie auch weitgehendst der Par-
tikelform auf eine Ønderung des Druckverlustes ist nicht ge-
geben.
Einfluss von Partikeln auf die
Fluidturbulenz in einer verzoÈgerten
Gas/FeststoffstroÈmung*
Eingegangen am 6. MaÈrz 2000 [K 2693]
Formelzeichen
O L I V E R T R I E S C H U N D M A T T H I A S
B O H N E T * *
cR
[-]
[-]
[-]
volumetrischer Feststoffanteil an der
Suspension
1 Problemstellung
cR*
volumetrischer Feststoffanteil der
Matrixsuspension
Durch Anwesenheit von Partikeln kann in einer StroÈmung
die Gasturbulenz verstaÈrkt oder gedaÈmpft werden. Zahl-
reiche Untersuchungen in voll ausgebildeter Rohr- oder
KanalstroÈmung [1, 2] haben gezeigt, dass kleine Partikel
(dP ꢀ 200 lm) die Turbulenz daÈmpfen und groûe Partikel
(dP ꢁ 1000 lm) diese anfachen1). Im Ûbergangsbereich wur-
den beide Formen der Turbulenzmodulation beobachtet.
Da sich viele VeroÈffentlichungen auf die Behand-
cR,max
maximal moÈgliche Feststoffbeladung
der Suspension
D
[1/s]
Scherrate
d50
[lm]
mittlerer Partikeldurchmesser des
Matrix - Feststoffes
dp
[mm]
mittlerer Partikeldurchmesser des
Grobkorns
lung der voll ausgebildeten StroÈmung beschraÈnken, wurde
die Turbulenzuntersuchung auf die verzoÈgerte StroÈmung
ausgedehnt. Durch eine kontinuierliche Rohraufweitung
(Diffusor) wird die Gas-FeststoffstroÈmung abgebremst.
Nach Abb. 1, in der die GeschwindigkeitsverlaÈufe einer ver-
tikal aufwaÈrts gerichteten DiffusorstroÈmung fuÈ r eine kon-
stante radiale Position (r/R = 0,5) repraÈsentativ dargestellt
sind, wird die GasstroÈmung sehr schnell auf ihre Endge-
schwindigkeit hinter dem Diffusor verzoÈgert. FuÈ r die Parti-
kel (Glaskugeln, dP = 150 lm) reicht eine Strecke von knapp
3 m dagegen noch nicht zur vollstaÈndigen Abgabe ihrer
dP,max
DpV/L
k
[mm]
[Pa/m]
[-]
maximale PartikelgroÈûe
Druckverlustgradient
Rohrreibungsbeiwert
gG
[Pa s]
dynamische ViskositaÈt des
(grobkornbeladenen) Gemisches
dynamische ViskositaÈt der Matrix
auf die Matrix normierte dynamische
ViskositaÈt
gM
[Pa s]
[Pa s]
gnorm.
gr
gS
k
[-]
relative ViskositaÈt
[Pa s]
[-]
scheinbare dynamische ViskositaÈt
Konsistenzkoeffizient im Herschel/
Bulkley-Modell
n
q
[-]
[-]
Flieûexponent im Herschel/Bulkley-
Modell
..............................................................................................................
Vortrag auf der GVC-Fachausschuss-Sitzung
¹MehrphasenstroÈ mungª, am 29. Febr. 2000
in Bamberg.
*
volumetrischer Anteil des Grobkornes
am Gesamtfeststoffanteil
Rohrleitungsradius
Dipl.-Ing. O. TRI ES CH, Prof. Dr.-Ing M. BO HN ET,
Institut fuÈ r Verfahrens- und Kerntechnik,
TU Braunschweig, Langer Kamp 7,
D-38106 Braunschweig.
**
R
[m]
[-]
Res
scheinbare bzw. effektive Reynolds-
Zahl
1) Eine Zusammenstellung der Formelzeichen
befindet sich am Schluss des Beitrags.

Chemie Ingenieur Technik (72) 8 I 2000
T u r b u l e n z 849
Abbildung 1.
Abbildung 2.
Geschwindigkeitsverlauf entlang der vertikalen Rohr- und
DiffusorstroÈ mung.
Versuchsanlage zur Turbulenzmessung in der vertikalen Dif-
fusorstroÈ mung.
kinetischen Energie aus. Entsprechend Abb. 1 aÈndert sich
daher entlang der Nachlaufstrecke des Diffusors die Relativ-
geschwindigkeit zwischen Gas und Feststoff.
2 Versuchsaufbau und Messprinzip
Abb. 2 zeigt die Versuchsanlage. Der GasstroÈmung wird ein
Aerosol (Di-ethyl-hexyl-sebacat) mit der TroÈpfchengroÈûe
dP = 1 lm zugegeben, um die Gasgeschwindigkeit mit Hilfe
eines Phasen-Doppler-Anemometers (PDA) messen zu
koÈnnen. Die Feststoffpartikel werden mit einem Schnecken-
dosierer kontinuierlich zugegeben, im Aufgabestrom ent-
haltene Agglomerate werden im Injektor zerteilt. Der Diffu-
sor kann an verschiedenen Stellen in der vertikalen pneu-
matischen FoÈrderleitung eingebaut werden, so dass es mit
der fest installierten PDA-Messeinrichtung moÈglich ist,
entsprechend Abb. 1 an verschiedenen axialen Positionen
Geschwindigkeits- und Turbulenzprofile aufzunehmen.
FuÈ r die Zuordnung der Geschwindigkeitssignale zur Aero-
sol- oder Partikelphase wird die gleichzeitig gemessene
PartikelgroÈûe herangezogen.
Optiken sind entprechend Abb. 3 auf einer Kreisschiene ver-
schiebbar angeordnet, der gesamte optische Aufbau kann
horizontal zur Messung radialer Profile verschoben werden.
Entsprechend einem Vorschlag von TR O P EA [3]
werden die radiale Schwankungsgeschwindigkeit v` und
die Reynolds-Spannung qu`v` indirekt uÈ ber die Komponen-
ten unter den Winkeln H1 = +458 und H2 = ± 458 (wie in
Abb. 3 dargestellt) gemessen und mit Hilfe der nachfolgen-
den Gleichungen berechnet:
Abbildung 3.
Anordnung der PDA-Optiken zur Bestimmung radialer
Schwankungsgeschwindigkeiten v` und gemittelter Rey-
nolds-Spannungen qu`v`.
Hinter der Messstrecke werden die Partikel in
einem Zyklon abgetrennt und uÈ ber eine Feststoffschleuse
zum VorlagebehaÈlter zuruÈ ckgefuÈ hrt. Der aus dem Tauch-
rohr des Zyklons austretende, weitgehend von Partikeln be-
freite Gasstrom wird mit einer Messblende bestimmt. Dem
GeblaÈse ist ein Feinfilter zur Abtrennung kleinster Partikel
vorgeschaltet.
Mit dem PDA werden radiale Profile der axialen
und radialen Schwankungsgeschwindigkeit sowie der axi-
al-radialen Reynolds-Spannung aufgenommen. Es wird ein
1-Komponenten-PDA mit getrennter Sende- und Emp-
fangsoptik (Firma TSI-AEROMETRICS) verwendet. Die An-
zahl der Komponenten bezeichnet hierbei die Anzahl der
gleichzeitig messbaren Geschwindigkeitsrichtungen. Beide

Chemie Ingenieur Technik (72) 8 I 2000
850 W I S S E N S C H A F T L I C H E K U R Z M I T T E I L U N G E N
Wandrauhigkeit auf das Stoûverhalten der Partikel an der
Rohrwand und StoÈûe zwischen Partikeln beruÈ cksichtigt. NaÈ-
here Einzelheiten sind in [4] erlaÈutert.
m02 ˆ u02
‡ u02
u02
hˆ08
ꢂ1†
ꢂ2†
hˆ‡458
hˆ 458
u02
u02
hˆ 458
hˆ‡458
u0 m0 ˆ
Die Kopplung beider Phasen erfolgt uÈ ber den
Impulsaustausch. Dabei wird der durch die Partikelum-
stroÈmung auftretende StroÈmungswiderstand in den Impuls-
gleichungen der Gasphase als Quellterm beruÈ cksichtigt. In
den Turbulenzgleichungen werden hingegen keine Quell-
terme von turbulenter Energieproduktion oder Dissipation
definiert, die Ønderung der turbulenten Eigenschaften
durch Anwesenheit von Partikeln wird in der Simulation
folglich allein durch den uÈ bertragenen Impuls bewirkt.
Die Randwerte der Simulation, die denen aus dem
Experiment entsprechen, sind in Tab. 1 aufgefuÈ hrt.
Aufgrund der simulierten RohrlaÈnge vor dem Dif-
fusor von L1 = 5 m wird genau wie im Experiment eine voll
ausgebildete StroÈmung am Diffusoreintritt erzielt. Die Ein-
trittsgeschwindigkeit des Diffusors verringert sich aufgrund
der Querschnittserweiterung hinter dem Diffusor auf
u2 = 7,7 m/s.
2
Die axiale Schwankungsgeschwindigkeit u` kann
direkt gemessen werden, eine entsprechende Darstellung
ist in Abb. 3 nicht enthalten. In diesem Fall gilt H = 08 fuÈ r
den Sender und u = 908 fuÈ r den EmpfaÈnger.
3 Modellbildung mit CFD
Zur StroÈmungssimulation wurde die Software Fluent 4.5
verwendet, in der zur Berechnung von Druck- und Ge-
schwindigkeitsverteilungen die gemittelten Erhaltungs-
gleichungen von Masse und Impuls geloÈst werden. Zur Be-
rechnung turbulenter Eigenschaften wird das Reynolds-
Spannungs-Modell (RSM) verwendet, da hierin die Turbu-
lenzkomponenten in jeder Richtung ohne Annahme von
Isotropie ermittelt werden. Eine Option bei der Verwendung
des RSM in Fluent besteht darin, in der NaÈhe der Rohrwand
die DaÈmpfung der turbulenten Normalkomponente zur
Wand zu beruÈ cksichtigen. Dadurch wird in der Simulation
eine Verbesserung der Ûbereinstimmung von Messung
und Rechnung erzielt.
4 Messergebnisse und Vergleich
mit der Simulation
In Abb. 4 sind die axialen und radialen Turbulenzgrade
uÈ ber dem dimensionslosen Radius aufgetragen. Aus den
Messungen der feststofffreien StroÈmung erkennt man eine
zur Wand hin zunehmende Anisotropie. Die VerlaÈufe der
berechneten Turbulenzgrade (oÈrtliche Schwankungsge-
schwindigkeit bezogen auf die mittlere axiale Geschwindig-
keit) stimmen mit den Messungen gut uÈ berein. FuÈ r beide
Richtungen daÈmpfen die Partikel die Turbulenz, was von
der Simulation ebenfalls richtig erfasst wird.
Die disperse Phase wird durch die Simulation re-
praÈsentativer Partikelflugbahnen simuliert (Methode nach
LAGRA NGE ). Aus dem KraÈftegleichgewicht zwischen TraÈg-
heit, StroÈmungswiderstand, Gravitation und Magnus-Kraft
(Ablenkung rotierender Partikel senkrecht zu Rotations-
und Flugrichtung) ergibt sich die Partikelbewegungsglei-
chung, die zur Ermittlung der Geschwindigkeitskomponen-
ten in diskreten Zeitschritten zu integrieren ist. Die im StroÈ-
mungswiderstand enthaltene Gasgeschwindigkeit errech-
net sich aus einem Mittel- und einem momentanen Schwan-
kungswert, der sich unter BeruÈ cksichtigung der Turbulenz-
werte der GasstroÈmung zufaÈllig ergibt. Zur Ermittlung des
zeitlichen Verlaufs der durch WandstoÈûe ausgeloÈsten Parti-
kelrotation wird eine Drehimpulsbilanz aus DrehtraÈgheit
und Reibmoment geloÈst. Weiterhin sind der Einfluss der
FuÈ r den Bereich der starken Partikelabbremsung
hinter dem Diffusor wird die Turbulenzmodulation durch
die Partikel exemplarisch anhand der Ergebnisse in Abb.
5 beschrieben. Die Schwankungsgeschwindigkeiten werden
hierin auf die reduzierte mittlere Axialgeschwindigkeit u2
bezogen. Die Anisotropie bleibt im Bereich der VerzoÈgerung
Abbildung 4.
Tabelle 1.
Axiale und radiale Turbulenzgrade am Diffusoreintritt.
StroÈ mungs- und Geometrieparameter.
GroÈ ûe
Wert
Durchmesser Diffusoreintritt
D
D
1 = 29 mm
2 = 52,3 mm
Durchmesser Diffusoraustritt
DiffusoroÈ ffnungswinkel zur Rohrachse
Simulierte RohrlaÈ nge vor dem Diffusor
a = 68
L
1 = 5m
P = 100 ± 200 lm
Verteilungsbreite der PartikelgroÈ ûe
(Gauss-Verteilung)
d
Partikeldichte
qP = 2500 kg/m3
_
_
Feststoffbeladung
l ˆ MP=M ˆ 0,5
1 = 25 m/s
Mittlere Diffusoreintrittsgeschwindigkeit
Messposition Diffusoreintritt
Messpositionen hinter dem Diffusor
u
x = -0,3 m
x = 0,2 m
x = 0,7 m
x = 1,2 m
x = 2,2 m

Chemie Ingenieur Technik (72) 8 I 2000
T u r b u l e n z 851
Abbildung 5.
5 Schlussfolgerungen
Axiale und radiale Turbulenzgrade 0,7 m hinter dem Diffu-
sor.
Die DaÈmpfung der Turbulenz am Diffusoreintritt stimmt mit
den Messungen anderer Autoren fuÈ r ReP < 100 uÈ berein [1, 2].
ReP bezeichnet die Reynolds-Zahl der PartikelumstroÈmung
mit folgender Definition:
ju uPj dP
q
ReP
ˆ
ꢂ3†
g
In der vorliegenden Untersuchung gilt fuÈ r die voll
ausgebildete StroÈmung am Diffusoreintritt ReP = 50.
Die Anfachung der Turbulenz hinter dem Diffusor
hat ihre Ursache in der VeraÈnderung des Geschwindigkeits-
profils des Gases, dessen radialer Gradient ein Maû fuÈ r den
Turbulenzgrad ist. Am Diffusoraustritt wird numerisch und
experimentell ein steileres Profil bei Anwesenheit der Par-
tikel beobachtet. ErklaÈren laÈsst sich das steilere Profil da-
durch, dass die Partikel hinter dem Diffusor vorwiegend
im Kern der StroÈmung anzutreffen sind, wo dann auch
der Impuls auf die GasstroÈmung groÈûer ist. Da der Impuls
aufgrund der im Vergleich zur Gasgeschwindigkeit hoÈheren
Partikelgeschwindigkeit in StroÈmungsrichtung wirkt, erhoÈht
sich in der Rohrmitte die Gasgeschwindigkeit, was aus Kon-
tinuitaÈtsgruÈ nden durch niedrigere Gasgeschwindigkeiten in
WandnaÈhe wieder ausgeglichen wird.
erhalten, allerdings zeigt sich axial wie radial eine An-
fachung der Turbulenz durch die Partikel. Wenn man von
der AxialstroÈmung in der NaÈhe der Rohrachse absieht,
wird dieser Trend mit zufriedenstellender Ûbereinstim-
mung von der Simulation wiedergegeben.
Ein weiteres Indiz fuÈ r die VeraÈnderung des Ge-
schwindigkeitsgradienten infolge der ImpulsuÈ bertragung
zwischen beiden Phasen, als Hauptursache der Turbulenz-
modulation hinter dem Diffusor, ist die korrekte qualitative
Wiedergabe durch die Simulation, da diese den Partikelein-
fluss nur aufgrund der ImpulsuÈ bertragung berechnet.
Ein weiterer Mechanismus, die WirbelabloÈsung
2,2 m hinter dem Diffusor, wo die Partikel weit-
gehend abgebremst sind, ergeben sich aÈhnliche Werte wie
in Abb. 4.
In Abb. 6 sind gemittelte axial-radiale Reynolds-
Spannungen dargestellt, die zur uÈ bersichtlicheren Darstel-
lung auf die mittlere Axialgeschwindigkeit bezogen sind.
Auch hier bestaÈtigt sich die Tendenz aus den Untersuchun-
gen der Schwankungsgeschwindigkeiten. In der voll ausge-
bildeten RohrstroÈmung (x = ± 0,3 m) und in hinreichendem
Abstand hinter dem Diffusor (x = 2,2 m) wird die turbulente
Reynolds-Spannung gedaÈmpft, kurz hinter dem Diffusor
(x = 0,7 m) erfolgt eine Anfachung.
infolge der PartikelumstroÈmung, kann in der Simulation
nur aufgrund von Quelltermen in den turbulenten Glei-
chungen beruÈ cksichtigt werden, was in der vorliegenden
Untersuchung jedoch nicht erfolgt ist. Allerdings scheint
dieser Mechanismus bei den untersuchten Partikeln eine
untergeordnete Rolle zu spielen, da die groÈûten Reynolds-
Zahlen der PartikelumstroÈmung bei ReP = 120 liegen und
diese deutlich unter der kritischen Reynolds-Zahl von
ReP,k = 400 liegt, ab der durch WirbelabloÈsung Turbulenzan-
fachung beobachtet wurde [5].
Abbildung 6.
Die Forschungsarbeiten zur Turbulenzuntersuchung wurden
von der Deutschen Forschungsgemeinschaft gefoÈrdert.
Bezogene gemittelte Reynolds-Spannung qu`v`/u an ver-
schiedenen Messpositionen.
Eingegangen am 6. April 2000 [K 2703]
Formelzeichen
D
[m]
Rohrdurchmesser
Partikeldurchmesser
RohrlaÈnge
dP
L
[m]
[m]
Re
Tu
r
[-]
Reynolds-Zahl
[Tu]
[m]
Turbulenzgrad
radiale Laufkoordinate
Rohrradius
R
[m]
u
[m s-1]
[m s-1]
[m]
axiale Geschwindigkeit
radiale Geschwindigkeit
axiale Laufkoordinate
v
x
qu`v`
[kg m-1 s-2] axial-radiale Reynolds-Spannung

Chemie Ingenieur Technik (72) 8 I 2000
S. 852 ± 858 ã WILEY-VCH Verlag GmbH, D-69469 Weinheim, 2000
852 W I S S E N S C H A F T L I C H E K U R Z M I T T E I L U N G E N
0009-286X/2000/0808-0852 $17.50 +.50/0
g r i e c h i s c h e B u c h s t a b e n
Bislang werden je nach Anwendungsfall einfa-
ches Abtropfen, der laminare Strahlzerfall (Vibrationsver-
fahren), Atomizer-Verfahren oder Agglomerations- bzw.
Granulationsverfahren zur Partikelformung eingesetzt.
Nachteilig bei diesen Verfahren ist insbesondere die Be-
schraÈnkung, nur niedrigviskose Fluide einsetzen zu koÈnnen,
sowie das Problem, nicht gleichzeitig monodisperse Partikel
mit hohen Produktionsraten herstellen zu koÈnnen.
Das kuÈ rzlich vorgestellte Strahlschneider-Verfah-
a
[8]
halber DiffusoroÈffnungswinkel
g
[kg m-1 s-1] dynamische ViskositaÈt
u
l
H
q
[8]
Winkelposition des EmpfaÈngers
[-]
Feststoffbeladung
Winkelposition des Senders
Dichte
[8]
[kg m-3]
I n d i c e s
k
P
1
2
`
kritisch
Partikel
ren [1 ± 4] ist eine neue Technologie zur Herstellung mono-
disperser Partikel (Perlen), das aufgrund seiner Vorteile
(einfache Technologie, Einsatz niedrig- bis hochviskoser
Fluide, hohe Produktionsraten, einfaches Scale-up) ein gro-
ûes Potential besitzt, die bislang gaÈngigen Verfahren zur Par-
tikelherstellung zu ersetzen.
vor dem Diffusor
hinter dem Diffusor
SchwankungsgroÈûe
Literatur
2 Das Strahlschneider-Verfahren
2.1 Funktionsprinzip
[1] TSU JI, Y.; M OR IK AW A, Y.; SH IOM I , H.
LDV Measurements of an Air-Solid Two-Phase
Flow in a Vertical Pipe, J. Fluid Mech. 139 (1984)
S. 417/434.
Zur Perlenherstellung mit dem Strahlschneider-Verfahren
wird das Fluid, aus dem die Partikel hergestellt werden sol-
len, in Form eines Vollstrahles mit hohen Geschwindigkei-
ten aus einer DuÈ se gedruÈ ckt. Direkt unterhalb der DuÈ se be-
findet sich ein rotierendes Schneidwerkzeug, das aus kurzen
DraÈhten in einer Fassung besteht, welches den Fluidvoll-
strahl in zylindrische Segmente zerteilt. Beim weiteren Fal-
len formen sich aus diesen Segmenten aufgrund der Ober-
flaÈchenspannung sphaÈrische Partikel, die aufgefangen wer-
den koÈnnen. Eine Prinzipskizze des Strahlschneider-Ver-
fahrens ist in Abb. 1 dargestellt.
[2] K UL IC K, J. D.; F ES SLE R, J. R .; E ATON, J. K .
Particle Response and Turbulence Modulation in
Fully Developed Channel Flow, J. Fluid Mech. 277
(1994) S. 109/134.
[3] TR OPE A, C.
A Note Concerning the Use of a One-Component
LDA to Measure Shear Stress Terms, Exper. in
Fluids 1 (1983) S. 209/210.
[4] TR IE SCH , O.; BOH NET, M .
CFD-Calculation of Pressure Drop for Pipe and
Diffuser Gas-Solids Flow, in: Two-Phase Flow
Modelling and Experimentation 1999 (Hrsg.:
CE LATA, G. P.; DI M AR CO, P.; SH AH, R . K .), Edizioni ETS,
Pisa 1999, Vol. 2, S. 1343/1349.
Die GroÈûe der hergestellten Partikel ist zur Zeit im
Bereich von etwa 120 lm bis hin zu mehreren Millimetern
frei waÈhlbar und kann durch den DuÈ sendurchmesser, den
Volumenstrom durch die DuÈ se, die Anzahl an SchneiddraÈh-
ten und die Rotationsgeschwindigkeit des Schneidwerkzeu-
ges eingestellt werden. Die ViskositaÈt des Fluids hat keinen
limitierenden Einfluss auf die Partikelbildung an sich, son-
dern nur auf den Druckverlust in der DuÈ se, der aber leicht
durch ein geeignetes FoÈrderaggregat uÈ berwunden werden
kann. Somit koÈnnen mit dem Strahlschneider-Verfahren
niedrig-, mittel- und sogar hochviskose, sirup-artige Fluide
mit ViskositaÈten bis zu einigen Tausend mPa Á s verarbeitet
werden.
[5] HE TSR ONI, G.
Particles-Turbulence Interaction, Int. J. Multiphase
Flow 15 (1989) S. 735/746.
Herstellung sphaÈrischer Partikel mit
dem Strahlschneider-Verfahren*
U L F P R Û û E , J Ú R G D A L L U H N , J Û R G E N B R E F O R D U N D
K L A U S - D I E T E R
V O R L O P * *
1 Problemstellung
Abbildung 1.
Prinzipskizze des Strahlschneider-Verfahrens.
Verfahren zur Herstellung monodisperser Partikel aus Flui-
den sind von groûem wirtschaftlichen Interesse und finden
in verschiedenen Industriezweigen, z. B. der Lebensmittel-
industrie, der pharmazeutischen und chemischen Industrie
oder der Biotechnologie, Anwendung.
..............................................................................................................
Vortrag anlaÈ sslich der GVC-Jahrestagung,
29. Sept./1. Okt. 1999 in Leipzig.
Dr. U. P R Ûû E, Dr. J. DALLU HN, J. BRE FO RD, Prof.
Dr. K.-D. VO RL OP, Bundesforschungsanstalt fuÈ r
Landwirtschaft (FAL), Institut fuÈ r Technolo-
gie und Biosystemtechnik, Bundesallee 50,
D-38116 Braunschweig.
*
**