/
Author: Мазуров Д.Я.
Tags: производство гипса, извести, цемента вяжущие материалы строительные растворы и смеси тепловые двигатели в целом получение, распределение и использование пара паровые машины паровые котлы силикатные производства в целом строительные материалы теплотехника учебник для техникумов промышленное оборудование
Year: 1982
Text
ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ
ЗАВОДОВ
ВЯЖУЩИХ
МАТЕРИАЛОВ
Д. я. МАЗУРОВ
ТЕ ПЛ ОТЕХНИЧЕСКОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ
ЗАВОДОВ ВЯЖУЩИХ
МАТЕРИАЛОВ
Второе издание,
переработанное и дополненное
Допущено Министерством промышленности строительных материалов
СССР в качестве учебника для техникумов промышленности
строительных материалов
Москва
Стройиздат
1982
ББК 35.41
М 13
УДК 666.9.013:621.1.016.4(075.32)
Рецензенты: канд. техн, наук А. Ф. Мешик (НИИЦемент), В. И. Юрта (Днепро-
дзержинский индустриальный техникум).
Мазуров Д. Я.
М 13 Теплотехническое оборудование заводов вяжу-
щих материалов: Учебник для техникумов. — 2-е
изд, перераб. и доп —М.: Стройиздат, 1982.— 288
с., ил.
Рассмотрены основные виды вяжущих материалов, их свойства и
технологические схемы производства, а также способы сжигания
топлива, пути совершенствования теплотехнического оборудования,
экономии топливно-энергетических ресурсов. Изложены теоретические
основы теплотехники в производстве вяжущих материалов н методы
расчета оборудования. Описано оборудование для низкотемпературных
процессов сушки, дегидратации, тепловлажностиой обработки, высо-
котемпературных обжиговых процессов, а также пылеосаднтельное
оборудование и системы газоочистки.
Для учащихся техникумов промышленности строительных мате-
риалов.
3203000000—578
М --------------- 53—83
047(01)—82
ББК 35.41
6П7.3
© Стройиздат, 1975
© Стройиздат, 1982, с изменениями
ПРЕДИСЛОВИЕ
В производстве вяжущих строительных материалов достигаемый экономи-
ческий эффект в значительной степени зависит от рационального расходования
топлива, потребляемого обжигательными печами, сушильными установками и
другими теплоиспользующими аппаратами.
Руководствуясь решениями XXVI съезда КПСС, в настоящее время прини-
маются меры, способствующие повышению эффективности использования всех
видов топливно-энергетических ресурсов. В производстве вяжущих материалов —
это модернизация действующего и замена устаревшего оборудования, оптимиза-
ция работы тепловых агрегатов с целью снижения удельных расходов топлива,
в первую очередь мазута, и замена дорогостоящих видов топлива на более де-
шевые.
В производстве вяжущих материалов за период 1981—1985 гг. средний еже-
годный расход условного топлива составляет около 40 млн. т. Экономия услов-
ного топлива, расходуемого на технологические нужды, должна составлять в
1985 г. примерно 1 млн. т, что соответствует снижению нормы удельного рас-
хода по сравнению с 1980 г. в среднем на 2,5%.
В успешном решении таких задач большое значение имеет качество под-
готовки молодых специалистов.
Они должны уметь решать технические задачи по рациональному
использованию теплопотребляющего оборудования при минимальном расходова-
нии топлива, а также с учетом защиты окружающей среды от загрязнения.
Настоящий учебник написан в соответствии с утвержденной программой. Он
предназначен для техникумов промышленности строительных материалов. В
процессе учебы учащиеся наряду с использованием материала учебника выпол-
няют расчеты и лабораторные работы, курсовые и дипломные проекты. Все эти
работы отражают современный уровень промышленной теплотехники в производ-
стве вижущих строительных материалов.
Первое издание учебника с таким же названием вышло в 1975 г.*. Настоя-
щее издание переработано и дополнено новыми методами расчета по теплотех-
ническому оборудованию заводов вяжущих материалов и по очистке запыленных
дымовых газов, выбрасываемых в атмосферу. В издаваемом учебнике учтены
пожелания преподавателей техникумов и специалистов отрасли. Автор благо-
дарит рецензентов А. Ф. Мешика и В. И. Юргу за замечания, которые позво-
лили улучшить содержание настоящего учебника.
* Мазуров Д. Я. Теплотехническое оборудование заводов вяжущих мате-
риалов. М, 1975.
1* Зак 369
- 3 -
ВВЕДЕНИЕ
Существует три вида минеральных вяжущих материалов: цемент, известь и
гипс. Их получают термообработкой природных материалов, промышленных от-
ходов или их смесей.
Сейчас цемент повсеместно занимает в изготовлении основных строитель-
ных деталей и узлов господствующее положение. Цементные бетоны и раство-
ры иепревзойдены по скорости твердения, механической прочности и долго-
вечности как на воздухе, так и в воде. Цемент получают обжигом сырьевой
смеси заданного состава, при котором исходные компоненты вступают в соеди-
нения между собой в стехиометрических соотношениях и образуют искусствен-
ные минералы с хорошими вяжущими свойствами. Продукт обжига измельчают
в порошок.
Ускоренными темпами развивается производство цемента сухим способом с
применением новейшей технологии. Возрастает выпуск высокомарочных и спе-
циальных цементов: быстротвердеющего, напрягающего и декоративного.
Очень важная проблема — внедрение технологических процессов, ие загряз-
няющих окружающую серду 4с_не-доцускающих отходов-производства В отра-
сли вяжущих материалов требуется улучшать очистку дымовых газов от пыли и
предотвращать загрязнение атмосферы и водоемов отходами производства
Очистные сооружения предназначены главным образом для защиты природы от
загрязнения, вызываемого работой теплотехнического оборудования — печей,
сушилок и теплообменных аппаратов, выбрасывающих запыленные дымовые
газ».
Традиционным направлением технического прогресса в отрасли вяжущих
материалов, как и в других отраслях народного хозяйства, является концентра-
ция производства с повышением единичной мощности агрегатов, механизацией и
автоматизацией трудоемких процессов. Значительный эффект приносит внедре-
ние безотходной и малооперапиониой технологии, например, комплексного ис-
пользования сырьевых баз дли производства цемента и извести, а также при-
менение оборудования для совмещенных сушильно-размольных процессов
Пылящее оборудование оснащают пылеосадительными аппаратами (цикло-
нами, электрофильтрами) дли обеспыливания газов. Печные агрегаты снабжа-
ют централизованным контролем, который дает возможность получить инфор
мацию о ходе обжигового процесса.
Расход воды и топлива можно сократить при внедрении на цементных за-
водах, работающих по мокрому способу, замкнутой водооборотной системы, если
применять механическое обезвоживание сырьевой смеси (шлама) перец обжи-
гом с возвратом отфильтрованной воды в производственный цикл. Этот метод
широко применяют при обогащении и агломерации железной руды. В произ-
водстве вяжущих материалов он распространен мало.
В наше время, когда кислород, получаемый методом разделения воздуха,
стаиовитси доступным (мировое производство его измеряется десятками милли-
ардов кубометров в год), следует! применять кислородное дутье
на цементных и известковых печах, с целью экономии капиталовложений, топ-
лива, улучшения качества продукции и сокращения газовых выбросов в атмо-
сферу.
Достигнутая в СССР интенсификация доменного процесса путем повышения
давления дутья через фурмы доменных печей может быть с соответствующей
корректировкой перенесена в обжиговые процессы производства вяжущих ма-
териалов на шахтных печах. На цементных шахтных печах по аналогии с до-
менными примениют повышенное воздушное дутье, что значительно ускоряет
обжиговый процесс. Однако на более многочисленных известковых шахтных пе-
чах этот способ пока не освоен, хотя применение его позволило бы работать на
мелкокусковом .известняке при увеличенной производительности печей и сокра-
щении отходов сырья.
— 4 —
Глава I. ОБЩИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ОТРАСЛИ
ВЯЖУЩИХ СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
§ 1.1. ВИДЫ, СВОЙСТВА И ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ ВЯЖУЩИХ
Вяжущие материалы разделяют на гидравлические, твердею-
щие и сохраняющие прочность на воздухе и в воде, и воздушные,
которые способны твердеть и сохранять прочность только на воз-
духе.
Гидравлические вяжущие материалы составляют большую
группу цементов: портландцемент, шлакопортландцемент, пуццола-
новый портландцемент и их разновидности, портландцемент для
производства асбоцементных изделий, белый портландцемент, цвет-
ной портландцемент, тампонажный портландцемент, глиноземистый
цемент и гипсоглиноземистый расширяющийся цемент.
Основным компонентом всех цементных порошков, определяю-
щим их вяжущие свойства, является клинкер. Клинкер — кусковой
материал, получаемый обжигом до спекания при температуре
1450...1500°С искусственной сырьевой смеси. Она состоит из
70...80% карбонатной горной породы (известняк, мел, мергель,
известняковый туф) с преобладающим содержанием углекислого
кальция (СаСО3) и 30...20% глинистой породы или доменного
шлака, содержащих оксиды (окиси): кремнезем (SiO2)), глинозем
(AI2O3) и оксид железа (РегОз). Содержание в клинкере вредных
компонентов ограничивается стандартом: серного ангидрида (SO3)
и оксида магния (MgO) должно быть не более 3,5 и 5%.
Химической характеристикой клинкера является коэффициент
насыщения, представляющий собой отношение массы оксида каль-
ция (СаО), фактически связанного с кремнеземом, к такой его мас-
се, которая теоретически необходима для полного связывания с
массой кремнезема в виде трехкальциевого силиката (алита):
(1 2)
(1.3)
КН - Са2.~ (1.65 AUO3 + 0,35 FeaO3 + 0,7 SO3). =
2,8S1O2
Другим параметром является силикатный модуль — отношение
массы кремнезема к общей массе оксидов алюминия и железа:
SiO,
п =---------------= 1,7 ... 3,5.
(А12О3 -f- Fe2O3)
Кроме перечисленных существует еще один параметр, назы-
ваемый глиноземистым модулем — это отношение масс оксидов
алюминия (глинозем) и железа:
А!^ = 1 25>
Fe2O3
Клинкер состоит из искусственных минералов: трехкальциевого
силиката — алита SCaO-SiOs, двухкальциевого силиката — бели-
та 2CaO-SiO2, трехкальциевого алюмината ЗСаО-А12О3 и четырех-
кальциевого алюмоферрита 4СаО-А12Оз-Ре2Оз. Для сокращенного
— 5 —
написания перечисленным минералам присвоены символы — соот-
ветственно C3S, C2S, С3А и C4AF. Масса каждого минерала, исходя
из химического состава клинкера в %, может быть подсчитана по
формулам:
C3S = 3,8 SiO2 (3-КН — 2) =4,07 СаО — (7,6-SiO2 -|- 6,7 А12О3 +
+ l,42Fe2O3), %; (1,4)
€28 = 8,68102 (1—КН) = 8,6SiO2 + 5,7 А12О3 + l,07Fe2O3— 3,07СаО, %; (1.5)
С3А = 2,65 А12О2 — 1,7 Fe2O3, %; (1.6)
C4AF = 3,04 Fe2O3, %, (1.7)
Основными минералами клинкера являются силикаты кальция
C3S и C2S, сумма их составляет около 80%. Алит, полученный при
высоких температурах, в период последующего процесса охлаж-
дения клинкера в интервале 1300...1200°С становится неустойчив
и может распадаться на белит и свободную окись кальция. Белит
в свою очередь при охлаждении клинкера в интервале 85О...675°С
может переходить из гидравлически активной в инертную форму.
Указанные явления можно предотвратить быстрым охлаждением
клинкера, особенно в критических интервалах температур. Другим
способом стабилизации образовавшихся силикатов кальция яв-
ляется ввод в сырьевую шихту некоторых оксидов, например,
хрома (Сг^О3), фосфора (Р2О5), бария (В2О3) и др.
Свойства гидравлических вяжущих нормируются стандартами.
Показатели, характеризующие качество цементов, определяют
лабораторными испытаниями и записывают в паспорте каждой
партии, отгружаемой потребителю.
Цементы всех видов разделяют на марки 300, 400, 500 и 600, ко-
торые характеризуются соответственно пределом прочности при
сжатии образцов-балочек после 28-суточного твердения их в воде
не менее 30, 40, 50 и 60 МДа. Для большинства видов цементов
начало схватывания должно быть не ранее 45 мин, окончание — не
позднее 12 ч.
Применение гидравлических вяжущих определяется строитель-
ными нормами и правилами. Портландцемент марок 300 и 400
используют в монолитных бетонных сооружениях и для заводско-
го изготовления сборных строительных деталей. Быстротвердею-
щий и высокопрочный (марки 500 и 600) портландцементы при-
меняются при строительных работах, требующих быстрой распа-
лубки бетонных сооружений, а также для изготовления высоко-
прочных сборных железобетонных конструкций. Пластифициро-
ванный и гидрофобный портландцементы наиболее пригодны для
наружной отделки зданий и сооружений с многократным замора-
живанием и оттаиванием. Их применяют также в гидротехниче-
ском, дорожном и аэродромном строительстве. Сульфатостойкий
портландцемент хорошо служит в сооружениях, подвергающихся
длительному воздействию морской сульфатсодержащей воды.
Пуццолановый портландцемент является оптимальным вяжущим
материалом для бетонных подземных и подводных сооружений в
туннелях, шахтах, фундаментах, водных каналах и трубопроводах,
— 6 —
Посредством тампонажного портландцемента бетонируют и ук-
репляют нефтяные, газовые, водяные скважины и колодцы. Архи-
тектурно-отделочные, штукатурные и скульптурные работы вы-
полняют с применением белого и цветного портландцемента. Для
аварийно-восстановительных работ и для строительства в усло-
виях Крайнего Севера применяют глиноземистый цемент, который
пригоден также для изготовления огнеупорных растворов и бето-
нов. Гипсоглиноземистый расширяющийся цемент нужен для изго-
товления безусадочных расширяющихся гидроизоляционных бето-
нов, растворов и штукатурок. С помощью этого цемента зачекани-
вают швы и придают монолитность сооружениям из сборных стро-
ительных деталей.
Воздушные вяжущие материалы составляют два вида: строи-
тельную известь и строительный гипс. Известь получают обжигом
карбонатных пород: с преимущественным содержанием углекис-
лого кальция — при нагреве его до 1000...1 Ю0°С, а высокомагнези-
альных пород — до 700...800°С. Получение полуводного гипса из
природного двуводного достигается термообработкой гипсового
камня с нагревом его до ISO-ISO’C. В отличие от цементного про-
изводства при выработке извести и гипса сырье обжигают в есте-
ственном виде без искусственной корректировки его состава.
Строительная известь образуется в результате удаления из
сырых материалов (известняка, мела, мергеля, доломита) двуоки-
си углерода (СО2). Этот процесс протекает не полностью: неболь-
шое количество СО2 остается в массе обжигаемого материала,
особенно в центре крупных кусков неразложившихся СаСО3 и
MgCO3. По отношению массы СОз, выделившейся в процессе об-
жига /исо2, ко всей массе, содержащейся в исходном сырье
Мао2, или то же самое, по соотношению в % потерь при прокали-
вании сухого исходного сырья ПППС и полученной извести ППП,
оценивают качество обжигового процесса (назовем этот параметр
степенью обжига):
пггп ППП / 100 —ПППС \
8 =—^^-=1 —------- ------------ ~ 0,89 ... 0,97. (1 8)
н Л1С0|! ПППс \ 100 —ППП )
Стандартом предусмотрен выпуск воздушной и гидравлической
строительной извести. При воздействии на известь водой происхо-
дит «гашение» с образованием гидрооксида кальция Са(ОН)з, при
этом выделяется теплота в количестве 1160 кДж на 1 кг получен-
ного вещества. Чем больше температура и продолжительность
обжига, тем крупнее кристаллы и плотнее структура извести. Она
гасится медленнее по сравнению с мелкокристаллической.
Если гасить известь при стехиометрическом соотношении масс
оксида кальция и воды равном примерно 3:1, тогда получится
мельчайший сухой порошок, так как вода полностью вступит в
соединение с известью. При увеличении количества воды избыточ-
ная часть ее останется в свободном состоянии, и гашеная известь
будет в виде теста или «известкового молока».
Пригодность сырья для производства гидравлической извести
оценивают по модулю основности (или гидромодулю)—отноше-
— 7 —
нию содержания оксида кальция и суммы кремнезема, глинозема
и оксида железа в %:
СаОс
(SiO§ + А12О= + Fe20‘) =г1’7-"1’9- (1’ }
Тонкомолотые минеральные добавки вводят только в порошко-
образную воздушную известь, а гидравлическую выпускают в мо-
лотом виде без добавок. В качестве добавок используют метал-
лургические и топливные шлаки и золы, кварцевый песок, вулка-
нические породы и гипсовый камень. Количество вводимых доба-
вок должно быть таким, чтобы сумма химически не связанных
оксидов (CaO + MgO) содержалась в негашеной воздушной изве-
сти первого сорта не менее 64% и второго сорта — 52%, или в га-
шеной извести тех же сортов—не менее 50 и 40%.
Строительную воздушную известь применяют в бесцементных
известково-песчаных растворах для надземной кирпичной и ка-
менной кладки и поделки штукатурки внутри зданий. Значитель-
ную область применения этой извести представляет производство
силикатного кирпича и других известково-песчаных строительных
деталей. Их обрабатывают в автоклавах паром под давлением до
1 МПа, соответствующем температуре насыщения пара около
175°С.
Строительный гипс получают термической обработкой природ-
ного гипсового камня, при которой двуводный сернокислый каль-
ций сырья переходит в полуводный (CaSO4-0,5 Н2О). Это вяжущее
может выпускаться в двух модификациях (а и ifj). В производ-
ственных условиях получить а-гипс можно в герметически закры-
тых аппаратах-автоклавах периодического действия, в которых
давление газовой среды выше атмосферного. Получение р-гипса
возможно при атмосферном давлении в открытых аппаратах не-
прерывного действия, что проще и дешевле.
Из строительного гипса и изготовляют сухую штукатурку, пере-
городочные плиты, панели и другие строительные детали, уста-
навливаемые внутри зданий. Те же детали можно изготовлять из
гипсЪ-известковых растворов, которые по сравнению с чисто гип
совыми имеют повышенную пластичность и замедленное схваты
ванне.
§ 1.2. ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ОТРАСЛИ
И ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Требования индустриального строительства — все больше вы-
пускать сборных деталей, которые прочны, легки и долговечны.
Эти требования могут удовлетворяться применением высокома-
рочных вяжущих, к которым относится портландцемент и его раз-
новидности.
На рис. 1.1 показаны кривые роста в СССР производства цемен-
та, извести и гипса в сопоставлении с развитием таких важнейших
производств, как выработка электроэнергии, выплавка стали, до-
— 8 —
быча топлива и капитальное строительство. Производство цемен-
та, электроэнергии и капитальное строительство развивались в
нашей стране быстрыми темпами. Объем производства этих от-
раслей превысил довоенный уровень примерно в 25 раз. За ними
следует выплавка стали, добыча топлива и производство извести,
которые в текущем пятилетии будут больше довоенного уровня в
7...10 раз. Производство гипса превысило довоенный уровень ориен-
тировочно в 5 раз. Единичная мощность цементных печей к 1985 г.
Рис. 1.1. Рост производства в СССР вяжущих строительных материалов и других видов
важнейшей промышленной продукции за период 19'50 . . . 1985 гг. по отношению к
1940 г.
I, 3. 5 — цемент, гипс, известь; 2, 4, 6 — электроэнергия, сталь, топливо в пересчете на ус-
ловное; 7 — капитальное строительство
— 9 —
будет в 3...4 раза больше довоенного уровня, металлургических пе-
чей - в 2...2,5 раза, удельный расход топлива на обжиг цементного
клинкера сократится на 25%, на выработку электроэнергии-—
на 50%.
Мировое производство цемента за период 1981 —1985 гг. до-
стигнет 1 млрд, т в год. Начиная с 1962 г. Советский Союз зани-
мает по объему выпуска цемента первое место в мире. Сейчас
около половины выпускаемого цементного клинкера вырабаты-
вается мощными вращающимися печами с агрегатной произво-
дительностью около 15 кг клинкера за 1 с. Другая половина вы-
пускается вращающимися печами производительностью 5... 10 кг
клинкера за 1 с. В отечественном цементном производстве шахт-
ные печи практически заменены вращающимися печами и участие
шахтных печей в выпуске клинкера составляет только 1%. Сред-
няя производственная мощность цементного завода в настоящее
время равна 1,5 млн. т в год.
Новые цементные заводы строятся с годовой проектной произ-
водительностью 2,5...4 млн. т в год. На каждом из них будет уста-
навливаться по 4...6 мощных вращающихся печей.
Концентрация цементного производства при прочих равных
условиях приводит к росту производительности труда, экономии
эксплуатационных затрат и капиталовложений (табл. 1.1), так
как на крупных предприятиях с мощным оборудованием экономия
общественного труда (особенно живого) достигается быстрее и в
большем объеме.
Прирост производственной мощности цементной промышлен-
ности осуществляется в основном за счет реконструкции и расши-
рения действующих предприятий с модернизацией устаревшего и
установкой нового оборудования, что дешевле по сравнению со
стоимостью строительства новых заводов.
Генеральный план предприятия — графическое изображение
всех производственных зданий и сооружений, подъездных путей и
коммуникаций, организованных в единый технологический ком-
Таблица II. Измеиенне показателен цементных заводов в зависимости
от единичной производительности
Наименования Показатели заводов с годовой производительностью тыс т цемента в % к показателям заводов произво дительностью менее 200 тыс т в год
Менее 200 i 201 ... 500 501. .1000 1001... 1500 1501.. 2000 Более 2000
Удельная стоимость основных 100 36 22 21 20 19
производственных фондов на 1 т цемента Производительность труда од- 100 250 345 425 535 540
ного рабочего Удельный расход условного 100 80 68 67 66 65
топлива на 1 т клинкера Себестоимость 1 т цемента 100 52 39 37 32 30
— 10 —
Рис. 1.2. Примерная компоновка цементного завода с четырьмя вращающимися печами,
работающими на природном газе по мокрому способу производства
1 — блок водоснабжения; 2 — подземные емкости горюче-смазочных; 3 — материальный
склад; 4 — резервная складская площадь; 5 — механическая и электрическая мастерская;
б —склад минеральных добавок и гипсового камня; 7 — упаковочная цемента; 8 — цемент-
ные силосы; 9 — сушильное отделение; 10— котельная, 11— железнодорожные подъездные
пути, 12 — компрессорная; 13 — заводская проходная; 14 — место стоянки автомобилей;
15— шламовые бассейны с крановыми мешалками; 16 — шламовые трубопроводы из карье-
ра; 17 — шламовые насосные. 18 — заводоуправлейие и лаборатория, 19 — дымовые трубы
и дымососы печей, 20 — электрофильтры; 21 — вращающиеся печн, 22 — склад клинкера:
23 — цементно-помольное отделение; 24 — электроподстанцня, 25 — столовая; 26 — внутриза-
водская автомобильная дорога
- 11 -
плекс. Площадка для размещения предприятия должна иметь
рельеф, ие требующий больших планировочных работ. Желатель-
но располагать здания и сооружения примерно на одной высотной
отметке. Здания с технологическим оборудованием следует при-
ближать друг к другу, чтобы сокращать протяженность внутри-
заводского (межцехового) транспорта. Приемные устройства за-
водских складов целесообразо размещать вблизи границ произ-
водственной площадки с целью сокращения протяженности внеш-
них подъездных путей.
Строения административного, хозяйственного и другого вспо-
могательного назначения вместе с отведенными стоянками авто-
мобилей выносят за границу производственной площадки и рас-
лолагают со стороны движения потока людей на завод и обратно.
Производственная площадка должна быть расположена так, что-
бы исключать движение господствующих ветров от завода к на-
селенному пункту.
Генеральный план предприятия должен предусматривать ре-
зервную площадь на случай дальнейшего расширения производ-
ства. С целью экономии земельной площади желательно иметь
максимальную степень застройки на отведенном участке.
В качестве примера на рис. 1.2 показана примерная компонов-
ка цементного завода с четырьмя вращающимися печами, рабо-
тающими на природном газе по мокрому способу производства.
Особенность данного решения в том, что сырьевой шлам приготов-
ляется на карьере и подается на завод по трубопроводам (поз. 16).
На рис. 1.3 дана примерная компоновка известкового завода
с тремя шахтными печами, работающими на угле. На заводе пре-
дусмотрен прирельсовый склад топлива и кускового сырья, посту-
пающего из карьера. На обоих рисунках показаны пунктиром ре-
зервные площади, планируемые на случай расширения производ-
ства.
Производственная мощность предприятия (цеха) соответствует
максимально возможному выпуску продукции, достигаемому при
выполнении технологических нормативов и наилучшем использо-
вании агрегатов. Она представляет собой сумму единичных мощ-
ностей основного оборудования на данном предприятии (в цехе):
А = 8760
3600
1000
Bi К/ = 31 536-2 Bl Ki т/год,
1 1
(МО)
где Вг, К„ п — соответственно производительность каждого агрегата в кг за 1 с,
коэффициент его использования во времени в долях ед„ число одноименных
агрегатов иа предприятии (в цехе).
Величина К, обратно пропорциональна времени простоя каждо-
го агрегата т, в часах за год (здесь 8760 — календарное число ча-
сов в году):
Ki= (8760 —rz)/8760=( 1 — СЧ/8760)]. (1.11)
В сложившейся практике режим работы теплотехнического
оборудования заводов вяжущих материалов планируется кругло-
годичный, трехсменный: Ki«0,9 и т««875 ч. Планирование ра-
12 —
Рис I 3 Примерная компоновка известкового завода с тремя шахтными печами, работаю-
щими на твердом топливе по пересыпному способу
/ — блок водоснабжения, 2 — упаковочная молотой извести, 3 — известково помольное отде
ление, 4 — электроподстанция, 5 — сушильное отделение, 6 — склад минеральных добавок;
7 — резервная складская площадь, 8 — силосы кусковой извести, 9 — силосы порошковой
извести, 10 — железнодорожные подъездные пути, // — место стоянки автомобилей, 12 —
шахтные печи, 13 — компрессорная, 14 — котельная, 15 — материальный склад, 16— меха-
ническая и электрическая мастерская, 17 — базисный склад несортированного кускового
сырья; 18 — дробильно-сортировочное отделение, 19— оперативный склад фракционирован
ного сырья, 20 — заводоуправление и лаборатория, 2/— оперативный склад твердого топ-
лива 22 — корпус вращающихся печей; 23 — базисный склад твердого топлива 24 — под
земные емкости горюче-смазочных, 25— столовая, 26 — внутризаводская автомобильная до-
рога
— 13 —
Таблица 1.2. Продолжительность
ремонтного цикла для отдельных
видов теплотехнического
оборудования
Оборудование Продолжи- тельность рс МОНТНОГО ЦИ ла, суток
Вращающиеся печи 1800
Шахтные печн 1450
Барабанные сушилки 1450
Угольные мельницы 2150
Дымососы, вентиля- торы и турбовоздухо- 900
дувки Пылеосадители (цик- 1450
лоиы и фильтры) Котлы-утилнзаторы 900
фики ремонтных работ по
сти.
боты предприятия (цеха) пред-
полагает, что при наилучшем ис-
пользовании оборудования ника-
ких простоев, кроме ремонтов, не
должно быть. Ремонтные работы
бывают разные по трудоемкости
и продолжительности. В зависи-
мости от этого определяют виды
ремонтов. Из суммы всех видов
ремонтов складывается ремонт-
ный цикл (табл. 1.2), — отрезок
календарного времени между ка-
питальными ремонтами. Он по-
следовательно повторяется
©плоть до полной амортизации
оборудования через 4...5 циклов.
При планировании ремонтный
цикл разбивают на годовые гра-
с определением продолжительно-
Полнота использования сырья зависит от его газовых потерь
при прокаливании ПППС и механических потерь в виде пылеуноса
и других отходов твердого Am в % на сухую массу, от естествен-
ной влажности wc в % на рабочую массу, от степени обжига (3 в
долях единицы [см. уравнение (1.8)]. Полноту переработки лю-
бых полезных ископаемых оценивают по так называемому «выхо-
ду годного», представляющему отношение масс полученного про-
дукта т и добытого сырья М. Чем полнее переработка и меньше
потерь, тем это отношение больше:
___т _ / 100 — ПППС р \ / 100 —A m \
И - М \ 100 И юо ) х
-- ! ЮО — kjc \ к
х!---—---)= (100 —ПППС Р) (100—Am) • (100 —ьис) 10~6 . (1.12)
Цементное сырье применяют в виде искусственной смеси кар-
бонатной породы — основного компонента (известняка, мела, мер-
геля, известнякового туфа) и глинистой породы или доменного
шлака. В шихту вводят также 4...6% железосодержащих отходов
других производств. Параметры шихты: ПППС = 33...35%,
Ат = 0,5... 1 %, г&с = 5...25% и р» 1, откуда у, = 0,48...0,66.
Для получения извести используют однокомпонентное высоко-
карбонатное сырье (известняк, мел и др.) с параметрами: ПППС =
= 35...43%, Ат = 0,5...1%, да" = 2...25% и р = 0,95...0,99, в свя-
зи с чем ц = 0,45...0,65. Полуводный гипс вырабатывают из при-
родного двуводного, у которого ПППС = 19...22%, Ат» 0,5, wc =
= 2...5% и р»0,98, следовательно ц = 0,74...0,79.
Параметр ц для всех вяжущих материалов всегда меньше
единицы, поскольку при существующей технологии имеют место
материальные потери сырья в процессе его переработки.
Соотношение в потреблении различных видов топлива в стран
— 14 —
в послевоенный период изменялось в сторону возрастания потреб-
ления природного газа и мазута. В настоящее время в производ-
стве цемента потребление природного газа составляет около 65%,
мазута — 20% и угля 15%.
Эффективность использования топлива в печах и топках тепло-
технического оборудования оценивают по соотношению температур:
/ /гор_ /°- г . / /°-г \
® = /гор / = V /ГОР / ’ (1-^3)
<??
где /гоР= ——— °с—температура горения топлива при те-
оретически необходимом расходе воздуха; ап ° — выход продуктов полного сго-
рания топлива при теоретически необходимом расходе воздуха в м3 на 1 кг
твердого и жидкого топлива или на 1 м3 газообразного топлива; сп с—средняя
в интервале температур /г0₽ ... t° г удельная темплоемкость продуктов сгорания
топлива в кДж/м3. град; —низшая теплота сгорания в кДж на 1 кг
твердого и жидкого топлива или на 1 м3 газообразного топлива; t° г — темпе-
ратура отходящих газов, °C.
Способы приготовления сырья (мокрый или сухой) в производ-
стве цемента определяют расход топлива и электроэнергии, капи-
тальные затраты, производительность труда, запыленность поме-
щений и окружающей среды. При мокром способе цементную
сырьевую шихту измельчают и перемешивают перед обжигом с
целью достижения заданного химического состава в присутствии
35...45% воды, в связи с чем готовая шихта представляет собой не-
пылящую текучую массу (шлам). Сухой способ требует превраще-
ния сырьевой шихты в сухой пылящий порошок заданного хими-
ческого состава. Его перед обжигом иногда увлажняют до 10... 15 %
для получения из порошка шаровидных окатышей с размерами
8...20 мм с целью сокращения пылеуноса из печей. В мировой
практике применяют как мокрый, так и сухой способ приготовле-
ния цементной сырьевой шихты.
При выборе способа приготовления сырья (мокрого или сухого)
проектные организации учитывают все технико-экономические
факторы, влияющие на издержки производства и капитальные
затраты. В табл. I. 3 приближенно приведены издержки производ-
ства цементного клинкера при различных способах приготовления
сырья.
По суммарным издержкам производства (себестоимости про-
дукции) сухой способ экономичнее , мокрого, если естественная
влажность сырья невелика. Однако высокая производительность
и благоприятные условия труда при переработке сырья, равно-
мерное перемешивание сырьевой смеси с достижением постоянства
ее состава и в большинстве случаев экономия капиталовложений—
преимущества мокрого способа.
Современные типы теплотехнического оборудования в произ-
водстве вяжущих материалов представляют собой более мощные
обжиговые, сушильно-размольные агрегаты по сравнению с
предшествующими.
При сухом способе цементного производства в СССР применяют
— 15 —
Таблица 1.3. Соотношения издержек производства цементного клинкера
_____________при мокром и сухом способах приготовления сырья____________
Наименование Мокрый способ Сухой способ при использовании сырья с природной влажностью
мергеля 8...10% Известняка 5% н глины:
15%, | 20% I 25%
1. Расход ус- ловного топли- ва иа сушку и обжиг сырья: 157
в кг/т клинкера 207 169 174 178
в % к мокрому способу 2. Расход элек- троэнергии иа приготовление и обжиг сырья: 100 76 82 84 86
в кВт-ч/т клин- 55 79 82 83 84
в % к мокрому способу 100 144 149 15,1 152
3. Заработная плата обслужи- вающего персо- нала в % к мокрому спосо- бу 100 139 169 169 176
4. Стоимость амортизации и содержание оборудования в % к мокрому способу 100 101 106 ПО 113
сепараторные шаровые мельницы, работающие по одностадийно-
му замкнутому циклу. В них процессы сушки и помола сырья про
текают одновременно, производительность сушильно-размольно-
го агрегата 12... 18 кг за 1 с с тониной помола по остатку при про-
сеивании пробы на сите № 008 не более 10%.
В комплект мельниц входят центробежные сепараторы двух ти-
пов: с вращающимся диском и воздушно-проходные. Сушильным
агентом являются отходящие газы вращающихся печей, либо то-
почные газы, получаемые при сжигании топлива в мельничных
топках. В сырьевые сепараторные мельницы подают материал с
естественной влажностью до 12%. Если она выше, тогда осущест-
вляют предварительную подсушку его в барабанных сушилках.
Сепараторные мельницы и барабанные сушилки оснащены пылеоса-
дильными аппаратами для обеспыливания сушильных газов. Но-
вый тип сепараторных мельниц — так называемая мельница само-
измельчения «Аэрофол». В эти мельницы можно загружать круп-
ные куски сырья (до 0,3 м). Для переработки мягкого сырья при-
меняют сепараторные валковые мельницы, отличающиеся мень-
шими энергозатратами.
16
Таблица 1.4. Современные отечественные цементные вращающиеся печи
в СССР
Наружные размеры бара- бана (диа- метрХдлина) в м Проектная производительность Расчетный удельный рас- ход условного топлива в кг на I т клин- кера Типы теплообменных устройств
агрегатная в кг за 1 с (т/сут) удельная на единицу все! о рабочего объе- ма в кг на 1 м3/ч-
Печи, работающие по мокрому способу
3,6X150; 6,95 (600) 24 Навеска цепей и ячейко-
4X150 9,72 (840) 23, 207 при вые теплообменники
4,5X170 13,9 (1200) 23 влажности внутри барабана печи
5X185 20,08 (1800) 23 шлама 38%
7X230 34,71 (3000) 22
Печи, работающие по сухому способу
4X60 4,5X75 9,72 (840) 13,9 (1200) 35 32 157 при Циклонные теплообмен- ники и шахты с падаю-
5X75 20,08 (1800') 301 влажности щим потоком материала,
7/6,4X95 34,71 (3000) 28 муки 1% обогреваемые отходящи- ми газами печи
Примечание. В табл. 1.4 не вошли некоторые новые вращающиеся печи,
находящиеся в стадии разработки и освоения.
Современные отечественные вращающиеся печи для получения
цементного клинкера имеют основные характеристики, приведен-
ные в табл, 1.4.
Отходящие газы цементных вращающихся печей подвергают
двухстадийной очистке от пыли. На первой стадии устанавливают
циклонные пылеуловители, на второй — горизонтальные электро-
фильтры. Для внутренней защитной обмуровки стального корпуса
вращающихся печей (ее называют футеровкой) используют огне-
упорные материалы. Алюмосиликатные огнеупоры укладывают на
низкотемпературных участках барабана вращающихся печей,
магнезиальные или хромомагнезитовые — на его высокотемпера-
турных участках с тяжелыми условиями и наименьшими сроками
службы.
Общей мировой тенденцией является создание агрегатов все
большей производительности.
В СССР около 80% цементного клинкера получают во вращаю-
щихся печах, работающих по мокрому способу. Во всех вращаю-
щихся печах топливо сжигают факельным способом. В случае при-
менения угля он поступает в печь в виде пыли, для получения ко-
торой применяют однокамерные шаровые или молотковые мель-
ницы с воздушно-проходными сепараторами. Сушильным аген-
том служит подогретый воздух, отбираемый в мельницу из горя-
чего конца печи. Если начальная влажность угольной шихты пре-
вышает 12%, то ее перед помолом подсушивают в барабанных су-
шилках, работающих по разомкнутому циклу. Сушилки укомплек-
тованы собственными топками и пылеосадителями. Сепараторные
— 17 —
угольные мельницы работают по замкнутому циклу: мельничные
вентиляторы соединены последовательно с печными дутьевыми
вентиляторами, в результате отработанные сушильные газы или
воздух сбрасываются во вращающиеся печи в виде дутья. Анало-
гичные системы углепылеприготовления применяют и в зарубеж-
ной практике цементного производства.
Р'В- нройзводстве извести в СССР 95% выпуска ее относится к
шахтным (70) и вращающимся (25) печам.
Основные характеристики современных известеобжигательных
печей, применяемых в СССР, даны в табл. 1.5.
Все известеобжигательные вращающиеся печи отапливаются
природным газом илн мазутом. Около половины шахтных печей по
объему выпускаемой ими продукции работает на короткопламен-
ном твердом топливе (коксе, антраците), загружаемом в пересып-
ку с сырьем, примерно одна треть печей — на природном газе. Не-
большая часть шахтных печей (около 15%) отапливается мазутом
или различным каменноугольным топливом и сланцами, сжигае-
мыми в специальных топках, примыкающих к корпусу печей.
Отходящие газы известеобжигательных шахтных печей очи-
щают в циклонных пылеуловителях в одну или две стадии, газы
вращающихся печей — в две стадии подобно цементным печам,
первая из них осуществляется в циклонах, а вторая — в электро-
фильтрах. Все известковые печи футеруются в основном алюмо-
силикатными огнеупорами, на высокотемпературных участках
иногда применяют хромомагнезитовую футеровку.
Таблица 1.5. Современные известеобжигательные печи в СССР
Наружные размеры корпуса
вращающихся печей (диа-
метрХдлина) и внутренние
размеры шахтных печей
(диаметрХвысота) в м
Проектная производительность Расчетный удельный р с ход условного топлива 1 на Л т извесо и
агрегатная в кг за 1 с (т/сут) удельная на еди- ницу всего рабо чего объема в кг на 1 м3/ч
Шахтиые печи
3,2X18 1,16 (100) 30 170
4,3X19 2,32 (200) 30 170
Вращающиеся печи без запечных теплообменников,
работающие по сухому способу
2,7X65 1,74 (150) 22 270
3,6X80 3,48 (300) 19, 250
4х 150 6,9*5 (600) 17 230
Вращающиеся печи без запечных теплообменников,
работающие по мокрому способу
2,7X75 1,74 (15,0) 16 300
3,6X110 3,48 (300) 15 280
4,5x170 8,70. (750) 14 260.
Вращающиеся печи с шахтными теплообменниками (сухой способ)
2,7X50 2,32 (200) 32 230'
3,6X75 4,63(400) 28 220
4X60 5„80г (500) 30' 200
— 18 —
Подготовка к обжигу на известь добытых карбонатных пород
состоит в их дроблении и грохочении с разделением на фракции по
размерам кусков в мм: 5...20; '20...40; 40...80; 80...120; 120...180.
После дробления и грохочения в шахтных печах обжигают круп-
нокусковое сырье (40...180 мм), во вращающихся печах без за-
печных теплообменников — мелкокусковое (до 40 мм), во враща-
ющихся печах с шахтными теплообменниками — верхнюю фрак-
цию мелкокускового (20 ..40 мм) сырья. Во всех указанных слу-
чаях получается окускованная известь с небольшим количеством
порошка. Рыхлые и обычно влажные карбонатные породы (мел,
известняковый туф и др.) не поддаются хорошему грохочению,
поэтому из них приготовляют текучий шлам и обжигают по мок-
рому способу в длинных вращающихся печах без запечных тепло-
обменников, в результате выходит мелкозернистая известь со зна-\
чительной долей порошка. Рыхлое известковое сырье с небольшой
влажностью обжигают во вращающихся печах по сухому способу.
При дробильно-сортировочных фабриках для переработки кар-
бонатных пород в ряде случаев организуют производство извест-
няковой муки, применяемой в сельском хозяйстве в качестве удоб-
рения почвы. Муку получают обычно из мелкокускового известня-
ка посредством совмещенного процесса сушки и помола. В США
как в производстве цемента, так и извести господствующее поло-
жение занимают вращающиеся печи, на которых вырабатывают
около 90% продукции каждого вида. Преимущества этих печей
перед шахтными — более полное использование сырьевых ресур-
сов, хорошее качество продукции и высокий уровень производи-
тельности т*руда.
При сухом способе обжига производительность одних и тех же
вращающихся печей в производстве цемента выше, чем в произ-
водстве извести, в 1,3...1,5, а при мокром способе — в 1,7 раза. При-
чина состоит в меньшем выходе годного и отсутствии 1 экзотерми-
ческого эффекта процесса при обжиге извести по сравнению с об-
жигом цементного клинкера. Это приводит при прочих равных ус-
ловиях к повышенным потерям теплоты и массы, ухудшающим
эффективность и снижающих производительность известковых
печей по сравнению с цементными.
В производстве строительного гипса высокопрочную продук-
цию в виде «-модификации получают в запарочных аппаратах и
автоклавах периодического действия путем обработки дроблено-
го гипсового камня (25...50 мм) паром с избыточным давлением
0,15 МПа и температурой 125°С. Для выпуска полуводного гипса
р-модификации применяют гипсоварочные котлы, барабанные су-
шилки и однокамерные шаровые мельницы с воздушно-проходны-
ми сепараторами. Перечисленные аппараты обогреваются топоч-
ными газами, разбавленными воздухом. Аппараты оснащены ин-
дивидуальными топками и пылеуловителями для очистки отрабо-
танных греющих газов. Прогрессивно применение открытых сосу-
дов, заполненных, например, 30%-ным раствором сернокислого
магния, который кипит при более высокой температуре, чем темпе-
— 19 —
Конечные
продукты
।
\Печные газы
I
I
I
I
I
I
I г
। Сушильные
I газы
I
I
I
I АСПитион
I ный воздух
I
I
I иемент
J______________
Исходные
материалы
Складирование и
разделение
Механическая
обработка
Тепловая обработка
и обеспыливание
конечные
продукты
Известняк
21 ,ТД,Т
23
|Пспираиион
I ныи воздух.
26
27
| Печные
газы
Сушильные
газы
|Цемент
Доменный
шлак
СУ с У Г’
VW? СЯМ Железные огарки
Гипсовый
камень
Уголь
11
№
— 20 —
Рис. 1.4. Технологическая линия оборудования цементного производства по мокрому спо-
собу иа природном газе
/ — карьер известняка; 2 — карьер глины; 3— технологический водопровод; 4, 5 — прирель-
совые склады железных огарок и разжижителей шлама; 6, 7 — коррекционный и расход-
ный шламовые бассейны; 8,9— прирельсовые склады гипсового камня и минеральных до-
бавок; 10, // — внутризаводские склады клинкера и высушенных добавок; 12— цементные
силосы, 13, /4 — дробилка известняка (первая и вторая стадии); 15 — машина для предва-
рительного мокрого измельчения глины; 16 — сырьевая мельница мокрого помола; 17, 18 —
дробилки гипсового камня и минеральных добавок; 19— цементная мельница; 20 — комп-
рессорная установка; 21, 22 — циклонный пылеосадитель и электрофильтр для обеспыливания
печных газов; 23 — вращающаяся печь без запечного теплообменника; 24 — клинкерный хо-
холодильиик; 25 — электрофильтр для обеспыливания сушильных газов; 26 — барабанная
сушилка для сушки минеральных добавок; 27 — тканевый фильтр для обеспыливания
мельничного воздуха
ратура дегидратации гипса. При варке природного гипса в этом
растворе, нагретом до 130°С, образуется однородный по структуре
высокопрочный гипс — полугидрат. Его отфильтровывают и про-
мывают для удаления остатков рабочего раствора, в качестве ко-
торого могут быть также сода и поваренная соль.
Схема цементного производства показана на рис. 1.4 и 1.5 со-
ответственно с мокрым и сухим способом приготовления сырьевой
шихты. На первой схеме (см. рис. 1.4) одна технологическая линия
состоит из семи единиц дробильно-размольного оборудования,
двух единиц теплотехнического оборудования и четырех пылеоса-
дителей для очистки дымовых газов и мельничного воздуха. На
второй схеме (см. рис. 1.5) соотношения количества единиц этого
оборудования — соответственно 8,3 и 6. Таким образом при сухом
способе производства цемента по сравнению с мокрым применяют
больше единиц теплотехнического и пылеосадительного оборудо-
вания. Это требует дополнительных затрат средств и труда (см.
табл. 1.3).
Схема производства крупнокусковой (шахтная печь) и мелко-
кусковой (вращающаяся печь) извести и известняковой муки
представлена на рис. 1.6, а мелкокусковой, зернистой и молотой
извести с минеральными добавками — на рис. 1.7. Одна технологи-
ческая линия (см. рис. 1.6) включает шесть единиц дробильно-сор-
тировочного, пять единиц теплотехнического оборудования и пять
пылеосадителей.
В этой линии оборудования предусмотрена моечная машина
(поз. 5) для обогащения сырья путем вымывания из него после
Рис. 1.5. Технологическая линия оборудования цементного производства по сухому спо-
собу на угле
1—5 — прирельсовые склады соответственно известняка, гранулированного доменного шлака,
железных огарок, гипсового камня и угля; 6, 7 — коррекционный и расходный силосы
сырьевой муки; 8, 9 — внутризаводские склады клинкера и высушенного сырья; 10 — це-
ментные силосы; 11, /2 — дробилки известняка (первая и вторая* стадии); 13—16 — дробил-
ки соответственно доменного шлака, железных огарок, гипсового камня и угля; 17, 18 —
сырьевая и цементная мельницы; 19 — компрессорная установка; 20,21 — электрофильтры
для обеспыливания сушильных газов; 22, 23 — барабанные сушилки для сушки известняка
и шлака; 24, 25 — циклонный пылеосадитель и электрофильтр для обеспыливания печных
газов; 26 — вращающаяся печь с запечным теплообменником или без него; 27 — клинкерный
холодильник; 28, 29 — тканевые фильтры для обеспыливания мельничного воздуха; 30 —
топка угольной мельницы; 31 — шаровая угольная мельница; 32 — проходной еепаратор
угольной мельницы
- 21 -
Исходные
материалы
Складирование и
разделение
Механическая
обработка
Тепловая обработка и обеспыливание Конечные продукты
V~A w Печные газы
' 12 V7 Выделенные I примеси из I сырья
Известняк
Топливо
Печные
газы
Сушильные
газы
Известняко-
вая мука
Известь
Вода
16
'4 \J\FJ1S
Исходные материалы Складирование и разделение Механическая обработка Тепловая обработка и обеспыливание Конечные продукты
Печные газы
Известняк [
П
г
Минеральные
добавки
Нгопь
Пенные газы
Плавленная
пыль
Сушильные
газы
Пспираиион-
ныи возакх
Кусковая
известь
молотая
известь с
добавками
- 22 —
Рис. 1.6. Технологическая линия оборудования для производства на природном газе кус-
ковой извести и известковой муки
1 — карьер известняка; 2 — технологический водопровод; 3 — газопровод; 4 — грохот с от
верстиями 120 . . . 150 мм; 5 — машина для промывки известняка; 6 — грохот с отверстиями
75. .80 мм; 7 — грохот с отверстиями 15 . . . 20 мм; 3—склад крупнокусковой извести из
шахтной печи; 9 — склад мелкокусковой извести из вращающейся печи; 10 — щековая
дробилка с шириной разгрузочной щели 120 . . . 150 мм; 11— конусная дробилка с шириной
разгрузочной щели 40 ... 45 мм; 12 — шахтная печь; 13, 14 — циклонные пылеосадители;
15 — электрофильтр, 16 — вращающаяся печь с запечным теплообменником; 17 — холодиль-
ник извести, 18— топка мельницы известковой муки, 19 — шаровая мельница с проходным
сепаратором; 20 и 21 — циклонный пылеосадитель и электрофильтр
первой ступени грохочения посторонних примесей, например, гли-
ны или песка. В другой линии (см. рис. 1.7) соотношения единиц
оборудования — соответственно 7,9 и 5. Итак, в производстве це-
мента и извести одна технологическая линия состоит почти из оди-
накового числа единиц оборудования указанных видов, поскольку
производственные операции в том и другом случаях сходны.
Схемы производства строительного гипса путем варки, запари-
вания и нагрева дымовыми газами изображены на рис. 1.8 и 1.9.
Здесь каждая технологическая линия состоит из 4...5 единиц дро-
бильно-сортировочного оборудования, 2...4 единиц теплотехничес-
кого оборудования и 1...2 единиц пылеосадителей. Как видно, для
производства строительного гипса требуется вдвое меньше машин
и аппаратов по сравнению с производством цемента и извести.
§ 1.3. ПРИБЛИЖЕННАЯ ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ
ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТЕПЛОТЫ
Количественные соотношения необходимых затрат теплоты и
ее потерь выясняют по тепловому балансу агрегата. Далее мы
будем применять некоторые допущения и оперировать приближен-
ными величинами, но не выйдем за пределы погрешности ±8%.
Такая оценка сократит трудоемкость анализа и позволит с по-
мощью предварительных (ориентировочных) расчетов выяснять
параметры теплотехнического оборудования.
Расход натурального топлива может быть пересчитан на ус-
ловное с теплотой сгорания Q и = 29 300 кДж (7000 ккал) на 1 кг
путем умножения на коэффициенты пересчета, равные для при-
Рис. 1.7. Технологическая линия оборудования для производства на угле кусковой и мо-
лотой извести с минеральными добавками
/ — карьер известняка; 2 — грохот с отверстиями 45 . . . 50 мм; 3 — грохот с отверстиями
20 . . . 25 мм; 4,5— склады минеральных добавок и угля; 6—8 — склады зернистой куско-
вой и молотой извести с добавками; 9 — щекоВая дробилка с шириной разгрузочной щели
120 ..150 мм; 10 — конусная дробилка с шириной разгрузочной щели 45. . . 50 мм; 11,
12 — молотковые дробилки с шириной щели между колосниками 20... 25 мм для мине-
ральных добавок и угля, 13 — шаровая мельница для помола извести н добавок; 14 —
электрофильтр; 15 — вращающаяся печь с запечным теплообменником; 16 — холодильник
извести колосииково-переталкивающий; 17 — топка сепараторной угольной мельницы, 18 —
шаровая угольная мельница с проходным сепаратором; 19 и 20 — циклонный пылеосадитель
и электрофильтр; 21 — вращающаяся печь без запечного теплообменника; 22 — холодильник
извести многооарабанный (планетарный); 23 — топка сепараторной угольной мельницы;
24 — шаровая угольная мельница с проходным сепаратором, 25 — электрофильтр; 26 — топка;
27 — барабанная сушилка минеральных добавок; 28 — тканевый фильтр для обеспыливания
мельничного воздуха
— 23 -
юнюные материалы Складирование и разделение Механическая обработка ТеплоВая обработка и обеспылибаниг Конечные продукты
а^Гипсоёыи z камень ( 1, ,7 ,.Т,.Т,Т> Сушильные
-I----------
I Технологичес
| кии пар
I
| Аспираиион
I ный Воздух
I Отходящие
I газы
Топлибная
I зала
d-----------
J oi гипс
I-----------
— 24 —
Рис. 1.8. Технологическая линия оборудования для производства иа угле строительною
гипса путем варки и запаривания
а — получение ₽-гнпса в варочном котле; б — получение а-гнпса в запарочном аппарате;
/ — резервуар для раствора соли; 2 — грохот с отверстиями 20 .. . 25 мм; 3 —склад угля,
4 — склад дробленого сырья; 5 — бункерный склад готовой продукции; 6 — щековая дро-
билка с шириной загрузочной щели 120... 150 мм; 7, 8 — молотковые дробилки с шириной
щели между колосниками 20 ... 25 мм; 9 н 10 — циклонный пылеосадитель и электро-
фильтр; // — молотковая мельница с проходным сепаратором; 12— топка; 13 — варочный
котел; 14 — термостатирующий бункер (камера «томления»); 15 — грохот с отверстиями
15 ..20 мм; 16 — склад угля; 17 — склад дробленого сырья; 18 — бункерный склад гото-
вой продукции; 19 — резервуар для раствора соли; 20 — щековая дробилка с шириной раз-
грузочной щели 120 . . . 150 мм; 21,22— молотковые дробилки с шириной щели между ко-
лосниками 15 ..20 и 20. .25 мм; 23— шаровая мельница; 24 — паровой котел; 25 —
топка; 26 — запарочный аппарат; 27 — тканевый фильтр; 28— циклонный пылеосадитель
родного газа 0,85, мазута 0,75 и каменного угля 1,17...1,23. Учиты-
вая обычный для цементно-и известеобжигательных печей коэф-
фициент избытка воздуха при сжигании топлива в пределах
1,1...1,3 (в среднем 1,2), получим на 1 кг условного топлива расход
воздуха 9,7 м3 и выход продуктов сгорания всего 10,5 м3, в том
числе трехатомных газов 1; азота 7,7; водяного пара 1,4 и кисло-
рода 0,4.
Удельное количество теплоты в кДж на 1 кг цементного клинке-
ра или на 1 кг извести, теряемой вследствие химического недожо-
га топлива, приближенно равно:
<7х = <7т.О,О1 (4,5 СО + 3,9 Н2 4-12,8СН4), (1.14)
где qT — общий расход теплоты в кДж на 1 кг клинкера или на 1 кг извести,
получаемой от сгорания топлива; СО, Н2 и СН4 — горючие компоненты в со-
ставе отходящих газов — соответственно окись углерода, водород и метан, % по
объему к общему выходу топочных газов (по газоанализатору).
Удельное количество теплоты в кДж на 1 кг клинкера или на
1 кг извести, теряемой вследствие механического недожога топ-
лива, составляет:
<?м = qT.0,01 г, (1.15)
где г — доля механического недожога в % от теплоты сгорания топлива, в рас-
четах принимаемая по данным табл. 1.6.
Выход годного из сухой массы сырья [см. уравнение (1.12)]
при получении цементного 'клинкера в среднем равен 0,65, извес-
ти— 0,61. Расходы сухой массы сырья и выходы технологического
двуокиси углерода соответственно будут приближенно равны 1,54
и 0,54 кг на 1 кг клинкера, 1,64 и 0,64 кг— на 1 кг извести. При
Рис. 1.9. Технологическая линия оборудования для производства на угле строительного
р-гипса путем сушки и обжига
а — с применением обжигательного барабана; б — с применением шаровой сепараторной
мельницы; / — грохот с отверстиями 20 ... 25 мм; 2 — склад угля; 3 — склад дробленого
сырья; 4 — бункерный склад готовой продукции; 5 — щековая дробилка с шириной раз-
грузочной щели 120 . . . 150 мм; 6 и 7 — молотковые дробилки с шириной щели между ко-
лосниками 20 ... 25 мм; 8 — электрофильтр; 9 — обжигательный барабан; 10 — топка; 11 —
термостатирующий бункер (камера «томления»); 12 — грохот с отверстиями 20 . .. 25 мм;
/3 —склад угля; 14 — склад дробленого сырья; /5—бункерный склад готовой продукции;
16 — щековая дробилка с шириной разгрузочной щели 120... 150 мм; 17—/8 — молотковые
дробилки с шириной щели между колосниками 20. .25 мм; 19, 20 — циклонный пылеоса-
дитель и электрофильтр. 21— топка; 22 — шаровая мельница с проходным сепаратором
- 25 -
Таблица 1.6. Механический недожог топлива
Топливо Факельное горение в виде пыли в % Слоевое горение в кусках в %
Каменный уголь 1,5.. .3 5...7
Аантрацит 4.. ,5> 7... 15
Бурый уголь 0,5.. . 1 5...7
Сланец 1 .. .2 3
влажности сырья, поступающего в печь, ®»в% на рабочую мас-
су, расход технологического водяного пара составит 1,54 •W' кг на
1 кг клинкера н 1,64-№ на 1 кг извести, где №=®о/(1ОО—w?) —
относи1ельная влажность сырья, выраженная отношением масс
влаги и сухой части сырья.
Теплота сгорания топлива — основная статья приходной ча-
сти баланса. В нее входит пренебрежимо малое количество удель-
ной теплоты сырья и воздуха, поступающих в печной агрегат.
Начальной удельной теплотой, содержащейся в топливе, пренебре-
гают. Можно принять температуру окружающей среды 10°С,
удельные теплоемкости влаги сырья 4,19, сухой его массы 0,838
кДж на 1 КГ’град и воздуха 1,3 кДж на 1 м3-град. Тогда удельное
количество теплоты в кДж на 1кг продукта обжига будет равно:
а) для цементного сырья
1,54 (0,838 + 4,19 W) 10 = 12,9 + 64,5 W; (1.16а)
б) для известкового сырья
<7с= 1,64 ( 0,838 + 4,19 IF) 10 = 13,7 + 68,6 IF; (1.166)
в) для воздуха
<?в= (+/29 300)-9,7-1,3-10 = 0,0043 qT. (1.17)
Приход теплоты включает экзотермический (с выделением
тепла) эффект новообразований, равный при получении цементно-
го клинкера около <?экз = 450 кДж (108 ккал) на 1 кг. При полу-
чении извести этот эффект составляет всего лишь около 40 кДж
на 1 кг и им из-за малых значений можно пренебречь.
Необходимая для осуществления технологического процесса
теплота расходуется на испарение влаги сырья и декарбонизацию
углекислого кальция.
Удельная теплота парообразования равна 2500 кДж (595 ккал)
на 1 кг воды и расход тепла на испарение влаги в кДж на 1 кг
продукта обжига:
а) для цементного^ сырья
9^0 = 1,54-2500 IF == 3850 IF; (1.18а)
б) для известкового сырья
9нгО = 1,64-2500 IF = 4100 IF. (1.186)
Удельная теплота декарбонизации углекислого кальция состав-
ляет 3700 кДж (900 ккал) на 1 кг выделившейся двуокиси углеро-
— 26 —
да и расход теплоты на декарбонизацию в кДж на 1 кг продукта
обжига:
а) для цементного сырья
=0,54-3700 = 2040; (1.19а)
б) для известкового сырья
^со2 = 0’64-3700 = 2410- (1.196)
В связи с малым содержанием в сырье углекислого магния теп-
ловой эффект его декарбонизации, равный 2730 кДж (650 ккал)
на 1 кг выделившейся двуокиси углерода, можно из рассмотрения
исключить. Это допущение будет компенсировано тем, что в урав-
нение (1.19) входит вся двуокись углерода, выделившаяся при раз-
ложении карбонатов.
К основным потерям теплоты относятся удельное количество
теплоты отходящих газов с температурой t°v в °C и потери тепло-
ты через корпус печного агрегата в окружающую среду. Удельная
теплоемкость компонентов отходящих газов в кДж/(м3-град):
азота 1,31, двуокиси углерода 1,87, водяного пара 1,54 и кислоро-
да 1,36. Плотность водяного- пара 0,804 и двуокиси углерода
1,977 кг на 1 м3. При этом удельное количество теплоты отходящих
газов может быть подсчитано в кДж на 1 кг продукта обжига:
а) для получения цементного клинкера
(7,7-1,31 + 1-1,87+ 1,4-1,54 + 0,4-1,36) /°'г
%.г ~ 29300 +
t°'r
= <f-0,01 —2Q—+ (2,95 IT + 0,51) i°-r; (1.20a)
б) для получения извести
gT
<7 = (7,7-1,31 + 1.1,87+ 1,4.1,54 + 0,4-1,36) t°-r +
о. г 2У oUU
( 1 64 0 64 \ t° r
Г-1,54+ j-^77 l,87l io r=9T-0,01 —2q—+(3,151Г+0,61)/0,г. (1.206)
Потери теплоты в кДж на 1 кг продукта обжига через корпус
печного агрегата в окружающую среду можно представить в виде
9о.с = дт-0,01 п, (1,21)
где п — доля тепловых потерь от корпуса печного агрегата в окружающую сре-
ду в % от теплоты сгорания топлива.
Исходя из практических данных в расчетах ее можно прини-
мать согласно табл. 1.7.
В потери теплоты входит также удельное количество теплоты
клинкера или извести, выгружаемых из печей. При средней удель-
ной теплоемкости 0,838 кДж на 1 кг-град и температуре 100°С
оно составит:
- 27 -
Таблица 1.7. Потери теплоты в окружающую среду
Печи Значения л в % при получении
цементного клинкер i извести
Вращающиеся с мокрым способом обжига 10... 15 15... 20
Вращающиеся с сухим спо- собом обжига 15... 20 20i... 25
Шахтиые 6.. 8 8... 10
9ПР _ 1.0,838-100 — 84 кДж на 1 кг продукта обжига. (I 22)
Удельным количеством теплоты пыли, выносимой из печи в
связи с его малым значением (менее 40 кДж на 1 кг продукта об-
жига), можно пренебречь.
Вращающиеся и шахтные печи являются агрегатами непрерыв-
ного действия со стационарным тепловым режимом, при котором
уравнение теплового баланса печного агрегата имеет вид
9Т + 9е + 9В + 9ЭКЗ = 9н,0 + 9соа + 9о.г + 9о.с + 9прД- 9х + 9м- (1-23)
Тепловой КПД печного агрегата характеризует полноту исполь-
зования теплоты в виде отношения технически необходимых тепло-
вых затрат ко всему количеству поступающей теплоты:
9н,о + 4сог
9Т + 9е + 9В + <?экз
(1-24)
Подставляя в уравнение (1.23) значения составляющих и ре-
шая его относительно qT, получим приближенные формулы для
удельного количества теплоты в кДж на 1 кг продукта обжига:
а) для цементного клинкера
______________3786 1Г+ (2,951F 4-0,51) <°-г + 1661________________
' 1—0,01 (0,05/0,г 4-п 4-г 4-4,5-СО 4-3,9-Н2 4- 12,8-СН4 — 0,43) ’ (L25a)
б) для извести
т______________4031 1Г 4- (3,151^ + 0,61) /0,г 4-2480____
4 ~~ 1—0,01 (0,05 i0_r + п + г + 4,5-СО + 3,9-Н2 + 12,8-СН4— 0,43) ' (1>25б)
На рис. 1.10 и 1.11 показаны кривые, характеризующие измене-
ния удельного количества теплоты qT в зависимости от изменения
параметров технологического W и режимного £°-г.
Координаты кривых по вращающимся печам соответствуют
условиям полного сжигания топлива (г = СО=Н2 = СН4=0), поте-
ри теплоты от корпуса печи в окружающую среду приняты для
цементных печей п=15°/о, для известковых п=2О°/о. Кривые по
шахтным печам построены, исходя из практических дан-
ных для цементных печей: СО = 0,5% и п=7%, для известковых:
СО = 0,5°/о и г=6% и п=9%.
Рассмотрение кривых показывает, что при одинаковых значе-
ниях W и t°г удельное количество теплоты <7Т для получения изве-
— 28 -
tf.KAMlKr
if, кДж!иг
г
Рис. 1.10. Удельный расход теплоты во
вращающихся цементно- и известеобжига-
тельных печах
для цементного клинкера: 1 — 47=0, 2 —
47=0,1; 3 — 47=0,2; 4 — 47=0,3; 5-47=
=0,4; 6 — 47=0,5; 7 — 47=0,6; 8 — 47=0.7;
9-47=0,8; /9—47=0,9; //—47=1,0; для
извести: 12— 47=0; /3—47=0,1; 14 —
47=0,2; 15— 47=0,3; /5-47=0,4; 17 -
47=0,5; 18— 47=0,6; 19— 47=0,7; 20 —
47=0,8; 21 — 47=0,9; 22 - 47=1
Рис. 1.11. Удельный расход теплоты в
шахтных цементно- н известеобжигатель-
ных печах
для цементного клинкера: 1 — 47=0, 2 —
47=0,1; 3—47=0,2; 4 — 47=0,3; 5-47=
=0,4; для извести: б — W=0; 7 — W—
=0,1; 8—47=0,2; 9—47=0,3; /0—47=
=0,4
Рис. 1.12. Тепловой КПД цементно- и из-
вестеобжигательных печей
1 — вращающихся, 2 — шахтных
сти больше, чем для получения цементного клинкера. Превышение
его составляет 1300... 1700 кДж на 1 кг при VT=O; /°г=100...
150°С и 2000...3000 кДж на 1 кг при IF=0,04...1; £ог=600...
650°С. Это равноценно дополнительному расходу условного топли-
ва для получения извести по сравнению с получением клинкера в
размере соответственно 45... 65 и 65... 100 кг на 1 т .
— 29 —
На рис. 1.12 изображены кривые, характеризующие тепловой
КПД цементно- и известеобжигательных печей. При перечислен-
ных допущениях и усреднениях значения Г) — отдельно для каж-
дого типа печи и вида обжигаемого сырья — зависят в основном
от температуры отходящих газов /о г, которая и является опреде-
ляющим режимным параметром в оценке использования теплоты
в печах.
Другой аспект анализа — связь тепловых затрат и агрегатной
производительности с конкретными типоразмерами печей, которая
характеризуется уравнением тепловой мощности агрегата в кВт:
N = NsS = NvV = В qT — BsSq'T = BvV qT, (1.26)
где S и V — геометрические параметры: площадь поперечного сечения в свету
и рабочий объем барабана (шахты) в м2 и м3 *; ,VS и Nv — удельная тепловая
мощность (тепловая нагрузка), отнесенная к площади S и объему V в кВт на
1 м2 и па 1 ms, В — агрегатная производительность в кг за 1 с; Bs и Bv —
удельная производительность, отнесенная к S и V в кг/с на 1 м2 и на 1 м3;
<7Т— см. уравнения (1.25а) и (1.256),
Из уравнения (1.26) можно приближенно найти агрегатную
производительность В, если известно удельное количество теп-
лоты 9Т, геометрические параметры S или V и задана тепловая
нагрузка Ns или Nv. И наоборот, можно определить параметры
S и V, если известны В и qr при заданных Ns и Nv.
§ 1.4. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
Пример 1.1. Химический состав цементного клинкера: СаО=66%; SiO2 =
= 22%; A12Qj=5%; Fe2O3=5%; SO3=2%; сумма —100%. Определить его па-
раметры и минералогический состав.
Решение. По формулам (1.1)...(1.7):
66—(1,65-5 0,35'5 0,7-2)
п = 22/(5 + 5) = 2,2; р = 5/5=1;
CsS = 3,8-22 ( 3-0,89 — 2) =56 %; C2S = 8,6-22 (1 — 0,89) = 20,8 %;
С3А = 2,65-5— 1,7-5 = 4,75 %; C«AF = 3,04-5 = 15,2%.
Итого минералов 96,75%.
Пример 1.2. Потери при прокаливании известняка ПППС=43%, а получен-
ной из него извести ППП=3%. Найти степень обжига известняка.
Решение. По формуле (1.8):
3 I 100 — 43 \
8=1 —------- -----------1 = 0,95.
н 43 \ 100 —3 /
Пример 1.3. Пригоден лн для получения гидравлической извести известняк,
содержащий СаОс = 40% и (SiO§ +А120з +Ре20з) =22%?
По уравнению 1.9 модуль основности равен:
т = 40/22 = 1,82.
Ответ. По химическому составу данный известняк пригоден для получения
гидравлической извести, так как его модуль основности находится в пределах
нормы [см. формулы (1.7) ...(1.9)].
Пример 1.4. На цементном заводе установлено шесть вращающихся печей
— 30 —
работающих по мокрому способу, из них четыре печи имеют агрегатную произ-
водительность 13,9 кг клинкера за 1 с., а две — 20,8 кг за 1 с. На заводе ус-
тановлены также 2 барабанные сушилки для сушки гранулированного шлака г
начальной влажностью 20%, конечной 1% и паросъемом, равным 50 кг пара на
1 м3 за 1 ч; рабочий объем каждой сушилки 350 м3. Определить годовую про-
изводительность завода по выпуску цементного клинкера н высушенного шлака.
Решение. Количество высушенного шлака на 1; кг испаренной влаги:
(100 — 1) ч
р jog г - jjjo \Т - 4,12 кг.
100 -----------1 — ----------
100 — 20 ) \ 100 — 1 /]
Агрегатная производительность каждой сушилки по высушенному шлаку
равна:
(4,12-50-350)/3600 = 20,1 кг за 1 с.
Принимаем коэффициент использования печей и сушилок К=0,9 [см. уравнение
(1.П)]-
Согласно уравнению (1.10) годовая производительность завода: по выпуску
цементного клинкера
3600
А= (4-13,9+2-20,8) —— 8760-0,9 = 2 758 769 т;
' г 7 1000
по выпуску высушенного шлака
3600
А = 2-20,1 ------ 8760-0,9 = 1 140972 т.
1000
Общая производительность 2 758 769+1 140 972 =3 899 741 т в год.
Пример 1.5. Цементная сырьевая шихта в пересчете на сухую массу имеет
потери при прокаливании ПП1ПС=33,5%, в виде пылеуноса с печными газами
теряете? Дт = 0,8% сухой массы шихты, средняя естественная влажность рабо-
чей массы wc =10%, степень обжига шихты (см. уравнение 1.8) ₽>=, 1. Какой
выход годного и удельный расход рабочей массы сырья при этих параметрах?
Решение. По формуле (L12):
/100 — 33,5-1\ / 100 — 0,8 \ / 100— 10
И \ 100 Д 100 Д 100
= 0,596.
Удельный расход сырья — величина, обратная ц;
0е = 1/0,596= 1,68 кг на 1 кг клинкера.
Пример 1.6. Известняк, обжигаемый на известь, имеет потери при прокали-
вании на сухую массу ПППС=41,5%, пылеунос с печными газами равен Дт =
= 1 % сухой массы сырья, средняя естественная влажность его рабочей массы
о>с=7,5%, степень обжига известняка {см, уравнение (1-8)] [}=0,95. Найти
выход годного и удельный расход природного известняка.
Решение. По формуле (1.12):
/100 —41,5-0,95\ I 100—1 \ /100 —7,5\
и, = -------------— ---------- ----------— = 0,55;
г \ 100 J \ 100 / \ 100 /
Gc = 1/0,55 = 1,82 кг на 1 кг извести.
Пример 1.7. Цементная вращающаяся печь работала по мокрому способу с
показателями: IV'=0,6 (w° = 37,5%); CQ=0,3%; п=15%; /Ог = 350°С; r=
= Н2=СН4=0. В результате установки в печи теплообменных устройств и
упорядочения режима сжигания топлива температура отходящих газов была
снижена до 220?С и ликвидирован химический недожог (СО = 0). Какова
приближенная оценка улучшения использования теплоты?
Решение. По формуле (1.25а) до наладки печи:
— 31 -
3786-0,6+ (2,95-0,6 + 0,51) 350+ 1661
дТ —. --------------------------------------- _
4 1 —0,01 (0,05-350+ 15 + 4,5-0,3 — 0,43)
= 7105 кДж, (1697 ккал) на 1 кг клинкера;
после наладки печи
т_ 3786-0,6-+ (2,95-0,6 + 0,51) 200-t-1661 _
4 ~ 1 —0,01 (0,05-200+ 15 — 0,43) =
= 5818 кДж (1390 ккал) на 1 кг клинкера.
В результате наладки печи экономия топлива:
ср =г[ (7105—5818) /7105] 100= 18%
Пример 1.8. Удельный расход теплоты на цементной вращающейся печи, ра-
ботающей по мокрому способу, равен 5820 кДж на 1 кг клинкера. Размеры
корпуса печи (наружные) 5X185 м, т. е. .0=5—0,4=4,6 м; S=0,785-4,62=
= 16,6 м2. Определить тепловую мощность и производительность печи.
Решение. Согласно графику на рис. III 8, a #s«8000 кВт/м2 Затем по фор-
муле (1.26): #=16,6-8000=433 000 кВт, В = 133 000/5820=22,8 кг клинкера
за 1 с (или 82 т за 1 ч).
Глава II. ТОПЛИВО И ЕГО СЖИГАНИЕ В ПЕЧАХ
И АППАРАТАХ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ВЯЖУЩИХ
СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
§ ПЛ. ХАРАКТЕРИСТИКА ТОПЛИВА
По определению Д. И. Менделеева топливо есть «горючее ве-
щество, сжигаемое для производства тепла». Содержащие теплоту
газообразные продукты сгорания топлива предназначены для на-
грева материалов, предусмотренных технологией производства.
Нагрев, необходимый для сушки и обжига, представляет собой
важную стадию производства вяжущих строительных материалов.
Для этого применяют три наиболее распространенных вида топ-
лива: природный газ, мазут и уголь.
Природный газ — беззольное высококачественное топливо,
представляющее собой смесь горючих компонентов (углеводоро-
дов, окиси углерода и сероводорода) с примесью инертных (азо-
та, двуокиси углерода и водяного пара) в % -по объему:
CH4 + C„Hm + H2 + H2S+CO + Oa + Na-HCOa + HaO= 100 %. (II 1)
Основным компонентом является метан СН4 (80 ...98%), теп-
лота сгорания сухого газа составляет 33,5... 36 МДж/м3.
Мазут — жидкое беззольное топливо, представляющее собой
остаточный продукт нефтепереработки в виде суммы компонентов
в % по массе:
С₽ + HP + SPjp + OP + NP + W₽ = 100 %. (II.2)
Он содержит 84 ... 86% углерода, 11 ... 12% водорода, 3.. 4%
влаги, теплота сгорания составляет 39 ...41 МДж/кг. Различают
малосернистый мазут с содержанием серы менее 0,5%, серни-
— 32 —
стый — до 2% и высокосернистый до 3,5%. Наиболее вязкие сорта
мазута застывают при 300...320 К. Для снижения вязкости мазута
при сжигании его предварительно подогревают до 350...400К.
Каменные угли и горючие сланцы — твердое топливо с различ-
ным содержанием золы.
Масса твердого топлива содержит следующие компоненты:
СР + HP + Srpop + 5рул + OP + NP + АР + WP = 100 % . (II 3)
В эту группу входят бурые и каменные угли, полуантрацит и
антрацит, горючие сланцы и торф. Теплота сгорания беззольной
горючей массы бурых углей менее 20 МДж/кг, каменных углей,
антрацитов и полуантрацитов — более 24 МДж/кг и сланцев 27 ...
23,5 МДж/кг. Бурые угли содержат 30 ... 40% влаги, 15...25%
и более 40% летучих, каменные угли — 5... 10% влаги, 5... 15%
золы и 9... 45% летучих, антрациты и полуантрациты до 5% вла-
ги, до 10% золы, и менее 9% летучих и сланцы— 15 ... 20% влаги,
50... 00% золы и до 80% летучих.
Теплота сгорания рабочей массы бурых углей 10...16 МДж/кг,
каменных углей 23...28 МДж/кг, антрацитов и полуантрацитов
30 ...34 МДж/кг и сланцев 5,9 ... 10 МДж/кг. Чем больше содержа-
ние балласта (сумма влаги и золы), тем меньше мтеплота сгорания
твердого топлива. Угли, обазующие при нагревании до 1300К без
доступа воздуха спекшийся твердый остаток, применяются для
выработки кокса.
Газообразные компоненты: СН< и СПНОТ—метан и более тяже-
лые углеводороды, СО и СО2 — окись и двуокись углерода; Н2,
О2 и N2— водород, кислород и азот; Н2О — водяной пар; компо-
неты рабочей массы жидкого и твердого топлива: Ср, HP, Ор, N₽,
Н7р — углерод, водород, кислород, азот и вода; кроме того, Ар,
$гор, Зр7л — зола и сера горючая и сульфатная. В жидком топливе
вся сера горючая, в твердом топливе сульфатная сера не горит, а
переходит в золу.
Условное топливо — эталон, который служит мерой сравнения
различных видов и сортов натурального топлива. Теплота сгора-
ния условного топлива принята <2РСЛ =29,33 МДж/кг. Пересчет
расхода любого натурального топлива Вт с теплотой сгорания
Qh в МДж/на расход условного топлива 5уСЛ можно сделать по
соотношению
Qp
ВусЛ = 8т — = 341 10—4 BTQP . (II.4)
^усл
Теплота сгорания топлива — количество теплоты, выделяемое
при полном сгорании его единицы массы (твердого и жидкого)
или единицы объема (газообразного топлива). Ее определяют
экспериментально в калориметрической установке с нахождением
количества теплоты Qq, которое выделяется в ней на единицу
массы (или объема) топлива. Применяют и расчетный метод оп-
ределения теплоты сгорания топлива до его элементарному соста-
2 Зак 369
— 33 —
ву. Технической стандартной величиной является высшая теплота
сгорания QB, равная теплоте сгорания в калориметрической уста-
новке за вычетом теплоты образования и растворения в воде по-
лучающихся при сжигании топлива окислов серы и азота.
В технических расчетах за основной показатель качества
топлива принимается низшая теплота сгорания QH. отнесенная ко
всей его рабочей массе. Она равна QB минус теплота испарения
водяного пара из физической влаги и пара, образующегося при
сжигании водорода Н₽.
Qh =Qb-25 (9Нр + WP), (11,5)
где множители 25 и 9—соответственно количество скрытой тепло-
ты парообразования на 1% сконденсированного в калориметриче-
ской установке водяного пара и стехиметрический коэффициент
пересчета Н₽ на воду.
Калориметрическая установка для определения удельной тепло-
ты сгорания твердого и жидкого топлива (рис II 1,а) состоит из ста-
кана 1, изготовленного из кислотоупорной стали с ножками 13 и
навинчивающейся сверху крышкой 8. Для герметичности между
стаканом и крышкой прокладывается свинцовое кольцо 7. В
крышке имеется три отверстия. Отверстие 4 предназначено для
впуска в стакан кислорода через трубку 3; 6 — для выпуска из
него продуктов сгорания и 5 — для ввода в стакан стержня 9,
являющегося проводником электрического тока. К кислородной
трубке 3 прикреплено кольцо 11, на которое устанавливают пла-
тиновую чашку 12 с пробой топлива. На трубке 3 и стержне 9
имеются крючки 2 для закрепления зажигательной проволоки 10,
кониы которой вводят в чашку 12
Перед опытом заряженный стакан помещают в калориметр.
Крышка 8 должна быть завинчена, в чашку заложена проба топ-
лива, в стакан через трубку 3 накачан кислород, под давлением
2,5 МПа, вентили отверстий 4 и 6 перекрыты. Калориметр (рис.
II 1,6) представляет собой латунный никелированный сосуд 8, ко-
торый во избежание потерь теплоты в окружающую среду поме-
щают во второй (внешний) сосуд 3 с двойными стенками между
которыми залита вода.
В калориметр 8 должно быть залито точно отвешенное количе-
ство воды (около 3 кг) для поглощения теплоты от стенок Кало-
риметр снабжен мешалкой 2 с электродвигателем 4. Внешний со-
суд закрыт эбонитовой крышкой 5, через нее вставлен термометр 7
для измерения температуры воды в сосуде 8, а также подведены
провода 6 для зажигания пробы топлива в бомбе посредством эле-
ктрической искры. При проведении опыта пускают в ход мешал-
ку, воспламеняют топливо и следят за температурой воды в кало-
риметре, регистрируя изменения ее значения до момента полной
стабилизации.
Калориметрическая установка для определения удельной тепло-
ты сгорания газообразного топлива (рис. П.2) состоит из четырех
основных частей- калориметра 10, счетчика расхода газа 1, регу-
- 34 —
Рис II.2. Калориметрическая установка
для определения удельной теплоты сгора-
ния газообразного топлива
Рис. И 1. Калориметрическая установка
для определения удельной теплоты сго-
рания твердого и жидкого топлива
а — зажигательный стакан б — установка
в сборе
лятора давления газа 20 и ве-
сов для учета расхода охлаж-
дающей воды 18 Исследуемый
газ по трубке 2 поступает в
счетчик, снабженный маномет-
ром 5 и термометром 3, далее
по трубке 22 в регулятор дав-
ления, за которым в газовой
линии поддерживается посто-
янное давление посредством
дросселирования по показани-
ям дифманометра 21. Газ за-
жигается в бунзеновскои го-
релке 17, инжектирующей ок-
ружающий воздух через
регулировочную шайбу 16.
Вода, образовавшаяся в ре-
зультате конденсации содер-
жащихся в продуктах сгорания
водяных паров, собирается в
мерный цилиндр 19.
Температуру сухих продук-
тов сгорания, выбрасываемых
из калориметра, контролируют
термометром 9 Вода поступа-
ак 364
— 35 -
ет в калориметр из бачка 7. Постоянный расход ее поддерживают
регулировочным краном 6. Избыток воды сливается по трубке 4Т
минуя калориметр. Использованная для охлаждения калориметра
вода выходит из него в коллектор 11, за которым установлен кран-
переключатель 12, благодаря чему вода может направляться по
трубке 13 в установленное на весах ведро 14, либо по трубке /5
сливаться в воронку, минуя весы. Разность температур воды на
входе в калориметр и на выходе из него определяют по показаниям
двух термометров 8. При исследовании на описанной установке
теплоты сгорания легких жидких топлив (горючего для двигате-
лей внутреннего сгорания) газовую горелку 17 заменяют форсун-
кой, а вместо газового счетчика 1 и регулятора давления 20 уста-
навливают весовой дозатор, обеспечивающий постоянную по-
дачу топлива к форсунке. Данная калориметрическая установка
действует по схеме непрерывного тока топлива, теплота сгорания
которого отводится тоже непрерывным током охлаждающей ,воды.
§ II.2. ЗАКОНЫ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА
Согласно первому началу термодинамики, внутренняя энергия
системы характеризуется только состоянием ее в данный момент
времени. Изменение внутренней энергии зависит от перехода си-
стемы из одного в другое состояние, но не зависит от характера
этого перехода. Применяют такую же трактовку и к химическим
реакциям: тепловой эффект реакции зависит только от началь-
ного и конечного ее состояния. Например, при сгорании углерода
получается сначала продукт первичного (C + 0,5-O2=CO + Qi), а
затем вторичного его окисления (CO4-0,5-O2 = CO2-|-Q2)-
Полное сгорание углерода с прямым получением двуокиси уг-
лерода идет по реакции C + O2=CO2-f-Q. Общий тепловой эффект
реакции равен сумме Q='Qi+Q2 или Q= 123,2-)-285,8=409 МДж/
(моль. Итак, общий тепловой эффект горения топлива равен сумме
теплот частных реакций, протекающих при промежуточных со-
стояниях системы. Эта формулировка применима также к тепло-
вым эффектам образования химических соединений. Количество
теплоты образования численно равно количеству теплоты разло-
жения, но эти эффекты, получаемые при противоположных на-
правлениях хода реакций, имеют и противоположные знаки.
Расчет теплоты сгорания топлива по его элементарному со-
ставу ведут, исходя из тепловых эффектов окислительных реак-
ций, протекающих при горении каждого элемента:
для твердого и жидкого топлива в кДж/кг (формула Д. И. Мен-
делеева)
QP = 339СР+ 1030 НР—109 (О₽ — 5₽ор) — 25 Ц7Р; (П-6)
для газообразного топлива в кДж/м3
QP = 126 СО + 108 На + 358 СН4 + 590 С2Н4 + 637 С2Н3 + 806 С3Н3 4-
+ 912 С3Н8+1187С4Н10 + 1460С5Н12+ (710С3Н14, (П.7)
— 36 —
Расход воздуха. Окружающий воздух содержит кислород и азо г
в соотношениях: по объему 02 = 2'1% и N2=79%; по весу О2=
= 23,2% и N2=76,8%. При температуре 300 К относительная
влажность воздуха принимается ф«60%, абсолютная <7?»12 г/м3,
или 1% от объема влажного воздуха. Необходимый для сгорания
топлива расход воздуха может подсчитываться в массовых или
объемных единицах—оба метода дают одинаковые результаты.
При этом безразлично, находятся ли топливные элементы в каких-
либо химических связях между собой или формулы связи их не-
известны.
Теоретический расход сухого воздуха, соответствующий сте-
хиометрическим соотношениям компонентов, участвующих в реак-
циях горения, определяют по формулам:
для твердого и жидкого топлива в м3 на 1 кг
t>® = 0,0889 (СР + 0,375 SPop)-t-0,265 HP — 0,0333 OP; (II 8)
для газообразного топлива в м3 на 1 м3
[хп / m \ 1
0.5СО + 0,5 Н2 + 2 СН4-|-1,5 H2S/ С«Н">~°2 •
(И 9>
При отсутствии точных данных о характере соединений угле-
водородов (CnHm) их принимают состоящими целиком из этилена
(С2Н4).
Теоретический расход воздуха с естественной влажностью для
обоих случаев подсчитывается по формуле
и® “' = 1,0161 и® (II 10>
Избыток воздуха. В производственных условиях фактический
расход сухого воздуха vB, направляемого в топочные устрой-
ства, больше теоретически необходимого Отношение фак-
тического расхода воздуха к теоретическому называют коэффи-
циентом избытка воздуха: ।
a = vBlvl (II И)
Избыток во пуха применяют с целью сокращения или ликви-
дации химического и механического недожога топлива. Если пре-
небречь очень малым содержанием азота в топливе, коэффициент
избытка воздуха может быть найден по анализу продуктов сгора-
ния, содержащих азот N2 и кислород О2 в % по объему.
[1-(79/21) (O2/N2)] ’ ' • '
Выход продуктов сгорания топлива. Теоретический выход про-
дуктов полного сгорания топлива при теоретическом расходе воз-
духа представляет собой сумму трех компонентов трехатомных
газов (и £Oj =г’со! so2 )> азота ин2 и водяного пара
Ун,о- Выход каждого из этих компонентов определяют по фор-
мулам.
— 37 —
для твердого и жидкого топлива в м3 на 1 кг
”n2 =0,79^4-0,8 — ; (П.14)
= 0,112НР-4-0,0124 DTP 4-0,0161 v® ; (II 15)
общий теоретический выход продуктов сгорания
vn с = yRO2 + + VH2O ; (И 16)
для газообразного топлива в м3 на 1 м3
vro2 = 0.01 (СО2 + СО 4- Н2 Sj4~ СН4 4~ S п Сп Hm), (II 17)
^,=0,79^+-^-; (1118)
®н2О — 0,01 [lI2S 4~ н2 4- 2 СН4 4- S Сп Vlm 4- 0,124 0,0161 v® . (11.19)
В формуле (11.19) влажность газообразного топлива dr в г/м3
в зависимости от температуры 1Г может приниматься равной:
ir в “с 0 10 20 40 60 80
dr в г/м3 4,98 10,06 19,40 64,60 202,5 738,7.
При избыточном расходе воздуха с обычной естественной влаж-
ностью добавочное количество его, м3 на 1 кг твердого и жидкого
или на 1 м3 газообразного топлива, составляет:
Д vB = („в — цвц/) = 1>0161 цв (а_ 1) = 4^4-4^ 4-4 о , (П 20)
В результате избытка воздуха расход добавочных компонен-
тов в получаемых продуктах сгорания топлива:
Д vjj2 = 0,79t»g (а— 1); (П.21)
Д =0,21 v® (а—1); (11.22)
д^н2о = 0,0161V® (а—1). (П.23)
Общий выход продуктов сгорания топлива [см. уравнение
(II 16)] при избытке воздуха а будет равен сумме:
ип с -а = vro2 + (un2 + д vn2) +(vh2o + д °н2о) + д vo2 > (П.24)
При неполном горении топлива в продуктах сгорания присутст-
вуют компоненты недожога: СО, Н2, СН4 и другие углеводороды
или некоторые из них. Содержание компонентов недожога в про-
дуктах сгорания топлива находят посредством газоанализатора.
При этом коэффициент избытка воздуха:
- 38 —
(11.25)
1
а = 79 Г 02 — 0,5 (СО + На)—2СН4
~~ 21 L n2
где содержание азота представляет собой разность в %: ,V2=100—(RO2+O2+
+СО).
Температура горения (точнее продуктов сгорания) топлива ха-
рактеризует нагретость топочных газов в момент завершения про-
цесса горения. Продукты сгорания состоят из смеси газов и мине-
рального остатка топлива — золы и шлака. Удельное количество
теплоты газовой смеси V, состоящей из п компонентов с темпера-
турой Т и удельной теплоемкостью каждого текущего компонента
Ci, равно суммарному количеству теплоты всех газов, входящих в
п Т
состав смеси: 17= (^c^dT0). Удельное количество теплоты золы
/=1 о
и шлака 13 равно произведению зольности топлива, Др в %, удель-
ной теплоемкости золы с3 и ее Температуры t3, т. е. /3=0,01
Дрсз/з. При Л®1<;10% значение /3 по сравнению со значением с I
пренебрежимо мало и его можно не учитывать. В теплотехниче-
ских расчетах удельное количество теплоты продуктов сгорания
топлива подсчитывают в кДж на 1 кг твердого и жидкого или на
1 м3 газообразного топлива в виде суммы.
7п с - а = 1 + 7э [Pro2 cRO2 + (yN, + Д uN2) cN2 +
+ (UH2O + Д ин2о) СН2О + Д uo2'co2l Д7,+ 7з, (11.26)
где ДТ=/=(Г — 273), t — температура газов в °C.
Температуру продуктов сгорания топлива обычно находят в
интервале 1200... 2400°С. Удельная теплоемкость т'рехатомных га-
зов, водяного пара и кислорода по отношению к удельной тепло-
емкости основного компонента азота с изменением температур в
указанных пределах изменяются очень мало (не более ±2%).
Средние их отношения составляют: cRO /cN = 1,63; cNO/cN=l,3
и cOi/cNj =1,06. Поэтому уравнение (11.26) может быть преобра-
зовано в упрощенный вид
7 п. с — а = cN2 7 11 ’63 uROa + 1 > 3 (^н2О + Д иН2о) +
+ 1,06 Д^я+(^г + Д ^2)] + /3. (1127)
Переход теплоты, полученной при сгорании топлива, в теплоту
продуктов сгорания отвечает закону сохранения энергии и может
быть описан уравнением теплового баланса. При полном сгорании
топлива с коэффициентом избытка воздуха а, без потерь теплоты
и отсутствии переноса его из очага горения (например, излучени-
ем), тепловой баланс в кДж на 1 кг твердого и жидкого топлива
или на 1 м3 газообразного топлива описывается уравнением
QS4 /в 4-/т=/ + /з, (П.28)
— 39 -
где QJ} —по уравнению (II.6) или (П.7); /в = 1,0161 v* iBa = l,0161 о’cB/Ba —
удельное количество теплоты воздуха в момент вступления его в процесс горе-
ния топлива (см. табл. II.1); Vq —по уравнению (П.8) или (П.9) вв—удель-
ная теплоемкость воздуха при температуре ZB; /т=сДт — удельное количество
теплоты топлива; ст — удельная теплоемкость топлива при температуре tT в мо-
мент, предшествующий его воспламенению.
При ^т<100°С значение /т по сравнению со значением Q2
пренебрежимо мало и его можно не учитывать.
Температуру продуктов сгорания топлива /°C можно найти
через удельное количество азота Расчетная формула по-
лучается при совместном решении уравнений (11.27) и (11.28) в
кДж на 1 м3:
Он Д + 1т — Л
N* (1,630^ + 1,3 (t>H2o + д vh2o) + !’06 д vo2 + (un2 + д vn2)] ( *
При минимальном расходе воздуха a=lwn3 = Дfо2 = А^н2о = 0;
Он + 7в + 1т — 1з
(l-63^o2+1.3^,o + ^) ’ (IL30)
Заданные значения iN> и cNz приведены в табл. II.2.
Найденные значения iN2 лежат между значениями, помещен-
ными в этой таблице. Поэтому для определения t следует пользо-
ваться формулой интерполяции, °C:
((N« I
—-----У2- 100, (11,31)
(n2 — (N2 у
где (и «и—найденное по табл. 11.Й удельное количество теплоты
азота, между которыми находится iNo, найденное поформуле (11.29); V—тем-
пература (см. табл. П.2), соответствующая удельному количеству теплоты iNj.
Например, получено значение i'n2=2400 кДж/м3, лежащее между
табличными температурами 1600 и 1700°С. Тогда ^=1600+
(2400-2325) 100=,1600+48=|Ю48°С.
(2482—2325)
Температуру продуктов сгорания топлива t называют калори-
метрической, поскольку она соответствует термостатическим усло-
виям. При подсчете теоретической температуры /0 продуктов сгора-
Таблица II.1. Удельная теплоемкость воздуха при разных температурах
Г, сс 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
св, кДж на 1 м3 град 1 ,298 1,3j7 1,320 1,330 1,340 1,358 1,370 1,385 1,395 1,411
<в, кДж, на 1 м3 129,8 261,4 396,0 532.0 670,0 814,8 959,0 1188 1255 1411
— 40 —
Таблица II 2. Удельная теплоемкость азота при разных температурах
t. °C 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800
cN в кДж/на 1 м3-град »N в кДж на 1 мз 1,414 1700 1,425 1852 1,435 2010 1,444 2165 1,453 2325 Про 1,461 2482 должение 1,469 2640 табл. II.2
t, °C 1900 2000 2100 2200 2300 2400 2500
cN в кДж/на 1 м3-град к кДж на 1 м3 1,476 2800 1,483 2966 1,489 3122 1,495 3290 1,501 3450 1,506 3610 1,511 3780
ния топлива в отличие от калометричесдой следует учитывать эндо-
термический эффект диссоциации трехатомных газов (СО2иН2О) Zg>
имеющий место при температурах выше 1600°С.
Для определения теоретической температуры удельное количе-
ство теплоты азота должно быть пересчитано с внесением поправ-
ки на /д.
1n3 = 1n„ (1 7“) - (П,32>
где 1= QJJ+^b Нт — Л.
По наеденному значению i ^определяют температуру t0 мето-
дом, изложенным ранее.
Диссоциация трехатомных газов, находящихся в продуктах
сгорания, протекает с поглощением теплоты по реакциям.
2СО2зй±:2СО + О2—571 000 кДж на 2 кг—моля СО2; 2H2O^=t
:s=±2H2 + O2484 500 кДж на 2 кг — моля Н2О.
Согласно закону Авогадро, при давлении 0,1 МПа и температу-
ре 0°С 2 кг—моля каждого из указанных газов занимают один
и тот же объем 22,4 X 2 = 44,8 м3. Следовательно, при полной дис-
социации СО2 поглощается теплота ico, = 571 000:44,8=12600
кДж на 1 м3, а при полной диссоциации Н2О—I н,о =484500-
: 44,8= 10800 кДж на 11 м3.
Константы равновесия этих реакций определяют отношения
парциальных давлений исходных количеств СО2 и Н2О и продук-
тов диссоциации СО, Н2 и О2:
ftco„ = (Рсо2/Рсо) Рог: (П.33>
йн,о= (Phjo/PhJ Роа • (Ч.34>
В качестве меры диссоциации принимают отношение количе-
ства распавшегося вещества к количеству исходного. Его называ-
ют степенью диссоциации, которая количественно связана с кон-
стантой равновесия общей зависимостью:
— 41 —
. _ (1-a)2 (1 + 0,5 a Л4К —Л4Г)
a2 (0,5a + MK) pr ' ' ‘
где a — степень диссоциации CO2 и H2O; M, и Mr — число молей избыточного
кислорода на моль диссоциирующего газа и число молей газа, не принимающих
участия в реакции; рг — общее давление газовой смеси.
Практически значение рг близко к атмосферному давлению, а
влиянием содержания в продуктах сгорания гидроокислов и ато-
марных газов можно пренебречь. При этих допущениях уравнение
(11.35) упрощается
й = (1— а)2 (2 +а)/а3. (II.36)
Константы равновесия реакции диссоциации как функции тер-
модинамической температуры Т в К, можно найти по эмпиричес-
ким формулам Саккурад
lg*co2 = (29 250/ТСОг) -2,5 1g ТСОг - 1,24; (11.37)
lg*H2O= (25°00/THjO) -2,5 lg ТН2о + 2,68. (11.38)
Затем решая совместно уравнение (11.36), (11.37) и (11.38)
можно определить значения степени диссоциации аСОа и а Н2О
в зависимости от найденной температуры t. Они иллюстрируются
кривыми графика на рис. 11.3.
И наконец, суммарную теплоту диссоциации трехатомных га-
зов с небольшими допущениями можно подсчитать в кДж на 1 кг
твердого и жидкого топлива или на 1 м3 газообразного топлива по
формуле
Д—'со2 wro2 qco2 "Ь гн2о (°н2о + л ^н2о) ан2о —
Рис. П.З. Степень диссоциации трехатомных
газов
(ин2о + л ин.о) ан2о • (П.39)
В реальных условиях на
горение топлива затрачивается
определенное время, в течение
которого основная часть вы-
делившегося тепла переходит
в теплоту продуктов сгорания,
другая часть переносится из
очага горения излучением /и,
а также затрачивается на дис-
социацию трехатомных газов
/д. При подсчете рабочей тем-
пературы продуктов сгорания
tp должны учитываться оба
упомянутых параметра (/и + /д).
Для этого удельное количество
теплоты азота нужно пересчи-
тать с внесением поправки на
(/и + /д):
\ '0 /
— 42 —
По найденному значению i'n2 определяют температуру Zp ме-
тодом, изложенным выше. Выражение е= 11— I пред-
L Л> J
ставляет собой тепловой КПД процесса горения топлива. В сло-
жившейся практике этот параметр колеблется в пределах е = 0,6...
0,9, а доля выделившегося тепла, не перешедшего в теплоту про-
дуктов сгорания топлива, составляет соответственно 0,4. .0,1.
Скорость горения топлива зависит от температуры, давлений
газов, состава горючей смеси и концентрации горючего в потоке.
Эти факторы влияют на гомогенное горение газообразного и
на гетерогенное горение жидкого и твердого топлива.
С ростом температуры скорость горения топлива резко возрас-
тает. Изменение скорости горения (окисления) под влиянием
температуры формулируется законом Аррениуса:
_Е_
k = koe RT, (Il 41>
где ka и Е — константа скорости горения при начальных условиях, принятых за
эталон, и энергия активации реагирующих веществ в кДж/кг-моль (оба пара-
метра определяют экспериментально); Т — термодинамическая температура в К;
е и R — основание натуральных логарифмов (е=2,718) и универсальная газо-
вая постоянная = 8,321 кДж/(кг-моль-К)]
Закон Аррениуса толкуют так: константа k0 соответствует об-
щему числу столкновений молекул между собой в единице объема
за единицу времени, a k — числу прореагировавших молекул.
Энергия активации Е представляет собой запас энергии одной мо-
лекулы, минимально необходимый для того, чтобы она прореаги-
ровала. Для большинства реакций горения (£ = 85 000...170 000
кДж/кг-моль). Повышение температуры, например, от 1000 до
2000 К вызывает рост скорости горения примерно в 150 раз. Она
возрастает также при повышении давления газовых компонентов
горючей смеси и продуктов сгорания.
Скорость горения топлива по времени т и концентрации С го-
рючих компонентов в воздухе или в кислороде пропорциональна
произведению всех частных концентраций этих компонентов (а Ь..
п) в кг-моль/(мэ-с):
dCfdx = k (ab ... п). (11.42}
Существуют определенные физические условия, при которых
горючая смесь или горит или гаснет. Например, при одинаковом
расходе горючей смеси ее горение в широком канале устойчиво, а
в узком канале происходит срыв пламени. Ликвидация горения в
последнем случае происходит вследствие повышенного относи-
тельного переноса теплоты из фронта горения в окружающую сре-
ду и с продуктами сгорания. Это приводит к падению температуры
горения до предела, за которым прекращаются химические реак-
ции и распространение пламени (очаг горения переохлажден).
Для предотвращения срыва пламени значение гидравлического ди-
аметра канала d должно отвечать условию
, const
а =------- ,
w р
(11 43
— 43 —
где р и w — соответственно давление и скорость горючей смеси.
Константа в числителе определяется опытным путем в зависи-
мости от конструктивных особенностей топочного устройства. Нор-
мирующим параметром является тепловое напряжение на единицу
площади канала.!
Поддержание или угасание пламени зависит также от состава
горючей смеси. Недостаток пли избыток горючего в воздушной сре-
де в равной степени может вызвать ликвидацию горения или ис-
ключить его возникновение. Недостаток горючего находится за
нижним, а избыток — за верхним пределом его воспламеняемости
в среде окислителя. Если концентрация горючего в смеси находит-
ся за этими пределами, то горения не будет.
Пределы воспламеняемости газовых смесей (без балласта) оп-
ределяют по правилу Ле Шателье в % по объему:
«1 «2 . «з . ’ ' ’
М + L2 + L3 +.........
где Lb L2, Lz... — пределы воспламеняемости (верхний и нижний) каждого го-
рючего компонента в % по объему смеси; Иь п2, п3.. — содержание каждого
компонента горючего в % по объему.
Балластом горючей газовой смеси являются инертные газы Б =
= CO2+N2, %. При его наличии результат, полученный по форму-
ле (11.44) нужно пересчитать с поправкой на Б:
г _ Г Г (100-Б) 1
Ьб " L L 100 J •
(И.45)
§ П.З. СЖИГАНИЕ ГАЗООБРАЗНОГО ТОПЛИВА
Газоснабжение предприятий по производству вяжущих мате-
риалов осуществляется от магистральных газопроводов через по-
низительные газораспределительные пункты и устройства (ГРП и
ГРУ). Применяются газопроводы с низким (до 5 кПа) средним
(^5... <300 кПа) и высоким '(^’300... < 1200 КПа)
избыточным давлением газа. Газопроводы с из-
быточным давлением 1200 кПа и более применяют лишь в отдель-
ных случаях. Каждому горючему компоненту присущи своя тем-
пература воспламенения, скорость распространения пламени и
пределы воспламеняемости. Эти параметры приведены в табл.
11.3, причем в ней скорость распространения пламени wn, т. е.
скорость линейного перемещения горящей частицы.
Природный газ, подаваемый в города и населенные пункты, не
должен содержать вредных примесей более (в г на 100 м3 газа):
Нг5^2, NH.3^5, нафталин ^10. 'Содержание кислорода не долж-
но превышать *1,% по объему.
Давление, развивающееся при взрыве газовоздушных смесей,
можно подсчитать по формуле в Па
Н“) (г)' <1М6)
— 44 —
Таблица 113. Параметры горения различных горючих газов
Горячий газ Химическая формула Скорость распространения пламени м/с Пределы воспламеняемости газов в % по объему Температура воспламенения в К
при стехиометрическом соотношении газ—воздух в % по объему при соотношении газ— воздух в % по объе- му и максимальной скорости
в воздушной среде в среде кислорода
мини- мум макси- мум
газ воздух газ воздух ( %) 4 11'макс нижний верх- ний нижний верх- ний
Водород н2 29,5 70,5 1,6 42 58 2,67 4 74,2 4,6 93,9 800 87)
Окись углерода со 29,5 70,5 0,3 43 57 0,42 12,5 74,2 15,5 93,9 880 93J
Метан сн4 9,5 90,5 0,28 10,5 89,5 0,37 5 15 5,4 59,2 930 1J00
। Этан С2Нв 5,6 94,4 - 6,3 93,7 0,4 3,2 12,4 4,1 50,5 800 870
Пропан С3Н8 4 96 4,3 95,7 0,38 2,4 9,5 2,3 55 800 860
] Бутан С4Н10 3,1 97 —- з,з 96,7 0,37 1,9 8,4 1,8 48 760 840
Пентан с5н12 2,5 97,4 2,9 97,1 0,38 1,4 7,8 — — -
Гексан С.Н1, 2,2 97,8 2,5 97,5 0,38 1,2 6,9 —
Этилен С2Н4 6,5 93,5 0,05 7 93 0,63 3,7 29,6 2,9 79,9 810 820
Ацетилен С2Н2 7,7 92,3 0,1 10 90 1,35 2,5 80 3,5 89,4 610 770
Сероуглерод CS 6,5 93,5 8,2 91,8 0,48 1,2 50 - -
Сероводород H2S 12,2 87,8 4,3 45,5 —— 560 760
Водяной газ 6 70
Коксовый газ - — - 5,6 |28, 31 570 770
Природный газ 5,1 12...25 800 800
Доменный газ | 35 65...74
Рис. 11.4. Газоопределительиый пункт предприятия
/ — входной газопровод; 2 — входная задвижка; 3 — фильтр; 4 предохранительный запор-
ный клапан. 5 — регулятор давления; 6 — задвижка после регулятора; 7 — байпас; 8 —
фильтр — ревизия, 9 — ротационный счетчик; 10 — штуцер с краном для отбора импульса ко-
нечного давления газа, //—выходной газопровод; 12— продувочный газопровод; 13 —
щит КИП
где ро и Tia; рВз и Твз; m и п до и после взрыва соответственно давление в Па,
температура в К и число молекул в смеси.
Требования к газооборудованию изложены в «Правилах безо-
пасности в газовом хозяйстве», утвержденных Госгортехнадзором
СССР. На предприятиях у газопотребляющих агрегатов и в ГРП
должны быть вывешены инструкции, предупредительные знаки и
плакаты по безопасности применения газообразного топлива при-
менительно к местным условиям.
Газопроводы изготовляют из стальных малоуглеродистых труб,
которые соединены путем сварки, при этом достигается прочность
швов, не менее прочности стенок. Производят электродуговую и
газовую сварку труб. Качество сварки проверяют испытанием в те-
чение 1 ч сварных соединений на прочность под давлением воздуха
или воды (см. табл. II.4). Одновременно с помощью мыльного ра-
створа проверяют соединения на плотность.
Таблица II.4. Контрольные давления в газопроводах
во время испытания
Рабочее избыточное давление
газа в кПа
Давление воздуха или воды
при испытаниях в кПа
на плотность [на прочность
Низкое (до 5)
Среднее (^5 ... <300)
Высокое (^300 ... <600)
Высокое (^600 ... < 1200)
300 ЮО
45(0 300
750 600
1500 1200
- 46 —
Рис. II.5. регулятор давления газа РД (а) и
предохранительный клапан ПКК-40М (6)
1 — корпус; 2 — манометр рабочего газа; 3 —
манометр командного газа, 4 — трубка им-
пульса конечного регулируемого давления, 5 —
серьга, 6 — заслонка, 7 — уравнительная труб-
ка, 8 — рукоятка для настройки прибора; 9—
винт настройки; 10 — настроечная скоба, 11 —
скоба для направления штифта, 12 — подвиж
ная плита; 13 — сопло сброса газа, 14 — пру-
жина заслонки; /5 — трубка командного газа;
-'5 — трубчатая пружина, 17 — штифт; 18 —
тонка; 19 — корпус, 20— запорный золотник;
2/— пружина золотника, 22 — шток золотни-
ка, 23 — обратный клапан; 24 — нижняя мем-
брана 25 — промежуточное кольцо; 26 — верх-
няя мембрана 27 — крышка; 28 — регулиро-
вочный стакан. 29 — настроечная пружина,
Л)--верхний золотник^ 31 — верхняя камера;
32— ручка, 33 — пробка; 34 — отверстие, со-
елиняющее камеру 31 с атмосферой, 35, 38,
39 — отверстия, соединяющие между собой ка
меры 31, 36, 37
На газопроводах устанавли-
вают: конденсатосборники и тру-
бы для отвода конденсата, конт-
рольные трубки для обнаружения
угечки газа, футляры в местах
прохода труб через стены, ком-
пенсаторы температурного рас-
ширения, запорные и другие ус-
тройства.
Газораспределительные пунк-
ты и устройства служат для по-
нижения и поддержания по-
стоянного давления горючего
газа в сети перед топливо-
потребляющими агрегатами, ТРП
и ГРУ размещают в отдельных
огнестойких помещениях (рис.
и
11.4). В комплект их оборудования входят: регулятор давления и
счетчик газа, предохранительный запорный и сбросной клапаны,
фильтр, отключающие устройства (задвижки, краны), манометры,
термометры, импульсные трубки к приборам. Кроме того, преду-
сматривается обводной (байпасный) трубопровод с двумя отклю-
чающими устройствами для бесперебойного газоснабжения в пе-
риод ремонта указанного оборудования.
Нередко применяют следующие регуляторы давления (РД) (см.
рис. П.5,а).
Гип
РД-4 РД-5 РД-8 РД-16 РД-30
Конечное
избыточное
давление в
КПа
100...300
100...400 200...600 300.. 1200 600. .2400
На круглом корп/се регулятора установлены два манометра:
— 47 —
первый показывает избыточное давление рабочего газа, поступа-
ющего после редуктора в пределах 130...150 кПа, второй — ре-
гулятор так называемого командного газа (источник энергии ре-
гулирования), который подводится к исполнительному механизму
Действие этого регулятора состоит в том, что рабочий газ по-
ступает в монометрическую пружину, соединенную с заслонкой,
которая с помощью сопла увеличивает или уменьшает давление
командного газа, воздействующего на исполнительный механизм
регулятора. Например, при повышении давления рабочего газа
выше нормы монометрическая пружина выпрямится, потянет за
собой заслонку и сопло будет прикрыто. Это повлечет за собой
повышение давления командного газа и перевод исполнительного
механизма на снижение и возвращение к норме давления рабоче-
го газа. Настройку прибора осуществляют изменением зазора
между заслонкой и соплом. Желательно, чтобы в рабочем ре-
жиме стрелки манометра занимали на шкале среднее положение.
Широко распространены предохранительные клапаны ПК.К-
40М Мосгазпроекта, выпускаемые на начальное избыточное дав-
ление 600 и 1200 кПа (рис. II 5,6). В них предусмотрены две
мембраны, которые находятся под давлением пружин. Нижняя
мембрана связана через шток с основным запорным золотником,
перекрывающим отверстие в проходном канале. Верхняя мем-
брана с прикрепленным к ней золотником и нажимающей пру-
жиной являются настроечным устройством. Проходной канал под
нижней мембраной соединен с входной стороной регулятора дав-
ления, а полость над этой мембраной через обратный клапан со-
единена с выходной стороной регулятора, фиксирующей конечное
давление газа после регулирования. При работе прибора основ-
ной золотник приподнят и через проходной канал газ свободно
поступает в регулятор давления. Золотник перекрывает канал и
проход газа прекращается, когда давление газа перед регулято-
ром становится ниже или когда оно за регулятором повышается,
выходя за пределы, установленные при настройке прибора
Факельное сжигание горючих газов в производстве вяжущих
материалов относится к гомогенному процессу и зависит от внут-
ренних и внешних условий. Первые обусловливают скорость самой
реакции горения, вторые — скорости подвода воздуха к очагу
горения и отвода от него продуктов сгорания, а также их темпе-
ратуру. Основным фактором, определяющим продолжительность
процесса, является смесеобразование газа и воздуха, зависящее
от диффузионного сопротивления. При этом горение протекает с
видимым пламенем, его называют диффузионным. Найдена
экспериментальная зависимость относительной длины горящего
диффузионного факела газообразного топлива от значений кри-
терия гравитационного подобия Фруда (Fr) и диффузионного
критерия Прандтля (Ргд):
-4 = 56,3 Fr0'125 Рг0-3, (Я 47)
d А
— 48 —
где L и d — соответственно длина горящего факела и диаметр сопла газовой
горелки; Рг = Шц/§й(; Prgi=|VB/£)r; —скорость истечения газа нз сопла в м/с;
vB — кинематическая вязкость воздуха при температуре окружающей среды в
м2/с; Dr—коэффициент молекулярной диффузии газа при его температуре в
момент истечения из сопла горелки в м2/с; g=9,81 м/с2.
Уравленение (11.47) получено из опытов, проведенных при тем-
пературе природного газа от 300 до 950 К, на горелках с ди-
аметром сопла от 2,7 до 10,1 мм и скоростях истечения газа до
50 м/с. Коэффициент диффузии в системе «метан — воздух» при
нормальных условиях составляют около 19Д°10-6 м2/с, кинемати-
ческая вязкость воздуха порядка 13,3-10-6 м2/с и значение диф-
фузионного критерия Прандтля (13-10-6): (19,6-10-6) =0,68. Для
этих условий уравнение (II.47) имеет упрощенный вид
L/d » 50 Fr0,125 . (П.48)
В расчетах применяют абсолютное давление газа перед соп-
лом горелки рг и абсолютное давление продуктов сгорания в то-
почном пространстве рп.с. Скорость истечения газовой струи из
сопла горелки w0, м/с определяют:
при избыточном рг<5 кПа (низкое давление)
(П,49)
где уг — удельный вес газа в момент истечения из сопла горелки в н/м3; £—
коэффициент расхода горелки, колеблющийся в пределах 0,7...0,9;
при избыточном рг^5 кПа (среднее и высокое давление)
(11.50)
w0 = £ V 2 g RTr р —
Ср
где k— — —показатель адиабаты; R — газовая постоянная; /г — тем-
со
пература газа в момент истечения из сопла горелки в К.
Для метана &=1,41 и /? = 518,3 Дж/(кг-К). Если принять
0,85, тогда скорость истечения струи природного газа из сопла го-
релки: _________________
57
(П.51)
Расход газа через каждую горелку vr в м3/с,
нормальным условиям, обычно является величиной,
четом. Площадь сопла газовой горелки sr в м2 при
п определяют по формуле
fr ( Ро \
S = ---- ---- ,
\ Рг /
отнесенный к
заданной рас-
их количестве
(П.52)
где ро — атмосферное давление (р0 = Ю1 кПа).
При избыточном рг>100 кПа скорость истечения W достигает
предельных (критических) значений и при любом большем давле-
нии газ не может вытекать из обычной горелки со скоростью, превы-
— 49 —
воздух
иис. II.6. Газовые горелки
а — для вращающейся печи; б — для топок сушилок и котлов, в —запальная горелка; / —
сопло; 2 — завихритель; 3 — направляющая трубка; 4 — центрирующие перья; 5 — тяга за-
вихрителя, 6 — дроссель, 7 — тяга дросселя; 8 — шарнир, 9— рычаг; 10 — валик; 11— сек-
тор — указатель; 12 — рукоятка; 13 — задвижка с устройством экстренного отключения газа;
14 — манометр; 15 — дроссель; 16 — сопло, 17 — корпус; 18 — огневой насадок; 19 — кольце-
вой стабилизатор, 20 — смеситель; 21— крючок; 22 — обойма; 23 — инжектор для засоса
воздуха; 2d — сопло; 25 — удлинитель-рукоятка
шающей местную скорость звука. Критическая скорость истечения
газа может быть определена по формуле в м/с:
(11.53)
Газогорелочные устройства применяют нескольких типов. Для
вращающихся печей широко используют горелки ГипроНИИгаза.
Горелка состоит из цилиндрического корпуса с сопловым отверсти-
— 50 —
ем на конце (рис. II.6,а). В корпусе концентрично установлена на-
правляющая труба, внутри которой с помощью тяги и рукоятки сво-
бодно передвигается вдоль оси горелки завихритель. Он состоит
из спиралеобразных лопаток, (посредством которых газовая струя
закручивается вокруг оси потока. Внутри завихрителя можно сво-
бодно передвигать цилиндрический Дроссель, запирающий соп-
ловое отверстие или уменьшающий его поперечное сечение Если
его передвинуть в крайнее положение (завихритель — в сторону
соплового отверстия, а дроссель — в обратную сторону), то вы-
ходящая из горелки газовая струя приобретает максимальную
закрутку. Это повлечет за собой сокращение длины топливного
факела, подъем температуры горения. Передвижение завихри-
теля дальше от соплового отверстия можно ослабить закрутку
газовой струи, что вызовет удлинение топливного факела. Перед-
вигая дроссель на сопло, уменьшают сопловое отверстие. Давле-
ние газа перед соплом регулируют с помощью 'вентиля, при от-
крытии которого давление и расход газа увеличиваются. Когда
юрелку пускают в работу, рукоятки завихрителя и дросселя
должны находиться в крайних положениях на нулевых отметках.
В зависимости от конструктивных особенностей вращающихся
печей газогорелочные устройства могут быть различной длины.
Корпус горелки размещают вдоль оси печи со стороны ее го-
рячего конца. Горелку вставляют в трубу, по которой нагнета-
ется в печь из окружающей среды первичный (дутьевой) воздух
(10 20% общего расхода воздуха). Вторичный горячий воздух
поступает в печь из холодильника продукта обжига. Технические
характеристики газовых горелок ГипроНИИгаза с регулирова-
нием абсолютного давления газа рг от 140 до 400 кПа при-
ведены в табл II5.
Для сжигания газа в кцмерных топках печей и аппаратов при-
меняются горелки Стальпроекта (рис. II.6,б). Корпус горелки —
чугунный литой с фланцами для крепления корпуса к фронтовому
листу топки и соединения с ней газопровода и канала дутьевого
Таблица II 5 Технические характеристики газовых горелок
ГипроНИИгаза для вращающихся печей
Тип Диаметр сопла в мм Расход газа иг в м3/с, отне- сенный к нормальным уело ВИЯМ Скорость истечения газа w0 в м/с
номи- наль- ный пределы регулирова- ния номи- наль- ный пределы регулирова- ния
от ДО от До
ГВП-1 20 0,055 0,014 0,140 70 18 178
гвп-з 44 0,278 0,056 0,556 73,5 15 148
ГВП-4 70 0,717 0,139 1,390 75 15 145
ГВП-5 90 1,210 0,222 2,220 77 14 140
ГВП-6 120 2,225 0,333 3,330 80 12 120
ГВП-7 160 4,080 0,555 5,550 82 11 112
— 51 —
воздуха. Горелки Стальпроекта имеют несколько типоразмеров в
зависимости от расхода газа для низкого и среднего давления.
При растопке печей и топок для зажигания горелок применя-
ют запальники (рис. II.6, в). Они представляют собой переносные
газовые горелки’ с частичной инжекцией воздуха. Смесь газа с
воздухом поступает в защитный кожух, где начинается горение,
защищенное от срыва потоком воздуха в топке. Огневое отвер-
стие запальника снабжено стабилизатором горения.
§ II 4. СЖИГАНИЕ МАЗУТА
Подготовка мазута к сжиганию. Мазут завозят на предприя-
тие железнодорожным (в цистернах) и водным нефтеналивным
транспортом, а также перекачивают по трубопроводам. При достав-
ке мазута на предприятие железнодорожным транспортом запас его
необходимо создавать в количестве, соответствующем 10.. 15-су-
точному потреблению. При его доставке водным тран-
спортом, к моменту закрытия навигации требуется создать запас
на весь межнавигационный период. При подаче мазута по трубо-
проводам запас должен быть равен 1...3 — суточному расходу.
Приемные устройства складов (резервуаров) предназначены для
разогрева мазута с (помощью водяного пара через трубчатые зме-
евики до 330. 340 К с целью снижения его вязкости и обеспече-
ния внутризаводского транспорта Вторично мазут подогревают
до 375...400 К и пропускают через фильтр, чтобы очистить его от
механических примесей перед подачей на сжигание. Резервуары
для хранения мазута должны быть подземными, и, кроме того,
они должны быть удалены от производственных зданий на рас-
стояние не менее 100 м.
Факельное сжигание мазута в производстве вяжущих материа-
лов протекает в паровой фазе после того, как испарятся рас-
пыленные жидкие капели. Мазутный факел (рис. 11.7, а) состоит
из внутренней и наружной зон, разделенных поверхностью воспла-
менения. Во внутренней зоне происходит испарение мазутных ка-
пель и образование горячей смеси, выгорающей в наружной зоне.
Температура воспламенения мазута 630...675 К служит границей
раздела зон факела. Во внутренней зоне при температуре ниже
600 К парообразные углеводороды расщепляются и частично оки-
сляются, выделяя некоторое количество теплоты, что способству-
ет дальнейшему их догоранию при температуре выше 600 К в на-
ружной зоне.
Поведение единичной мазутной капли характерно тем, что во-
круг нее образуется горящий слой, причем горение сопровожда-
ется недожогом с выходом сажи и СО. Гетерогенное горение сажи
вызывает свечение факела от раскаленных твердых частиц. Рас-
пиливание мазута в капли осуществляют в основном механиче-
ским способом с помощью форсунок, куда мазут подводится с
избыточным давлением 2000...3500 кПа. Иногда применяют рас-
пиливание мазута паром или сжатым воздухом с давлением
- 52 —
Рис. П.7. Факельное горение мазутных капель
•а — зоны факела б— схема горения мазутной капли, в — время выгорания мазутных ка-
пель различных размеров, 1 — зона начальной скорости истечения струи, 2 — поверхность
воспламенения, 3— внутренняя зона, 4 — наружная эона
1300...2500 кПа. Продолжительность горения единичной капли
мазута составляется из отрезков времени, необходимых для ее
испарения и сгорания. Эти процессы протекают одновременно и
взаимосвязаны между собой. Однако кинетическое сопротивле-
ние горению ничтожно по сравнению с диффузионным, поэтому
процесс горения мазута в целом называют диффузионным.
Испарение капли начинается во внутренней зоне факела, а
заканчивается — в наружной вместе с горением образовавшейся
горючей смеси. Фронт горения капли расположен очень тонким
слоем на шаровой поверхности, соответствующей диаметру dr
(рис. II.7,6). Внутри него находится жидкая испаряющаяся кап-
ля диаметром dK, окруженная парами мазута. Снаружи фронта
горения расположен слой продуктов сгорания с условной ша-
ровой поверхностью, соответствующей диаметру </п с.
В процессе горения начальный диаметр мазутной капли do
уменьшается. Примем за отрезок времени т от начала горения
диаметр капли, равный dt. Тогда связь параметров d0 и d{ будет
следующей:
rf2_ 4 = 1|>т, (1154)
где г|з— экспериментальная константа При d, — 0 x=do/.<j;
Таким образом, продолжительность времени полного выгора-
ния капли мазута прямо пропорциональна квадрату ее началь-
ного диаметра. Согласно опытным данным уравнение (II.54) мож-
но представить в виде кривых (см. рис. II.7, в).
Начальный диаметр капли do в мм зависит от начальной от-
носительной скорости струи мазута Aw = Wo—wB, в м/с; здесь
Wo — скорость истечения струи мазута из сопла форсунки и wB —
скорость движения потока воздуха перед топливным факелом.
Найдена экспериментальная зависимость применительно к механи-
ческому распыливанию мазута, нагретого до 350 К:
d0 и 2000/(Д w)* (11.55)
— 53 —
Скорость топочных газов:
с-О
ST
с, ST — площадь поперечного сечения топоч-
отнесена скорость wr, Тг —средняя темпер а-
(И 56)
(II 57)
где Вт — расход мазута в кг за 1
ного пространства в м2, к которой
тура топочных газов в К; Т0=273 К
Скорость истечения мазута
у 1/ 2ЯРм
У “йГ’
где Рм — избыточное давление мазута перед соплом форсунки Обычно ря =
=2500-103. 3500-103 Па; ум— удельный вес мазута, равный в среднем 8240 Н/м3,
£ — коэффициент, зависящий от конструкции форсунки, для механических фор-
сунок С=0,3.0,6.
В мазутных форсунках по сравнению с газовыми горелками
потери энергии больше, в связи с несоизмеримо большей вяз-
костью и плотностью протекающего потока с осевым закручива-
нием. Скорость истечения Wo и подсчитанный по ней диаметр d
сопла форсунки отнесены к активной площади сопла, занятой
вытекающей струей мазута. В механических и пневматических
форсунках вследствие закручивании и распыла вытекающая струя
занимает только часть площади сопла, расположенную по пери-
ферии, а в осевой области образуется пространство, не занятое
мазутом. При проектировании мазутных форсунок скорость ис-
течения мазута относят ко всей площади сопла и называют ее
приведенной, или условной, скоростью wc (см. табл. II.6 и II.7).
Между действительной скоростью к»о и условной wc существует
связь юс = Ф^’о, где ф— степень заполнения площади сопла струей
мазута (<p = 0,4...0,7).
Диаметр сопла мазутной форсунки d определяют по формуле
в мм
Вт
(II 58)
где п — количество действующих форсунок
Значение d пренебрежимо мало по сравнению со значением
диаметра вращающейся печи D в м (см. рис. 11.12, а) и его вли-
янием на длину участка раскрытия топливной струи можно пре-
небречь. Тогда длину горящего мазутного факела во вращаю-
щихся печах можно представить приближенной формулой в м
„ / 1
(11.59)
L,
". • ,"о + И'г т
14 2 wT /Л w ]
Мазутные форсунки по способу распиливания топлива разде-
ляют на механические и пневматические (паровоздушные). Пер-
вые из них большей производительности, вторые — меньшей. В
механических форсунках (рис. II.8,а), широко применяемых на
вращающихся печах, струя мазута закручивается завихрителем с
тангенциальными каналами. Струя подвергается воздействию осе-
— 54 —
Рис. II.8. Мазутные форсунки
а — механическая; б — паромазутная; / — входной штуцер; 2 — подающий канал; 3 — нако-
нечник канала; 4 — накидная гайка; 5 — распределитель; 6 — завихритель; 7 — сопло; 8 —
соединительный фланец; 9 — уплотняющая прокладка; 10 — ревизионный штуцер; И — ре-
визионная гайка; 12 — закрепляющее устройство; 13 — мазутный канал; 14 — паровой ка-
нал; /5 — диффузор
вой и центробежной сил и вытекает из сопла форсунки под не-
которым углом. При истечении струя образует расширяющуюся
сферическую поверхность, которая способствует распылению ма-
зута на мелкие капли и образованию горючей смеси. Форсунки
вставляют в воздушные каналы первичного (дутьевого) воздуха.
— 55 —
Таблица П.6. Технические характеристики механических мазутных форсунок
Тип •у Расход мазута В , в кг/с при давлении рм в кПа Конструктив- ный диаметр сопла в мм Условная скорость истечения мазута йус в м/с при давле- нии рм в кПа
2000 3500 2000 3500
ФМ-2500 0,53 0,70 6,9 17 22
ФМ-3000 0,61 0,83 7,5 17 22
ФМ-3500 0.72 0,97 8,3 17 22
ФМ-4000 0,83 1,11 8,7 17 22
ФМ-5000 1,05 1,39 9,1 18 23
ФМ-6000 1,25 1,67 9,5 19 24
ФМ-7000 1,47 1,95 10 19 24
ФМ-8000 1,67 2,22 12 20 25
ФМ-9000 1,95 2,5 12,5 20 25
ФМ-10 000 2,08 2,78 12,8 20 26
Они крепятся на стенке головки печей. Длина форсунок может
быть различной в зависимости от конструктивных особенностей
агрегата. С целью стабилизации фронта горения желательно
подводить в корень факела повышенное количество первичного
воздуха (не менее 25% общего его расхода). Форсунки нормали-
зованы по типоразмерам, все их детали изготовляют примерно
одинаковых размеров за исключением закручивающих устройств
с соплом, размеры которых подбирают по расходу топлива
(табл. II.6).
В паромазутных форсунках (рис. 11.8,6), применяемых на
топках котлов и на других топках со сравнительно небольшим
расходом мазута, пар подводят к соплу по внутреннему каналу,а
мазут — по наружному кольцевому. Мазут распыляется за счет
кинетической энергии пара (воздуха) при истечении его из сопла
форсунки. Пневматические форсунки дают более мелкое рас-
пыливание мазута по сравнению с механическими, что сокращает
длину топливного факела и иногда приводит к повышению тем-
пературы продуктов сгорания. Пневматические форсунки надеж-
ны в эксплуатации: их канал легко продувается паром (воздухом)
и не засоряется, даже при отсутствии мазутного фильтра. Однако
Таблица II.7. Технические характеристики паромазутных форсунок
Тип т Расход мазута В » кг/с при давлении пара рп в кПа Конструктив- ный диаметр сопла dc в мм Условная скорость истечения мазута шсв м/с при давлении пара рп в кПа
1300 2500 1300 2500
ФП-300 0,049 0,083 9 0,92 1,56
ФП-540 0,083 0,139 12 0,88 1,47
ФП-650 0,131 0,236 12 1,39 2,5
ФП-1225 0,188 0,34 15 1,28 2,31
ФП-1650 0,25 0,459 15 1,7 3,12
— 56 —
значительный расход пара (около 3% всей выработки пароге-
нератора) или воздуха на распыливание мазута может вызвать
некоторое повышение расхода топлива или электроэнергии, что
следует учитывать при выборе мазутных форсунок (табл. II.7).
§ 11.5. КОМБИНИРОВАННОЕ СЖИГАНИЕ ГАЗА И МАЗУТА
Одновременное сжигание в (печах и котлоагрегатах таза и ма-
зута в различных количественных соотношениях широко применя-
ется в промышленности' и в энергетике. Для производства вя-
жущих материалов такой метод использования топлива предус-
мотрен на ближайшую перспективу. Комбинирование газом поз-
воляет избежать затруднений в газоснабжении в зимнее время за
счет повышенного расхода мазута, а в летний период, наоборот,
создать его запас в нефтехранилищах, используя для этого вод-
ный транспорт или доставку по трубопроводам. .
Для вращающихся печей можно использовать газомазутные
прямоточные горелки конструкции ВТИ-ТКЗ с подачей мазута и
газа вдоль оси горелки, снабженной завихрителем (регистром)
для закрутки первичного воздуха (рис. П.9, а). Характеристика
таких горелок приведена в табл. II.8.
Таблица II.8. Технические характеристики газомазутиых горелок
Секундный расход топлива Давление перед истечением в кПа Скорость истечения в м/с
мазута в кг газа в м3 мазута газа воздуха газа в сопле горелки воздуха в амбразуре
1,11 1,21 3500 300 20 120 60
1,67 1,82 3500 300 25 140 70
При сравнительно малых расходах топлива, например в топ-
ках барабанных сушилок и гипсоварочных котлов, можно при-
менять газомазутные горелки конструкции Мосгазпроекта, рабо-
тающие при давлении мазута 100, газа 10...50 и воздуха 3...5™Па
(рис. II. 9,6).
§ П.6. СЖИГАНИЕ каменноугольного топлива
Склады и приемные пункты для топлива должны быть орга-
низованы так, чтобы состав из саморазгружающихся вагонов с
углем освобождался не более чем за 2 ч с момента его прибытия.
Протяженность путей под разгрузкой должна составлять не ме-
нее 1,2 длины железнодорожного состава. Топливо, направляемое
к приемно-разгрузочному устройству, взвешивают на железнодо-
рожных вагонных весах. Все элементы складов топлива необхо-
димо выполнять из огнестойкого материала. На большинстве
предприятий угольные склады открытого типа. Разрыв между
ними и производственными помещениями должен быть 12...16 м.
Применение закрытых складов практикуется на цементных за-
— 57 —
Рис. 11.9. Газомазутиые горелки
а—миогосопельиая прямоточного типа; б — одиосопель-
иая; 1 — газовое сопло; 2 — иакидиая гайка с мазутным
соплом; 3 — завихритель воздуха; 4 — мазутный канал;
5 — воздушный канал; 6 — газовый канал; 7 — кольцевой
газовый коллектор миогосопельиой горелки; 8 — задвиж-
ка с устройством экстренного отключения газа; 9 — ма-
нометр; 10 — дроссель; // — край; /2 — входной штуцер;
13 — регулировочный штурвал; /4 —диффузор
s
водах при совмещении их со складами сырья и клинкера. Эти
склады оборудованы общими средствами механизации (напри-
мер, грейферными кранами).
Склады рассчитывают на 20—30-суточный запас угля при пе-
ревозках его к предприятию на расстояние до 1500 км. При боль-
шем расстоянии вместимость оклада увеличивают до 45-суточ-
ного запаса. Высота эстакады (или глубина канавы) для раз-
грузки угля в одну ставку вагонов должна быть 1,8 м, в две став-
ки—<2,5 м и в три ставки — 3,5 м. На складах уголь укладыва-
ют в штабеля, размеры которых выбирают в зависимости от воз-
можностей работы погрузочных механизмов подачи топлива.
Сжигание кускового угля осуществляют в неподвижном слое
на конвейерных или переталкивающих колосниковых решетках со
щелями продуваемыми воздухом. Слоевые топки полностью
или частично механизированы для загрузки топлива и выгрузки
шлака (золы). Лишь в редких случаях при небольших топках
загрузочно-разгрузочные операции производят вручную. В пере-
сыпных известеобжигательных шахтных печах кусковой уголь
(антрацит) или кокс перед загрузкой в печь перемешивают с об-
жигаемым материалом.
Горение кускового угля относят к гетерогенным окислитель-
— 5,8 —
ным реакциям, происходящим в основном на его поверхности, и
частично — к гомогенным, протекающим в газовом объеме. Тем-
пература воспламенения бурого угля 520...720 К, каменного угля
670...770 К, антрацита и кокса 970... 1020 К. Первичные реакции
взаимодействия углерода с кислородом образуют вокруг товерх-
ности кускового угля газовый слой из СО, СО2 и О2. Затем в га-
зовой среде, окружающей куски горящего угля, протекают вто-
ричные объемные реакции: под воздействием кислорода — дого-
рание СО, а под воздействием углерода на поверхности кусков —
восстановление СО2. Скорость гетерогенной реакции И7гор в кг/м2с
подчиняется закону
Гго„ = k ------ , (II . 60)
р (А + С) ’
где k — константа скорости горения [см. уравнение (11.41)1; С— концентрация
кислорода у поверхности кусков угля; А — константа, зависящая от характе-
ристики топлива и температуры.
Для характерного случая: 7’<1200К, 4СС и W'rop—"k; а при
Т> 1200К, А > С и Wrop~^k/A.
В виде допущения вместо параметра экспериментально находят его смыс-
ловой аналог в тех же единицах измерения [кг/|(м2-с)]: кв-—’Количество угле-
рода, сгорающего в единицу времени на единице площади поверхности горящих
кусков угля.
Однако числовое равенство Wrop = ks может быть при окислительных реак-
циях, протекающих только на поверхности кусков, без проникновения в глубину,
когда толщина реагирующего горящего слоя равна нулю.
В действительности, если насыпать слой кускового угля на
решетку, зажечь его и продувать воздухом снизу вверх, то при
установившемся процессе горения слой угля по глубине можно
разделить на несколько зон (рис. 11.10, а). В нижней части слоя
находятся минеральные остатки (зола и шлак). Выше них так
называемая кислородная зона, в которой кислород воздуха всту-
пает в окислительные реакции с выделением теплоты (горение).
Над кислородной зоной расположена восстановительная, в ко-
торой из-за недостатка кислорода протекает реакция восстанов-
ления: СО2 + С = 2СО с поглощением теплоты и температура газов
в этой зоне снижается.
Итак, кислородная и восстановительная зоны являются актив-
ными зонами гетерогенного горения. Выше них по ходу газов распо-
ложены подготовительные зоны термообработки с испарением
влаги топлива и подогревом его до реакционного состояния.
Окись углерода и летучие вещества, выделявшиеся в восстанови-
тельной зоне, дожигаются над слоем топлива при гомогенном
горении (рис. II. 10,6).
При обжиге извести в шахтных печах на коксе или антраците
в пересыпку с известняком сжигание топлива затруднено из-за
усложненного подвода воздуха к отдельному мелкому очагу го-
рения и пониженной концентрации кислорода в активных зонах,
в связи с выделением технологического СО2. Вследствие этого ки-
слородная и восстановительная зоны горения в шахтных печах
— 59 —
Соотношение продуктов горения, %
Рис. НЛО. Схема горения угля в слое
а — зоны горения; б — соотношение продуктов горения
- 60 -
растянуты mo сравнению со слоевыми топками. Ускорение про-
цесса сжигания кускового топлива в шахтных печах при прочих
равных условиях достигается интенсификацией воздушного дутья
с повышением скорости подвода воздуха к горящим частицам.
Однако это мероприятие должно быть увязано с технологиче-
скими требованиями обжигового процесса, чтобы избежать спе-
кания материала и пережога извести.
Топки с конвейерными решетками (рис. 11.11, а) имеют дви-
жущиеся несущие цепи с укрепленными на них держателями ко-
лосников. Цепи выполнены из двух параллельных штампованных
пластин, скрепленных между собой шарнирно в виде цепи. Это
позволяет каждой пластине поворачиваться самостоятельно по.
кругу на ободе зубчатых колес (переднем и заднем), на которые
надеты несущие цепи. Конструкция держателей колосников поз-
воляет быстро снимать поврежденные колосники и устанавливать
на их место новые (рис. 11.11, б).
Между колосниками конвейерной решетки находятся узкие
щели (прозоры), через которые проходит снизу в слой топлива
дутьевой воздух. Площадь прозоров по отношению ко всей пло-
щади решетки составляет 4.„6%. Провал угольной мелочи через
прозоры незначителен (эти топки называют беспровальными). У
загрузочной стороны решетки установлен угольный ящик, из него
движущаяся решетка вытягивает в топку топливо ровным сло-
ем. Шлак и зола сбрасываются с разгрузочной стороны решетки
в золоприемный бункер. Привод решетки (электродвигатель с
редуктором) присоединен к ведущему зубчатому колесу с разгру-
зочной стороны. В топках с конвейерными решетками можно сжи-
гать все угли, применяемые в производстве вяжущих строитель-
ных материалов — бурые, газовые, тощие и антрациты.
Топки с переталкивающими колосниковыми решетками (рис.
11.11, в) состоят из наклонного колосникового полотна, по ко-
торому топливо передвигается от верхнего конца к нижнему,
вследствие передвижения колосниковых пакетов, толкающих топ-
ливо. Колосники имеют изломанную форму, что позволяет осу-
ществлять шуровку слоя топлива и «подрезать» шлак. На рабочей
поверхности колосников находятся впадины, в которые заклады-
вают гранитный гравий с размерами кусков 8... 12 мм и толщиной
засыпки 50 мм (рис. 11.11, г).
Засыпка гравия перекрывает отверстия для воздушного дутья
и обеспечивает беспровальность решетки. Последний нижний ряд
колосников неподвижен —на нем накапливается шлак, который
сбрасывается в шлакоприемник соседним подвижным рядом ко-
лосников. Пакеты колосников крепят на подвижных рамах, со-
вершающих возвратно-поступательное движение с регулируемой
скоростью посредством привода. Он состоит из электродвигателя,
редуктора и шатунного механизма. Движущееся металличе-
ское колосниковое полотно желательно не подвергать воздейст-
вию высоких температур. В этих топках целесообразно сжигать
топливо с повышенным содержанием летучих, например бурые
— fii —«
Рис. П.11. Механические топки для сжигания кускового угля
а — топка с конвейерной решеткой; б — конструкция держателей колосников на цепи; в — топка с переталкивающими колосниками; г — конст-
рукция толкающего колосника; / — бункер; 2—питатель; 3 — полотно решетки; 4—воздушное дутье: 5—привод решетки: 6 — шлакоприем-
иик; 7 — бункер провала; 8 —тяговая цепь; 9 — держатель у колосников; 10 — колосник: // — ходовой ролик: /2 —подвижная рама: 13 — ка-
ток подвижной рамы; 14 — ребро колосника: /5— гранитный гравий
угли и сланцы, при горении которых температура в слое и теп-
ловые нагрузки- ниже по сравнению с этими показателями при го-
рении других углей, например антрацита и тощего.
Удельная тепловая нагрузка зеркала горения в топках с кон-
вейерными решетками нормируется в пределах 900...1200 кВт на
1 м2, а в топках с переталкивающими колосниковыми решет-
ками— 700...800 кВт на 1 м2. К недостаткам топок для слоевого
сжигания кускового угля относят значительный механический не-
дожог топлива (см. табл. 1.6), составляющей 5...15%, а также по-
вышенный коэффициент избытка воздуха в пределах 1,3...1,4 — все
это увеличивает удельный расход топлива.
Факельное сжигание угольной пыли предусматриваёт пыле-
приготовление (шихтовку, дробление, сушку и помол) с получе-
нием из нескольких видов (марок) углей измельченной сухой
угольной смеси постоянного состава с повышенной жаропроиз-
водительностью. Угольная пыль полидисперсна и частицы ее по
размерам отличаются одна от другой на 1...3 порядка, что пред-
определяет различную продолжительность их выгорания. Однако
при’ перемешивании в топливном факеле различных угольных ча-
стиц температура и состав продуктов сгорания по длине факела
стабильны.
Факельное сжигание угольной пыли применяют при значи-
тельном потреблении каменноугольного топлива, когда сооруже-
ние и эксплуатация пылеприготовительных цехов и установок
экономически оправданы. Этот способ применяют на вращаю-
щихся печах, его распространяют на топки котлов, барабанных
сушилок и сушильно-размольных агрегатов.
Горение угольной пыли в воздушной среде (пылевое облако)
по своему характеру приближается к гомогенному, когда пыль и
воздух движутся в одном направлении, практически с одинаковой
скоростью и воспламенение происходит путем подогрева пыле-
взвеси за счет теплового излучения горящего факела. Процесс
образования фронта горения является первой стадией горения
пылевзвеси, вслед за ней следует вторая стадия, при которой со-
здается стационарное пламя и постоянная форма факела, зави-
сящая от типа угольной горелки'. Пылеугольный факел во вра-
щающихся печах должен располагаться в высокотемпературной
части реакционной зоны. Угольные горелки представляют собой
прямой цилиндр с прямоструйным дальнобойным топливным фа-
келом. Ось его немного ниже оси лечи, т. е. ближе к слою мате-
риала. На мощных вращающихся печах устанавливают две па-
раллельно действующие угольные горелки.
На пылевоздушную струю, вытекающую из прямой цилиндри-
ческой горелки, с известными допущениями можно распростра-
нить геометрические параметры несжимаемого потока, вытекающе-
го в свободное пространство (рис. II. 12,а). На участке I, примыка-
ющем к устью горелки в ядре потока, скорость потока сохраняет-
ся первоначальной и длина участка определяется углом р сужения
ядра, равного примерно 7°. Длина же участка характеризующе-
— 63 -
о) Движение потока
Рис. И.12. Параметры пылеугольиого факела
а _ геометрическая схема; б — кинетика го-
рения частиц каменного угля; в — кинетика
горения частиц бурого угля; 1 — горелка; 2 —
стенки печи; размеры частиц: 5 — 50 мкм;
4 — 100 мкм; 5 — 200 мкм; 6 — 300 мкм
го форму раскрытия струи
— от устья горелки до места
встречи со стенками печи
(участок замедляющегося дви-
жения потока) — зависит от
угла раскрытия струи а, кото-'
рый можно принять равным
115°.
На участке длиной L2 с по-
стоянной площадью поперечно-
го сечения потока при стаби-
лизированных выходах газов и
температурах происходит до-
горание топливного факела.
При обычно применяемых в
производстве угольных смесях,
содержащих 15..35% летучих,
фронт пламени образуется в
конце ядра потока, примерно
в плоскости расположения точ-
ки а. Поэтому можно принять,
что подогрев пылеугольной
струи до момента воспламене-
ния факела происходит при-
близительно на длине I.
При сделанных допущениях
общую длину пылеугольного
факела во вращающихся пе-
чах, включая участок его по-
догрева, определяют суммой
L = Li + L2, а горящую часть
(длину пламени) Ln = L — I.
Если внутренний диаметр то-
почного пространства печи ра-
вен D, а диаметр сопла уголь-
ной горелки d, то при (3=7° и
а=1Э° согласно геометричес-
кой схеме:
/-!= (D — d)/tga = 1,866 (D — d);
(И.61)
/ = d/2 tg₽ = 4,072 d. (11.62)
Длина хвостовой части пы-
леугольного факела L2 в завер-
шающей стадии горения зависит от кинетики горения, главным об-
разом, от скорости выгорания крупных угольных пылинок разме-
ром 100 мкм и более.
Продолжительность горения пылинок т и соответствующая ей
скорость их сгорания ks в кг/м (м2-с) зависят от температуры и име-
ют между собой количественную связь:
— 64 —
r=l/S3fes, (П,63)
где S3 — удельная поверхность самой крупной угольной пылннки, в м*/кг.
В практике цементного .производства наилучший эффект фа-
кельного сжигания угольной пыли во вращающихся печах дости-
гается при шихтовке тощего каменного и бурого углей. Парович-
ные жирные угли с содержанием летучих С/=25...35%< применяют
без шихтовки с бурым углем. В зависимости от содержания лету-
чих в угольной пыли тонина ее помола должна отвечать условию
Rooa «0,6- U, где Roos — полный остаток пыли при просеивании че-.
рез сито с сеткой № 008, в ием самые крупные частицы имеют раз-
меры 200...300 мкм. Значение параметра ks для частиц одинаковых
размеров меньше для короткопламенных тощих углей и больше
для бурых (рис. П.Г2,б, в). При прочих равных условиях более ко-
роткий топливный факел получается- при сжигании быстро газифи-
цирующихся бурых углей, когда фронт горения приближен к соп-
лу горелки. И наоборот, при сжигании Тощих углей с малым со-
держанием летучих топливный факел растянут и фронт горения от
сопла горелки отдален. Оптимальной длиной топливного факела
L принято считать участок вращающейся печи длиной, равной
4...6 калибрам ее внутреннего диаметра D.
При средней скорости потока на участке L2, равной w2 [см. фор-
мулу (11.56)!], длина этого участка составит в м:
т. (11.64)
Рассматривая совместно уравнения (11.61), (П.62) и (11.64) по-
сле некоторых преобразований получим расчетную формулу для
длины горящей части пылеугольного факела во вращающихся пе-
чах в м:
Ln = 1,87 (D — 3,18 сГ) (----—
\ 1+2 шг/Д а)
где Дга = ш0 —
(11.65)
Скорость истечения пылевоздушной струи wv из сопла горел-
ки подсчитывают по формуле в м/с
wo = ?
2g (Рп.в-Рп.с)
Ув (1+С)
(11.66)
где С и С — соответственно коэффициент расхода горелки, составляющий 0,6...
0,7 и массовая концентрация угольной пыли в кг/кг; рп.в и рп.с — абсолютные
давления пылевоздушной смеси перед истечением из горелки и продуктов сго-
рания в топочном пространстве в Па (обычно рп.с«Ро=ИО1 кПа).
Площадь поперечного сечения сопла угольной горелки можно
подсчитать по отношению в м2
S=rflwon (11.67)
где и® —расход первичного (дутьевого) воздуха в м3/с и число горелок.
При сжигайии угольной пыли во вращающихся печах расход
первичного воздуха соответствует 20...30% общего его расхода на
сжигание топлива.
3 Зак. 36Э
— 65 —
Рис. 11.13. Пылеуголькые горелки
а —для вращающейся печи; б —для топок
сушилок и котлов; в — схема подготовки пы-
ли; 1 — горячий конец печи; 2 — сопло; 3 —
головка печи; 4 — подвеска горелки; 5 — те-
лескопическое выдвижное устройство; 6 —
шарнирное поворотное устройство; 7 — сектор-
ный уплотнитель; 8 — конфузор; 9 — винтовой
питатель; 10 — угольный бункер; И — венти-
лятор; 12 — механизм подъема и опускания
горелки; 13— механизм осевого перемещения
горелки; 14 — труба мазутной форсунки; 15 —
труба фотосдатчика; 16 — ввод первичного
воздуха; /7 — улита пылевоздушной смеси;
18— улита вторичного воздуха; 19 — труба
пылевоздушиой смеси; 20 — труба вторичного
воздуха; 21— дроссель; 22— ленточный пита-
тель; 23 — проходной сепаратор; 24—клапан-
уплотиитель; 25 — сброс крупки; 26 — уголь-
ная мельница; 27 — подсос воздуха; 28 — су-
шильные газы; 29 — циклон-осадитель; 30 —
ствол горелки
Пылеугольные горелки в
производстве вяжущих мате-
риалов можно разделить на
два основных вида: прямо-
струйные одно- и двухканаль-
ные, применяемые на вращаю-
щихся печах, и улиточные для
камерных топок котлов, бара-
банных сушилок, сушильно-
размольных агрегатов и дру-
гого оборудования. Шарнирно-
телескопическое устройство
прямоструйных горелок (рис.
II. 13,а) подвешено на пере-
движной тележке. Холодные
концы двух параллельных го-
релок соединены с дутьевым
вентилятором. Угольная пыль
загружается питателем в каж-
дую горелку через отверстия,
снабженные конфузорами.
Пыль транспортируется возду-
хом и выбрасывается в печь
через сопла горелок. С по-
мощью шарнирно-телескопиче-
ского устройства регулируют
положение горелок в простран-
стве: их можно передвигать
вдоль оси печи, опускать и
поднимать, что позволяет из-
менять положение топливного
факела. Скорость истечения
пылевоздушных струй из горе-
лок в топочное пространство
составляет 40...60 м/с. Уголь-
ные горелки прямоструйного
типа зажигают газовыми за-
пальниками (рис. П.6,в).
Конструкция улиточных го-
релок (рис. II. 13,б) преду-
сматривает соотношение пло-
щадей входного и выходного
сечений в пределах 0,4...0,6.
Потоки пылевоздушной сме-
си и вторичного воздуха при входе в горелку закручиваются с
одинаковым направлением вращения. При выходе из горелки в
топку потоки образуют два концентрично расположенных усечен-
ных конуса, раскрывающихся в сторону фронта горения. Внутрен-
ний конус образован из пылевоздушной смеси, а наружный — из
— 66 —
вторичного воздуха. В осевой области внутреннего конуса созда-
ется разрежение, вызывающее приток горячих продуктов сгорания
к корню факела. Фронт горения стабилизируется как по внутрен-
ней, так и по наружной поверхности конусообразного топливного
факела, чем интенсифицируется процесс горения. Скорость потока
пылевоздушноц смеси на выходе из улиточной горелки в топку
поддерживают в пределах 15...20 м/с, а скорость вторичного возду-
ха — 20...30 м/с. Удельная тепловая нагрузка рабочего объема
камерных топок с улиточными горелками нормируется в размере
150...200 кВт на 1 м3. Камерные топки с факельным сжиганием пы-
левидного угля позволяют работать с относительно низким хими-
ческим недожогом топлива (не превышающим 5%).
Для зажигания пылевоздушной смеси в улиточную горелку
вставляют мазутную форсунку, которая работает в период разо-
грева топки. Зажигают ее дистанционно электрогазовым запаль-
ником.
Описанные пылеугольные горелки можно приспособить для
частичного сжигания мазута вместе с угольной пылью с целью по-
вышения пирометрического эффекта сжигания топлива и облегче-
ния пылеприготовления, особенно в осенне-зимний период, когда
уголь поступает на предприятия с повышенной влажностью.
При начальной влажности шихты менее 10... 1'2%! применяют
схему углеприготовления >(см. рис. II. 13,в) для совмещенного про-
цесса сушки и помола угля в сепараторной мельнице без предва-
рительной его подсушки.
§ II.7. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
Пример II.1 (§ П.2). Определить теплоту сгорания топлива по элементарно-
му составу; а) донцекого угля класса ГР илн ГМ С₽=60 Н^=4; №=1,|1;
$?ор = 3,2; Ар = 18,5; №₽ = 7,5%; б) мазута марки М40 О₽ = 86; №=10,8; S?op=
=2,8; Ор+№ = 0,4%; в) природного дашавского газа — СН4=98,3; С2Нв=
= 0,3; C3He=0,l; С5Н^=0,1; СО2=0,1; Na=l%.
Решение. Теплота сгорания донецкого угля ГР и ГМ [см. формулу (11.6)1:
QP =339-60+ 1030-4— 109 (0 — 3,2) -25-7,5 = 24 622 кДж/кг;
мазута марки М40 [см. формулу (IIj6)]
(?р = 339-86+ 1030-10,8— 109 (0,4 — 2,8) = 38655 кДж/кг;
дашавского природного газа [см. формулу (11.7)1
QP = 358-98,3 + 637-0,3 + 912-0,1 + 1187-0,1 + 1460-0,1=35 191 кДж/м3.
Пример II.2 (см. § II.2). Определить теоретический и практический расходы
воздуха при сжигании топлива с элементарным составом, указанным в приме-
ре 11.1. Коэффициент избытка воздуха по анализу продуктов сгорания, со-
держащих >Na= 70% н О2=2%, составляет [см. формулу (11.12)]:
1
а — 79 2 — 1 ’1 •
1 — “2Г ~7(Г
Решение. Теоретический и практический расходы воздуха при сжигании:
донцекого угля ГР и ГМ |[см. формулы (II.8), (11.10) и (П.11)]
3* Зак. 369
— 67 —
u® = 0,0889 (60 + 0,375-3,2)+0,265-4 = 5,55 м3/кг;
ygw= 1,0161-5,55 = 5,65 м3/кгиав= 1,1-5,65 = 6,21 м3/кг;
мазута марки М40 |[см. формулы i(II-8), (11.10) н (11.11)]
о° = 0,0889 (86 + 0,375-2,8) + 0,265-10,8 —0,0333-0,4 = 10,62 м3/кг;
vj “"= 1,0161-10,62= 10,8 м3/кг и кв= 1,1-10,8= 11,9 м8/кг;
дашавского природного газа [см. формулы (II.9), (11.10) и (11.11)1
Vq = 0,0476 2-98,3 +12+ ~—
0,1 +
t>5w= 1,0161-9,5 = 9,65 м3/м3 и vB= 1,1-9,65 = 10,6 м3/м3.
Пример II.3 (см. § II.2). Определить выходы продуктов сгорания топлива
с элементарным составом при расходе воздуха, указанного в примерах 1 и 2.
Решение. Выходы продуктов сгорания:
донецкого угля ГР или ГМ [см. формулы (11.13) . . . (11.16), (11.20) и
11.24)
м3/кг;
т , / 60 + 0,375-3,2
Оро = 1,866 1—— —
R°s > ЮО
1^ = 0,78-5,55 + 0,8 (1,1/100) = 4,44 м3/кг;
p’s0 = 0,112-4+ 0,0124-7,5+ 0,0161-5,55 = 0,62 м3/кг;
Д ов= 1,0161-5,55 (1,1 — 1) = 0,56 м3/кг;
Уп.с-а= 1,14 + 4,44 + 0,62 + 0,56 = 6,76 м3/кг;
мазута марки М40 [см. уравнение (11.13) . . . (11.16), (11.20) и (11.24)
т / 86 + 0,375-2,8 \
dro = 1,866 1----------------)= 1,63 м3/кг;
R0“ \ 100 J
0^ = 0,79-10,62 + 0,8 (0,4/100) = 8,50 м3/кг;
vh!o = °-111-10>8 + 0-0161-10-62 = 1.37 м3/кг;
Д ов= 1,0161-10,62 (1,1 —1) = 1,08 м3/кг;
vn.c-a= 1,63 + 8,50+ 1,37+ 1,08= 12,58 м3/кг;
дашавского природного газа [см. уравнения (11.17) . . . (11.19), (11.20)
и (11.24)]
о*О! = 0,01 (0,1 + 98,3 + 2-0,3 + 3-0,1 + 4-0, Г+5-0,1) = 1 м8;
о*2 = 0,79-9,5+ (1/100) = 7,52 м3/м3;
«Н1О= °.01 (2'98,3 + 4- 0,3 + 4 0-1 +4- 0,1 +-4~ 0,1+0,124-0,01') +
+ 0,0161-9,5= 1,99 м3/м3;
Д ов= 1,061-9,5 (1,1 — 1) = 1,01 м3/м3;
vn.c —а= 1 + 7,52 + 1,99 + 1,01 = 11,52 м3/м3.
— 68 —
Пример II.4. (см. § II.2). Определить калориметрическую температуру про-
дуктов сгорания, отвечающую термостатическим условиям при сжигании топ-
лива с характеристиками, приведенными в примерах II.1...11.3. Температура воз-
духа в момент вступления его в процесс горения 300°С, теплоемкость 1,315
кДж/(м3-град). Энтальцией топлива в момент, предшествующий воспламенению,
и энтальпией золы, вышедшей после сгорания топлива, можно пренебречь.
Решение |[см. формулы (11.21) . . . (11.23), (11.29) и (11.31)]:
а) сжигание донецкого угля марок ГО я ГМ
QP = 24 622 кДж/кг; /в = 1,061-5,55-396-1,1 = 2565 кДж/кг топлива;
Д = 0,79.5,55 (1,1 — 1) = 0,44; Д = 0,21-5,55 (1,1 — 1) = 0,12;
Д = 0,0161-5,55 (1,1 —1)=0,01 м3/кг топлива;
24622 + 2565
,N* [1,63-1,14 + 1,3 (0,62 + 0,01) + 1,06-0,12+(4,44 + 0,44)]
= 3530 кДж на 1 м3 N2,
/ 3530 — 3450 \ _ „„
t = 2300 + ——------—— 100 = 2350 °C;
\ 3610 —3450 /
б) сжигание мазута марки М40
QJJ = 38655 кДж/кг; /в = 1,061-10,62-396-1,1 = 4910 кДж/кг топлива;
Д = 0,79-10,62 (1,1 — 1) = 0,84; Д = 0,21 • 10,62 (1,1 — 1) = 0,22;
Д 1>нгО = 0,0161-10,62 (1,1 — 1) = 0,02 м3/кг топлива.
.____________________________38 655 + 4910___________________________
‘N1~ [1,63-1,63 + 1,3 (1,37 + 0,02) + 1,06 • 0,22+(8,5 + 0,84)] ~~
= 3150 кДж на 1 м3 N2.
/ 3150 — 3122 \
t = 2100 + ------------ 100 = 2117 °C;
\ 3290 — 3122 )
в) сжигание дашавского природного газа
= 35 191 кДж/м3; /в = 1,061-9,5-396-1,1 = 4400 кДж/кг топлива;
д aN2
= 0,79-8,5 (1,1 — 1) =0,71; Д t>J2 = 0,21 -9,5 (1,1 —1) = 0,2;
Д Цц.О = 0,0161-9,5 (1,1—1) = 0,015 м3/кг топлива;
35 191 + 4400
(N2 —
[1,63-1,0+ 1,3 (1,99 + 0,015) + 1,06-0,2 + (7,52 + 0,71)]
= 3122 кДж на 1 м3 N2; / = 2100’С.
Пример II.5 (см. § II.2). Определить теоретическую температуру продуктов
сгорания с учетом эндотермического эффекта диссоциации трехатомных газов
при сжигании топлива с характеристиками, приведенными в примерах П.З и П.4.
Решение. Согласно графику на рис. II.3 при найденных температурах t (см.
пример 11.4) степени диссоциации составляют: для донецкого угля Ясо2 =0,25
и аН1О=0,17, для мазута и природного газа аСО2=0,15 и aHiiO=0,13.
Теплота диссоциации трехатомных газов '[см. формулу (11.39)]:
донецкого угля марок ГО или ГМ
/д = 12 600-1,14-0,25+ 10 800 (0,62 + 0,01) 0,17 = 4750 кДж/кг топлива;
мазута марки М40
- 69 -
/д= 12 600-1,63-0,15+ 10800 (1,37 + 0,02 ) 0,13 = 5030 кДж/кг топлива
дашавского природного газа
/д= 12 600-1,0-0,15+ 10 800 (1,99 + 0,015) 0,13 = 4700 кДж/м3 топлива.
Удельное количество теплоты азота (см. уравнение (П.32)]:
донецкого угля марок ГО или ПМ
‘" = 3SW ) °2920 КДЖ " 1
мазута марки М40
= 3150 - ~386S5<’+4910 ) = 2790 «Л» “ > N.1
дашавского природного газа
п / 4700 \
». -3122 0 - WI + 4400 ) ° 2750 КД« " 1
Теоретическая температура продуктов сгорания [см. формулу (11.31)]:
донецкого угля марок ГО или ГМ
ta = 1900 +
/ 2920 — 2800 \
( 2966 — 2800/
100 = 1972 °C;
мазута марки М40
/2790 —2640 \
t0 = 1800 + ——---------- 100= 1894 ’С;
\ 2800 — 2640 /
дашавского природного газа
t0 = 1800 +
/ 2750 — 2640 \
\ 2800 — 2640/
100 = 1869 °C.
Пример II.6. (см. § П.2). Определить рабочую температуру продуктов сго-
рания с учетом реальных условий горения, соответствующих значению пиро-
метрического коэффициента е=О,7. Исходные данные взять из примера II.4.
Решение[см. формулы (П.31) и (П.40)]:
а) сжигание донецкого угля марок ГО или ГМ
(Р2 = 3530-0,7 = 2470 кДж на 1 м3 N2;
/ 2470 — 2325 \
/Р = 1600 + ----------- 100 = 1692 °C;
\ 2482 — 2325 /
б) сжигание мазута марки М40
<^ = 3150-0,7 = 2210 кДж на 1 м3 N2;
/ 2210 —2165 \
/р = 1500 + ------------- 100 = 1528 ’С;
2325 —2165 /
в) сжигание дашавского природного газа
<^ = 3122-0,7 = 2190 кДж на 1 м3 N2
г / 2190 —2165 \ „„„
tP = 1500 + ——-----—— 100 = 1516 °C.
\ 2325 —2165 /
Пример 11,7. (см. § П.З). Определить параметры сжигания природного газа
во вращающейся печи. Расход природного газа, отнесенный к нормальным ус-
ловиям, составляет 3 м* за 1 с, давление газа перед истечением 120-103 Па
— 70 —
абс, при температуре 300 К, давление продуктов сгорания в топочном простран-
стве 101 • 103 Па абс. На печи установлены две одинаковых горелки.
Решение. Скорость истечения газа [см. формулу (11.51)]
Wo
= 192 м/с.
м2.
вра-
1 с.
Для
Площадь отверстия сопла одной горелки (см. формулу (П.52)]
3
S ~ 192-2
Диаметр сопла горелки
d=l,13 /0,00658 = О, С.81 м (81 мм).
Критерий Фруда
Fr = 1922/9,£1-0,081 =46 300.
Длина горящего газового факела (см. уравнение (П.48)]
= 50-46300°,125-0,081 = 15,5 м.
Пример II.8. (см. § П.4). Определить параметры сжигания мазута во
щающейся печн с внутренним диаметром 4,1 м. Расход мазута 2,5 кг за
давление его перед истечением 3500-103 Па изб., удельный вес 8240 Н/м3.
сжигания 1 кг мазута расходуют 12,4 м3 воздуха (см. пример П.2) и получают
12,58 м3 продуктов сгорания (см. пример П.З). В, момент вступления в процесс
горения воздух нагрет до 300°С, рабочая температура продуктов ы1орания в
момент завершения процесса горения (см. пример П.6) 15'28°С. На печи уста-
новлено две одинаковые механические форсунки.
Решение. Скорость воздуха перед топливным факелом
2,5-12,4 / 300 +273 \
wn =-------------- ---------| = 4,9 м/с.
0,785-4,I2 \ 273 /
Скорость продуктов сгорания за топливным факелом
2,5-12,58 / 1528 + 273 \ „
0,785-4,I2 V 273
с.
W
wn.c
Средняя скорость движения газов в топочном пространстве
оуг = О,5 (4,9+15,7) = 10,3 м/с.
Скорость истечения струн мазута из сопла форсунки [см. формулу (II.57)
прн коэффициенте расхода ?«0,5
т/2-9,81-3500 000
аао = О,5 у -----8240------= 46 м/с-
Относительная скорость истечения мазутной струн в попутном потоке воз-
духа
Дш = 46 — 4,9 = 41,1 м/с.
Средний начальный диаметр мазутной капли [см. зависимость (П.55)]
2000
Согласно графику на рис. П.7, время выгорания капли мазута с диа-
метром 1,2 мм составляет т=1Д8 с.
Диаметр сопла каждой форсунки, отнесенный к активной площади сопла
[см. формулу (П.58)]’
— 71 -
d=3,54 |/ 8240-46-2 = 0.0065 м (6,5 мм).
Принимая в связи с закручиванием струн степень заполнения площади соп-
ла форсунки мазутом <р«0,6, получаем условную скорость истечения wc —
= 0,6-46=28 м/с. Откуда конструктивный диаметр сопла каждой форсунки
получается равным:
4 = 3,54
2,5
8240-28 2 = 0.0°83 м (8>3 мм) •
Длина горящего мазутного факела (см. формулу (11.59)]
£,„=1,8-4,1 (------—----------W 10,3-1,18= 16,2 м.
\ 1 +2-10,6/41,1 /
Пример II.9 (см. § II.6). Определить параметры сжигания угольной пылч
во вращающейся печи с внутренним диаметром 4,1 м. Расход угольной пыли
3,5 кг за 1 с. Для сжигания 1 кг угольной пыли расходуют (см. пример 11.2)
6,21 м3 воздуха и получают 6,76 м3 продуктов сгорания (см. пример 11.3). В
момент вступления в процесс горения воздух нагрет до 300°С, рабочая темпе-
ратура продуктов сгорания в момент завершения процесса горения (см. пример
II.6) 1692X1. В качестве первичного воздуха (дутьевого) используется 25% его
общего количества. Скорость истечения пылевоздушной струн из сопла горелки
принимают 50 м/с, на печи установлено две одинаковых пылеугольной горел-
ки. Размер наибольших частиц пылн 250 мкм, плотность пыли 1400 кг/м3.
Площадь отверстия сопла одной горелки (см. зависимость (11.67)]
S = (3,5-6,21-0,25)/50-2 = 0,0544 м2.
с.
Диаметр сопла каждой горелки
d = 1,13 /0,0544 = 0,23 м.
Скорость воздуха перед топливным факелом
3,5-6,21 / 300 +273 \ „
wn =------------— = I----------1=3,
0,785-4,I2 \ 273 )
Скорость продуктов сгорания за топливным факелом
3,5-6,76 / 1692 + 273 \
—-----!---- ------------ = 12,9 м/с.
0,785-4,I2 \ 273 J
W
п. с
Средняя скорость движения газов в топочном пространстве
щг = 0,5 (3,5 + 12,9) = 8,2 м/с.
Относительная скорость истечения пылевоздушной струн в потоке воздуха
Д а) = 50 — 3,5 = 46,5 м/с.
Удельная поверхность наибольших частиц угольной пыли (см. зависимость
(11.63).
6
S, =---------г------= 17,1 м2/кг.
э 250-10-6-1400
Согласно графику на рис. 11.12, б массовая скорость сгорания наибольшей
угольной пылинки 4 = 0,07 кг/(м2-с).
Время выгорания наибольшей угольной пылинки
т = 1/(17,1-0,07) =0,835 сек.
Длина горящего пылеугольного факела (см. формулу (11.65)]
£,„= 1,87 (4,1 -3,18-0,23) ( 1 ~) + 8,2-0.835 = 11,6 м
\ 1 ”г * О, » О /
— 72 —
Глава III. ОСНОВЫ ТЕПЛОТЕХНИКИ ОБОРУДОВАНИЯ
ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ВЯЖУЩИХ СТРОИТЕЛЬНЫХ
МАТЕРИАЛОВ
§ III.1. ТЕРМОХИМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ И ФАЗОВЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ
Энергия, теплота и работа могут иметь одинаковую размер-
ность, но понятия, скрывающиеся за ними, различны. Под рабо-
той и теплотой подразумевают процесс, под энергией — работу в
единицу времени. Внутренняя энергия — величина разностная,
применяемая при изучении теплового движения. Ее оценивают
суммой количеств работы и теплоты i(C/=A-|-Q), необходимых для
перевода тела из первоначального в заданное состояние.
Термохимические процессы и фазовые превращения с перено-
сом тепловой энергии рассматривают в теплотехнических расчетах
при составлении материального и теплового балансов печей и ап-
паратов.
Сушка и обжиг сырьевых материалов, предварительно подвер-
гнутых механической обработке, представляет собой результирую-
щую термохимическую стадию производства вяжущих материалов-
(см. на рис. 1.4... 1.9, «Тепловая обработка и обеспыливание»).
Она сопровождается химическими реакциями, протекающими при
нагреве сырьевых материалов. Сначала происходит разложение
природных компонентов сырья, а затем их взаимодействие и обра-
зование веществ, обладающих вяжущими свойствами.
Термохимические процессы, связанные с разложением при-
родных компонентов и испарением влаги сырья, протекают с
затратами внешней теплоты, и их называют эндотермическими.
Процессы новообразований (главным образом при получении це-
ментного клинкера) протекают с выделением теплоты, и их на-
зывают экзотермическими. При термохимических процессах изме-
няется внутренняя энергия (энтальпия) обжигаемого материала.
Изменение энергии в виде теплоты определяется начальным и
конечным состоянием! материала. Поэтому тепловой эффект
термохимической реакции не зависит от того, на какие промежу-
точные стадии разделена реакция.
Получение портланд цементного клинкера, содержащего около
80 % силикатов кальция, завершается при нагреве сырьевой сме-
си до 1450 ...1500° С, когда 25...30 % массы обжигаемого материа-
ла находится в расплавленном состоянии. Жидкость состоит из
алюмоферритов; присутствие ее позволяет ускорить завершение
процесса новообразований при взаимодействии растворенных в;
ней двухкальциевого силиката и окиси кальция с выделением из
расплава трехкальциевого силиката (алита), обладающего резко
выраженными вяжущими свойствами. Полученный клинкер жела-
тельно охлаждать быстрее, чтобы масса его состояла из сравни-
тельно мелких кристаллов и стекла, которые имеют наибольшую
активность в качестве вяжущих.
- 73 -
Температура нагрева материала, °с
Рис. III.1. Динамика получения цементного
клинкера
А—В — области превращения окиси кальция
от начального связанного состояния в соста-
ве исходного карбоната (А) в промежуточное
свободное состояние после разложения карбо-
ната (Б) и наконец — в новое связанное со-
стояние в составе клинкерных минералов (В);
1, 2 — кривые предельных содержаний СаО на
границах областей А—Б н Б—В.
Новые химические соедине-
ния образуются в результате
постепенного связывания оки-
си кальция, полученной при
разложении исходного карбо-
ната, с окисями, кремния, алю-
миния и железа. Связь между
температурой нагрева матери-
ала и содержанием в нем свя-
занной окиси кальция показа-
на на рис. III.1. Отдельные
термохимические процессы,
фазовые превращения и фор-
мирование кристаллов, проте-
кающие один за другим при
нагреве различных темпера-
турных уровнях, можно схема-
тически разделить на пять ос-
новных периодов:
1) при нагреве до 100°С —
сушка сырья с удалением
внешней влаги;
2) при 100...500°С — подогрев
сухого материала с дегид-
ратацией содержащегося в
нем каолинита
А12О3-2 SiO2-2 Н2О-> А12О3 4* 2 SiO2 4-2 Н2О;
3) . при 50Q...1150° С — дальнейший подогрев материала, сопро-
вождающийся термическим разложением карбонатов
MgCO3->MgO4-CO2, СаСО3 СаО + СО2
и образованием безводного каолинита
А12О3 4-2SiO2->Al2O3-2SiO2;
4) при 1150...1450° С — химическое взаимодействие с двухстадий-
ным образованием: монокальциевого и затем трехкальциевого
алюмината
СаО 4- А12О3 —СаО • А120з,
СаО • А12О3 4-2 СаО-> 3 СаО • А12О3;
двухкальциевого феррита и затем четырехкальциевого алюмо-
феррита
2 СаО -|- Fе2О3 -> 2 СаО • Fe2O3;
2 СаО- Fe2O3 4- СаО - А120з 4- СаО —> 4 СаО - А12О3 • Fe2O3;
двухкальциевого и затем трехкальциевого силиката'
2 СаО 4- SiO2 -> 2 СаО • SiO2;
2 СаО • SiO2 4-СаО-> 3 СаО • SiО2;
5) при 1450.,.650° С — воздушное охлаждение полученного про-
дукта с формированием его кристаллической структуры.
— 74 —
Некоторые реакции химического взаимодействия до получе-
ния жидкой фазы протекают при твердофазовом состоянии ма-
териала. С появлением жидкой фазы (при температуре нагрева
выше 1300° С) почти единственной реакцией является образова-
ние в расплаве трехкальциевого силиката (алита) за счет насы-
щения известью двухкальциевого (белита). В четвертом периоде
(1150...1450° С) термохимические процессы можно считать завер-
шенными. Однако последний пятый период (1450...650° С) весьма
важен для достижения наибольшей активности образовавшихся
соединений в массе вяжущих.
В процессе обжига цементного клинкера эндотермические ре-
акции и фазовые превращения протекают в первом — третьем
периодах, а экзотермические в четвертом периоде. Количество
теплоты, затрачиваемой на эндотермические реакции и превраще-
ния, записывают в расходной части теплового баланса теплотех-
нического оборудования. Теплоту, поступившую в результате эк-
зотермических реакций, учитывают в приходной части теплового
баланса. '
В первом периоде эндотермическая сушка сырья требует зат-
рат теплоты на парообразование равной 2500 кДж на 1 кг полу-
ченного водяного пара. Во втором и третьем периодах эндотер-
мические реакции дегидратации и декарбонизации протекают прш
дальнейшем нагреве сухой массы сырья с первоначальным эле-
ментарным составом1:
SiOj + А12О§ + FeaO§ + СаОс + MgOc + SO§ + ПППС = 100%. (III. 1)'
На дегидратацию и декарбонизацию 1 кг сухого сырья затра-
ты теплоты в кДж могут быть подсчитаны из молекулярных со-
отношений:
на дегидратацию каолинита (935 кДж/кг АГгОз • 2 ВЮг •
•2Н2О):
„. А12О? 258
^1=935 -----= 23,6А1аО3с; (Ш.2)
1W I
на декарбонизацию углекислого магния (1420 кДж/кг MgCOs):
MgCX 84,3
gMg= 1420__. __i_ = 29 7 MgOc; (III.3)
на декарбонизацию углекислого кальция (1660 кДж/кг СаСО3):
„ СаОс 100
Са = 1660 ———--— = 29,7 СаОс. (III.4)
1UV DO
Суммарный тепловой эффект эндотермического разложения
природных компонентов сырья на 1 кг сухой массы составляет, в
кДж:
1 Приведенные в § 1.1 оксиды CaO, SiO2, AljA, Ре20з, MgO, SO3 н потери
при прокаливании ППП составляют массу клинкера. Здесь те же компоненты с
верхним индексом «С» относятся к сухой массе непрокаленного сырья, не по-
терявшей СО2.
— 75 —
<?энд = <?A1 + <?Mg + <?ca = 23,6 A12O§ + 29,1 (MgOc + CaOc). (III.5)
Частично в третьем, a в основном в четвертом периоде экзо-
термические новообразования протекают при дальнейшем на-
греве прокаленной массы сырья, из которой СО2 удален (ППП<^
•СПППС). Элементарный состав ее в отличие от уравнения (III.1)
равен:
SiO2 + А12О3 + Ре20з +СаО + MgO + SO3 + ППП = 100%. (III.6)
Теплоту, выделившуюся при образовании цементного клинкера,
определяют по его минералогическому составу и параметрам, при-
веденным ранее [см. зависимости (1.1)...(!,7)]'
На 1 кг полученного клинкера поступления теплоты в кДж в
результате экзотермических реакций составляют при образова-
нии:
безводного каолинита (302 кДж/кг АЬОзДБЮ?)
(/аз = 3022^^ =6>56.Ai2O.; (Ш7)
трехкальциевого алюмината (88 кДж/кг СзА)
<?зса = 88 = 0,88-С3А; (III.8)
четырехкальциевого алюмоферрита (160 кДж/кг C4AF)
q4 AF = 160 c4af 100 = 1,6C4AF; (III.9)
двухкальциевого силиката q2CS = 610 (610 C2S кДж/кг C2S) (III.10)
100 — 0, 1C-2O,
тр ехкальциевого силиката (450 c3s кДж/кг C3S) = 4,5C3S. (III.11)
1 1 100
Суммарный тепловой эффект экзотермических новообразова-
ний в кДж на 1 кг цементного клинкера составляет:
<?экз= <?AS + <?3 СА + <?4 AF + <?2cs + Я308 = 6,56 А13О + 0,88 С3А +
+ 1,6C4AF + 6,1 C2S + 4,5 C3S. (III. 12)
Получение извести, содержащей более 701% свободной окиси
кальция, вместо которой может содержаться до 40% окиси маг-
ния1 (тоже свободной), завершается при нагреве известкового
сырья в среднем до 1100"С. Сущность и последовательность тер-
мохимических процессов получения извести, аналогичны описан-
ным выше при получении цементного: клинкера.. Однако.четвер-
тый период химического взаимодействия в присутствии жидкой
фазы в данном случае выпадает и процесс заканчивается при
твердофазовом состоянии материала. •
Важное значение имеет термическое разложение карбонатов
(третий период). Определяющими параметрами являются раз-
— 76 —
меры кусков и скорость про-
движения фронта разложения
карбонатов от поверхности
кусков известняка к их центру.
Продолжительность процесса
определяется отношением ра-
диуса куска к скорости про-
движения реакции. В ходе ре-
акции поверхность разделяю-
щая СаО и СаСОз уменьшает-
ся пропорционально квадрату
диаметра куска, но увеличива-
ется толщина внешнего слоя
прореагировавшей массы. Рост
толщины внешнего слоя замед-
ляет скорость продвижения
фронта декарбонизации в кон-
це процесса из-за роста диф-
фузионного сопротивления на-
ружной оболочки обжигаемого
куска, состоящей из СаО.
На скорость декарбониза-
ции резкое влияние оказывает
температура нагрева сырья,
его природные свойства (струк-
тура) и взаимодействие содер-
жащихся в нем компонентов.
Для иллюстрации на рис.
Ш.2,а показаны эксперимен-
тальные кривые скорости про-
движения фронта разложения
а.
Рис. III.2. Динамика получения извести
а — скорость декарбонизации (опытные кривые
для образцов мела 0 8X8 см и образцов из-
вестняка 0 3...8 см); б — продолжительность
декарбонизации; 1—10 — расчетные кривые
для образцов с радиусом соответственно 10—
1 см
углекислого кальция от поверхности к центру кусков известняка и
мела при нагреве их в интервале температур 850...1200°С. При рав-
ных термодинамических условиях скорость продвижения фронта
разложения СаСО3 у мела выше, чем у известняка. Это можно
объяснить большей пористостью и меньшим диффузионным сопро-
тивлением кусков мела по сравнению с известковыми.
. В соответствии с указанными экспериментальными кривыми,
расчетная продолжительность процесса декарбонизации для раз-
норазмерных кусков мела и известняка характеризуется кривыми
графика на рис. Ш.2, б. Из графика видно, что при прочих рав-
ных условиях продолжительность процесса декарбонизации прямо
пропорциональна линейным размерам кусков материала.
Другие экспериментальные данные показывают, что мини-
мально необходимая температура материала на границе фронта
декарбонизаций составляет около 950°С. Практическое- осуществ-
ление'процесса в рамках температурного минимума приводит к
чрезмерно длительному обжигу и понижению прдизводительно'сти
известеобжигательных печей. Если температурный Мйнимум:‘прё-
— 77 —
высить на 1ОО...15О°С, тогда время обжига можно сократить в
2...3 раза. В ходе декарбонизации известняка или мела увеличи-
вается внешняя оболочка каждого обжигаемого куска, состоящая
из СаО. Для преодоления термического и диффузионного сопро-
тивления растущей оболочки требуется повышать температуру.
Однако чрезмерно (более чем на 150°С) превышать минималь-
ный уровень в 950°С, особенно при обжиге крупнокускового ма-
териала (более 50 мм), не рекомендуют во избежание пережога
извести во внешней оболочке кусков. Такая известь гасится водой
очень медленно и не полностью. При обжиге мелкокускового ма-
териала это явление выражено менее резко — известь получается
равномерно обожженной с постоянными свойствами.
Необходимые затраты теплоты на получение извести могут
быть подсчитаны по методу, изложенному выше для цементного
клинкера. Однако следует учитывать степень обжига извести, в
связи с чем (формула III.4) в кДж на 1 кг сухого сырья будет
иметь вид '
<7Са = 29,>СаОс р. (III.13)
Получение штукатурного гипса, содержащего теоретически
6,2% гидратной, т. е. химически связанной воды, по сравнению
с получением цементного клинкера и извести осуществляется при
низких температурах (до 160°С). На практике в штукатурном
гипсе основным веществом является полугидрат с теоретическим
составом: СаО = 38,6%; SOs=55,2% и НгО=6,2%.
Тепловой эффект эндотермического превращения в полугидрат
1 кг природного двугидрата представляет собой сумму теплоты па-
рообразования и затрат тепловой энергии на перестройку гипсовой
кристаллической решетки (около 120 кДж на 1 кг полугидрата):
(14 5 \
- I 2500 + 100 = 545 кДж на 1 кг полу-
гндрата. (III. 14)
При полной дегидратации двуводного гипса с получением без-
водного ангидрита тепловой эффект увеличивается до 725 кДж
на. 1 кг двугидрата.
На рис. Ш.З изображены кривые, характеризующие связь
между временем получения полугидрата и температурой. При на-
греве исходного материала до 105...115°С его выдержка* необхо-
димая для получения полугидрата, составляет 3...4 ч. С повыше-
нием температуры нагрева материала до 14О...16О°С процесс де-
гидратации резко ускоряется, и необходимая выдержка сокра-
щается до 10...30 мин.
Превращение двугидрата в полугидрат происходит с бурным
выделением воды и превращением ее в пар. При нагреве матери-
ала до 200° С полугидрат превращается в безводную модифика-
цию, но часть его останется в форме полугидрата. Затем обез-
воженный полугидрат переходит в растворимый ангидрит. Даль-
нейший нагрев материала выше 200°С приведет к полному обез-
— 78 —
Продолжительность дегидратации,ко
Рис. III.3. Динамика получения полуводного
штукатурного гипса из природного двуводно-
го гипсового камня при атмосферном давле-
нии и температуре иагрева материала
I — 16О°С; 2 —140°С; 3 — 107°С; 4— 115°С
(опытные данные)
материи- поста- скорости сушки
ла Инной
скорости
. сушки
Рис. Ш.4. Динамика сушки кускового мате-
риала
/ — температура материала; 2— влажность
материала; 3 — скорость сушки
воживанию всей массы с прев-
ращением ее в нерастворимый
ангидрит, называемый «на-
мертво» обожженный гипс, ко-
торый не растворяется в воде и
не обладает вяжущими свойст-
вами. Только при перегреве
материала до 750°С и выше он
вновь становится активным
как вяжущее вещество, назы-
ваемое эстрих-гипсом.
Сушка материала топочны-
ми газами и воздухом с испа-
рением свободной влаги про-
текает при нагреве сушимой
массы до 100°С. Сушат сырье,
активные минеральные добав-
ки и каменный уголь в само-
стоятельном цикле с примене-
нием барабанных, пневматиче-
ских и некоторых других су-
шилок, а также в совмещенном
сушильно-размольном процес-
се в молотковых, валковых,
каскадных и шаровых сепара-
торных мельницах. Обезвожи-
вание суспензий (шламов) во
взвешенном капельно-жидком
состоянии осуществляют в ка-
мерных распылительных су-
шилках.
На рис. III.4 показана ди-
намика сушки кускового мате-
риала. Она характеризуется
уменьшением его влажности w
за продолжительность времени
т. В начальный период сушки
(отрезок ЛВ) теплота, вос-
принимаемая материалом, рас-
ходуется на его подогрев при
незначительном уменьшении
влажности. В следующий пе-
риод скорость сушки dwldx
постоянна (отрезок ВС — пря-
мая линия). В последний пе-
риод (отрезок CD) скорость
сушки замедляется, что соот-
ветствует постепенному умень-
шению угла а, образованному
— 79 —
пересечением горизонтали с касательной в любой точке линии CD.
Сушильный агент (смесь топочных газов с воздухом) при не-
посредственном соприкосновении с сушимым материалом вос-
принимает испаряемую влагу. Содержание водяного пара в су-
шильных газах (воздухе) в г/кг сухих газов определяется из соот-
ношения:
. d = £!h2_(_—)10з,
Рс.г \ р~~ Рн2О /
(III. 15)
где рн,он Ро г — плотность водяного пара н сухнх газов в кг на 1 м3; р н2о и
р — парциальное давление водяного пара и барометрическое давление среды в
Па.
Плотность водяного пара, содержащего в 1 м3 газов (воздуха)
Рн2о> и ег0 парциальное давление pHs0 при определенных
температурах и давлениях достигают максимумов 0 и Рнг0,
характеризующих насыщенное состояние сушильного агента. По-
этому влагосодержание газов (воздуха) может 'быть представ-
лено относительными величинами
<р = -Р1^° - юо« --”аО юо, %. (ill. 16)
Рн,О ₽Н20
Насыщенного состояния (Рн2о=Рн2о> Рн2о=Рн2о и Ф=
= 100%) влажные газы достигают при давлении 0,1 МПа и тем-
пературе 100°С.
В среде сушильного агента у поверхности куска материала,
который сушат, давление водяного пара Рдг0 отличается от
среднего рН1О- Процесс сушки протекает, если Рн2о >Рн,о и
чем больше разница в этих параметрах, тем быстрее протекает
процесс. Эта разница непостоянна: в начале процесса она мак-
симальна, в конце —минимальна. При достижении равенства
Рн2о=Рн2о процесс сушки прекращается и оставшаяся в ма-
териале влага является постоянной. Ее называют равновесной
влажностью, i
В производстве вяжущих материалов температура и продол-
жительность сушки не нормируются. Может применяться высоко-
интенсивная сушка с повышенными температурами сушильного
агента и мелкоизмельченным сушимым материалом. Греющие
газы по составу можно принять сходственными с воздушной сре-
дой, в которой давление водяного пара 0, соответствующее
насыщенному состоянию (иначе точке росы), подсчитывают по
формуле
Р d
Рн о =-------Г . (Ill. 17)
н,° 0,622 + d
где Р н d — давление влажного воздуха н его относительное влагосодержание.
По найденным значениям p^t0 выбирают необходимую ко-
нечную температуру сушильного агента, которая должна быть
выше точки* росы.
— 80 —
Термовлажностная обработка бетонных и асбоцементных из-
делий под воздействием водяного пара с давлением до О,В МПа,
подаваемого из котельной, 1преследует цель создать насыщенную
паром среду, окружающую запариваемые изделия. Пар конден-
сируется в порах изделий, образуя в них водяную среду. При этом
ускоряются процессы гидратации и твердения изделий с достиже-
нием максимальной их прочности. Например, при обработке сыр-
ца известково-песчаного кирпича в течение 8 ч паром под дав-
лением 0,8 МПа, соответствующим температуре насыщения около
175°С, возрастает во много раз химическое взаимодействие ме-
жду известью и кварцем с образованием гидросиликата кальция.
Если бы не было водяного пара, то влага, содержащаяся в из-
делиях, испарялась бы, и гидратация и твердение изделий резко за-
медлялись или совсем прекращались. При запаривании известково-
песчанистых изделий достигается большее содержание в них
гидросилцката кальция (не менее 50% по связанной извести), что
способствует достижению повышенной прочности и стойкости из-
делий против атмосферных влияний. Известь, оставшаяся сво-
бодной в виде гидрата окиси кальция, переходит из аморфного в
кристаллическое состояние, в результате чего увеличивается ме-
ханическое сцепление между зернами извести и песка.
Процессы, протекающие при термов л ажностной обработке из-
вестково-песчанистых изделий принято разделять на три стадии:
первая — охлаждение и конденсация пара на поверхности и в
порах изделий до момента наступления температурного равно-
весия между изделиями и окружающей средой пара с образовани-
ем гидросиликата кальция;
вторая — стадия температурного равновесия и постоянного
давления среды пара, при котором изделия наращивают механи-
ческую прочность (твердеют);
третья — стадия после прекращения подачи пара с падением
давления среды до атмосферного, испарением влаги из изделий и
кристаллизацией гидрата окиси кальция.
Термовлажностная обработка асбоцементных плиток и листов
заключается в выдерживании их после формования в специг
альных камерах, где они подвергаются «самозапарке» вследствие
разогрева до 4О...5(ГС за счет экзотермических реакций твердения
цемента. Применяется также 8-чаюовая термовлажностная обра-
ботка асбоцементных изделий паром под давлением до 0,8 МПа,
при которой продолжительность твердения их сокращается в не-
сколько раз, что позволяет экономить складские площади.
§ III.2. материальный баланс печей и аппаратов
Построение материального баланса должно соответствовать
закону сохранения массы. В частности, масса исходных веществ,
вступающих в физико-химическое взаимодействие, должна быть
равна массе конечных веществ, получаемых в ходе процесса, вклю-
чая и материальные потери Sm" = '£m? +Дт. При стационар-
— 81 —
ном режиме работы, свойственном печам и аппаратам непрерыв-
ного действия, (соотношение и расходы масс исходных Sm" и
получаемых веществ Smf вместе с (материальными потерями
Ат остаются постоянными во времени: d(Sm" )/di: = d ('Em ? +
+ Am)/dT=0. Массы исходных веществ (по статьям) включают в
приходную часть, а массы получаемых продуктов вместе с потеря-
ми — в расходную часть материального баланса.
Статьи баланса представляют собой удельный расход массы ка-
ждого участвующего в процессе одноименного компонента в кг на
1 кг массы получаемого продукта. Если расходы масс по каждой
статье баланса перемножить на производительность печи или ап-
парата по выпуску получаемого продукта в кг за 1 ч, тогда они и
баланс в целом (будут выражены часовым расходом каждого одно-
именного компонента и их суммой.
В материальном балансе участвуют параметры ПППС, wc и W,
характеризующие свойства сырья по его анализу. Кроме того, в ба-
ланс входят режимные параметры: р— степень обжига, а—без-
возвратный 'пылеунос в !% от расхода сухого сырья, Ga и Ga— без-
возвратный и общий пылеунос в кг на . 1 кг продукта. Разность
(Ga—Ga) пропорциональна КПД пылеуловителя в долях еди-
ницы и характеризует полноту возврата в процесс уловленной
пыли. К топочным параметрам относятся: GT — расход твердого
с зольностью Ар в % и жидкого топлива в кг на 1 кг продукта;
и рт — расход газообразного топлива в м3 на 1 кг продукта
и плотность этого топлива 'в кг на 1 м3.
Топочными параметрами являются также расход воздуха
и получаемый в м3 на 1 кг или на 1 м3 топлива выход дву-
окиси углерода г£Ог, двуокиси серы ^о/ азота un2’ кислоро-
да водяного пара г£2о> окиси углерода ujo, водорода
и метана и£н с плотностью этих газов в кг на 1 м3 —
соответственно рв, pCOi> ?so2’ ?n2> ?о2> ?н,0’ ?со’ ?n2 и Рсн4-
При полном сжигании топлива (без недожога) компоненты СО,
Н2 и СН4 отсутствуют.
Потребление масс исходных компонентов в кг на 1 кг полу-
чаемого продукта могут быть найдены из соотношения пара-
метров сырья и топлива:
а) теоретическое потребление сухого сырья (без потерь)
100
100 — ПППС
б) практическое потребление сухого сырья,
унос )
(III. 18)
включая пыле-
100
( 100 \ ( 100
Gc = GfU -----) — I-------—— ..
100 — a } \ 100 — ПППС₽ /\ 100 — a
в) практическое потребление сырья с влажностью wc в %
при вступлении в процесс
(III.19)
— 82 —
__™_о_____________________у ‘.м—w (IILM)
100—шс / ( 100— ПППС ₽ Л 100 — а J\ 100 — аус/ '
г) потребление твердого и жидкого топлива 0т является
искомой величиной; при использовании газообразного топлива,
когда расход его выражают обычно в объемных единицах, в ма-
териальном балансе требуется сделать пересчет этого топлива
на расход массы
GT = wTpT; (III. 21)
д) потребление воздуха (см. гл. II) при сжигании:
твердого и жидкого топлива
GB = GTtlB рВ.
газообразного топлива
GB = от vB рв;
е) возврат в процесс уловленного пылеуноса
GA_a = Ga - Ga = ( 100_д ) ( ! — tj ) •
(III.22а)
(III.226)
(III.23)
Выход масс получаемых компонентов, включая материальные
потери в кг на 1 кг продукта, можно подсчитать по указанным
выше параметрам сырья и топлива:
а) выход продукта обжита
р.О-ППП.р, 0 \ 100 1 1; (III.24)
б) выход физической (свободной) влаги Г cz ( 100 W : сырья 100 \ (III.25) связан-
в) выход ной влаги w w I, 100 — пппср Д из сырья двуокиси углерода 100—а / ’ и химически
' ПППС р \ _ / ПППС р \ / 100 \
100 } \ 100 — ПППСР Д 100 — a J ’
(III.26)
г) выход топочных газов (см. гл. II):
при сжигании твердого и жидкого топлива
°о.г — °Т (иСОа РСО, + uSOa PSO2 + UN, Pn, + °O2 Po2 + UH2O РнаО +
+ uco Pco + ина Рна + uch4 PchJ ; (III.27a)
при сжигании газообразного топлива
Со.г = рТ (исо, Рсоа + usoa Pso2 + uNa Pn, + uo2 Poa + ун2о Рнао +
+ uco Pco + uh, Рна + uch4 PchJ : (IH -27®)
д) выход минеральной части топлива (зола и шлак)
G’ = 0,01GMP; (Ш.27в)
е) общий пылеунос из печи или аппарата
— 83 —
G, =--------=-------------------. (III.28)
A (1—n) (100 —a) (1 —П)
Материальный баланс печей и аппаратов, состоящий* из
приходной и расходной (включая потери массы) частей, пока-
зан в табл. HI.1.
Таблица III.1. Материальный баланс печей и аппаратов в кг
на 1 кг продукта (в скобках для подсчета указаны номера формул)
Статьи прихода массы
Статьи расхода массы
1. Потребление сырья с $ щзическОй
влажностью, содержащейся вступления в процесс в момент
«" = Gw 2. Потребление топлива (III.20)
т% = GT (Ш.21)
3. Потребление воздуха при топлива сжигании
mJ = GB (III.22а, б)
4. Возврат в процесс уловленного пыле-
уноса
т4 = С‘А~а (III.23)
1. Выход продукта обжига
OTP = G=1 (III. 24)
2. Выход свободной влаги
m$ = Gw (III.25)
3. Выход из сырья двуокиси углерода
и химически связанной влаги
«зР = °ппп (III.26)
4. Выход топочных газов
m|=Gjr (III.27а, б)
5. Выход минеральной части топлива
(зола и шлак)
mg = G* (III. 27 в.)
6. Общий пылеунос из печи или ап-
парата
т|=Ол (III. 28)
Уравнение материального баланса имеет вид (приход массы
равен ее расходу с потерями) в кг на 1 кг продукта
Gj^r + GT + G® + G^_a = G 4- Gw + Gnnn г + G* + бл. (III .29)
Левая и правая части этого уравнения тождественно равны,
так как
°Л -°Л-а = °а ;
+ Gnnn + Ga ;
GTGB = Gq r.+GJ.
Режимные параметры 0, a, Ga и GA, участвующие в материаль-
ном балансе, должны удовлетворять определенным условиям по-
лучения вяжущих материалов. Обычно при получении цементного
клинкера ₽«1; штукатурного гипса 0 = 0,99 и извести 0=0,95...
0,99. Безвозвратный пылеунос Ga, выбрасываемый с отходящими
газами в атмосферу, должен соответствовать санитарным нормам,
согласно которым остаточная запыленность газового потока (пос-
— 84 —
ле пылеочистки) должна быть не более 10-4 кг на 1 м3 газов. Выб-
расываются в атмосферу газы в количестве 'Им3 за 1 ч. равном
производительности одного или нескольких дымососов, присоеди-
ненных параллельно к агрегату, выдающему В кг за 1ч продукта.
При этом удельный расход газов- будет равен в м3 на 1 кг продук-
та:
vs = V/B. (III. 30)
Отсюда предельная величина безвозвратного пылеуноса в ат-
мосферу с учетом санитарных норм составляет в кг на 1 кг про-
дукта:
Ga =5=ид10—4 ; (III.31)
—-^+‘зд“ = ( ioo+’o.oiv) % расхода Ч»™ сир». (111.32)
Предельная величина общего до обеспыливания газов пыле-
уноса Ga в кг на 1 кг продукта может быть получена пересчетом
норматива Ga с учетом КПД пылеуловителя т). При современных
двухступенчатых системах пылеулавливания (например, циклон-
электрофильтр), на которых г]~ 0,99, начальная (до обеспылива-
ния) запыленность газов, отнесенная к производительности дымо-
соса, не должна превышать Ю-2 кг на 1 м3. Предельные значения
Ga и Ga приведены в табл. Ш.2.
Таблица III.2. Предельные значения пылеуноса
(кг/кг продукта)
Агрегаты °А
Вращающиеся печи для получения: 0,001
цементного клинкера 0k I
извести 0,0015 0,15
гипса 0,0005 0,05
Шахтиые печи для получения: 0,08
цементного клинкера 0,0008
извести 0,0012 0,12
Барабанные сушилки 0,0007. 0,07
По данным материального баланса можно судить об эффек-'
тивности массоиспользования из отношения массы получаемого
продукта и суммы масс исходных компонентов — этот показатель
характеризует совершенство технологии производства:
/ G \
Н — ( г’ _ г0 г ) • (III. 33)
\ G + Gfiz + G + GA-a J
С учетом соблюдения санитарных норм пылеунос из печей и
аппаратов Ga в зависимости от КПД пылеуловителя т] характери-
зуется кривыми графика (рис. III.5). При составлении материаль-
ного, баланса сушильной установки в табл. III.1 из приходной
части нужно исключить статью 4: [т% (бл-а)1 иизрасходной —
статью 3: [т₽ (Сппп )]• • • • •...
— 85 —
коэффициент пылеулавливания h
Вместо них в обе части ба-
ланса требуется включить при-
ход и расход окружающего
воздуха для разбавления им
топочных газов до заданной
температуры газового потока
на входе в сушилку.
§ 111.3. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
ПЕЧЕЙ И АППАРАТОВ
Построение теплового ба-
ланса должно соответствовать
закону сохранения энергии
Теплота сгорания, топлива,
других экзотермических реак-
ций и начальное перед поступ-
лением в процесс удельное
количество теплоты исходных
веществ—компоненты приход-
ной части теплового баланса
2<?пг. В расходную часть вхо-
дят теплота эндотермических
реакций, фазовых превраще-
ний, конечное при выходе из
процесса удельное количество
теплоты полученных компонен-
тов потери теплоты из-за
Рис. II 1.5. Связь коэффициента пылеулавли-
вания и максимально допустимого по сани-
тарным нормам пылеуноса из печей и аппа-
ратов
1 — известеобжигательные вращающиеся пе-
чи; 2 — известеобжигательные шахтные печн;
3 — цемеитно-обжигательные вращающиеся
печи; 4 — цементно-обжигательные шахтные
печи; 5 — барабанные сушилки; 6 — гипсо-
обжнгательные вращающиеся печи
химического, механического недожога топлива [см. уравнения
(1.14 и 1.15)] и радиацией корпусом агрегата в окружающую
среду Nq. Количество теплоты всех приходных и рас-
ходных частей баланса должны быть равны: iLqui—^qvi-ir^q- При
стационарном режиме работы в каждой пространственной точке
рабочего пространства печей и аппаратов температуры и балан-
совые соотношения остаются постоянными во времени:
d (S ??)/d т = d (2 + Д q)/d х = 0.
Каждая статья баланса представляет собой количество теплоты
в кДж на 1 кг массы получаемого продукта. Если это количество
теплоты по каждой статье баланса перемножить на производи-
тельность печи или аппарата по выпуску получаемого продукта
в кг за 1 ч, а затем произведение разделить на 3600, то каждая
статья и баланс в целом будут выражены в единицах мощности
(кДж/ч:3600 = кДж/с = кВт).
В тепловом балансе участвуют те же параметры, что и в мате-
риальном (см. § III.2). Кроме того: Qh—теплота полного сгора-
ния топлива в кДж на 1 кг твердого и жидкого или на 1 м3 газо-
образного топлива; окись углерода (СО), водород (Н2) и метан
(СН4)—горючие компоненты в % по объему; в общем объеме
— 86 —
сухих топочных газов, выраженном в м3 на 1 кг твердого и жид-
кого топлива или на 1 м3 газообразного топлива св, ссо2, cso2, cN2,
со2, сн2о, ссо, сн2 и сен* — удельные теплоемкости воздуха и каж-
дого газового компонента, находящегося в составе отходящих га-
зов в кДж на 4 м3 град; и t0 T — температуры окружающей
среды, получаемого продукта и отходящих газов в°С; п и г — вы-
раженные в % коэффициенты, учитывающие долю потерь теплоты
радиацией от корпуса агрегата в окружающую среду и в резуль-
тате механического недожога твердого топлива; сс и с — удельные
теплоемкости сухого сырья и получаемого продукта.
Поступление теплоты в кДж на 1 кг получаемого продукта
можно определить по формулам:
а) теплота полного сгорания твердого ,и жидкого топлива
(/t = GtqP; (III.34а)
газообразного топлива
<Zt = c)tqP. (III. 346)
б) теплота экзотермических реакций |см. формулу (П1.12)]
<?экз = 6 -56 А12°з + °, 88 сз А + 1 > 6 С4 AF + 6,1 C2S + 4,5 C3S; (III. 35)
в) начальное удельное количество теплоты сырья при вступле-
нии его в процесс
/ 100 \ [ 100 \
----------— ---------I (cc + 4,19IF)/в; (III.36)
100 —ПППС₽ ]\ 100 —a J
г) начальное удельное количество теплоты воздуха при вступ-
лении его в процесс:
при сжигании твердого и жидкого топлива
GT GB ат
—Р ________ _я 2Р — . _Z /Т>Р 2R. /ТТТ ОГР—\
при сжигании газообразного топлива
vT G® ат
qB =-------cBtB « —GB tB; (III.376)
PB
д) удельное количество теплоты возвращаемого пылеуноса
(а \ / т> \
Затраты и потери теплоты в кДж на 1 кг получаемого продукта
можно определить по формулам:
а) конечное удельное количество теплоты получаемого продук-
та при выходе его из процесса
<z = cznp; (in. 39)
б) теплота испарения физической (свободной) влаги сырья
— 87 -
. / 100 \ / 100 \
<"-0 = ( 100-ппп-р )('a^7)°7'25W; <п,'40>
в) теплота эндотермических реакций дегидратации и декарбо-
низации сухой массы сырья: при получении цементного клинкера
и извести [см. формулы (III.5) и (III. 14)|]|..
^зид-^ юо—ПППс0 Д 100 —a ]l23>6A12°sc +
+ 29,7 (CaOc+MgOc)]; (III.41а)
при получении штукатурного гипса,— полугидрата
<£нд = 545; (III.416)
г) конечное удельное количество теплоты паров физической
(свободной) влаги сырья при выходе из процесса
/ 1°0 \/ ЮО \
„физ _ I------------] /------ I --Н,О
9HjO \ 100 — ПППСР Д 100 — а ) pHs0 о г ’ х
( 100 \/ 100 \
Х ( 100 — ПППС₽ X 100 —a Д Сн>° /о г’ (П А
д) конечное удельное количество теплоты выделенных из
сырья двуокиси углерода и паров химически связанной влаги при
выходе из процесса:
при получении цементного клинкера и извести
А I ПППС6 \/ 100 х сгп
„физ _ /--------_--] /------1 — } =
чппп 100 —ПППс0 )\ 100 — a ) рсо> о г
[ ПППС В \ { 100 \
= 0,509 —-—| -----I сгп lnr; (III.43а)
100 — ПППС₽ Д 100 — а) с°2 ог v
при получении штукатурного гипса-полугидрата
/ ПППС6 \/ 100 \cHf>
„физ = /---------!:----] ------ -н*° у =
Чппп [ ЮО —ПППс р Д100 —а/РНгО ог
/ ПППСВ \/ 100 \
- ‘•из( ют—ппггр )Поо=т)‘"-о ‘° (ПЬ43”
е) конечное удельное количество теплоты топочных газов при
выходе из процесса (при полном сжигании топлива параметры
исо’ иНг и dch. равны нулю): при сжигании твердого и
жидкого топлива
Чо.г = (vco, сСОа + USO, CSO, + uNa cN2 + yO2 CO2 +
+ yH2O CH2O + uco Cco + UH, CH, + UCH4 cCH4) *o.r —
= -^-~vT ~c (III.44a)
qP О.г О.Г O.r> К ' *
при сжигании газообразного топлива
— 88 —
9o.r = "T (“CO, cC0, + pS02 CS0, + PN2 CN2 + UO, c0„ 4'
+ pH20 CH20 + pC0 cC0 + UH2 CH2 + UCH4 cCH4) ^o.r —
= ^.г'о.Лг; (III.446)
ж) конечное удельное количество теплоты минеральной части
твердого топлива (золы и шлака) при выходе из процесса
<£ = 0,01(7МРсЧпр; (Ш.44в)
з) удельное количество теплоты выносимой пыли
q. =----------------ес Д (III.45)
А (100 — а) (1 — ц) о г
и) потери теплоты радиацией корпуса агрегата в окружаю-
щую среду
‘7о.с = °.°1 Д’- (III.46)
к) потери теплоты в результате химического недожога топлива
9хим = ‘Тр- (РСО2 + PSO2 + PN2 + РО2 + &СО + РН2 + РСН4) Х
<7Т -г
X (126.5СО+ 112,3 Н2+ 358 СН4) =~^~vTcyx r (126,5СО + 112,3 Н2 +
Ун
+ 358СН1); (III. 47)
л) потери теплоты в результате механического недожога топ-
лива
<£ex = 0,01^r. (III.48)
Уравнение теплового баланса имеет вид (приход теплоты равен
ее расходу с потерями) в кДж на 1 кг продукта: 1
9* + 9экз + 9е + 9В + 9л-а = 9 + 9н2о + 9энд + 9н2О + 9*пп + 9о.г +
+ 91 + 9д + 9о.с + 9хим + 9мех- (III.49)
Получаемый при циркуляции перенос теплоты, выносимой и
возвращаемой пыли можно в балансе учесть одной общей статьей
в расходной части в виде разности в кДж на 1 кг продукта:
[а сс 1
(100_о) (I-,)] X <‘«.г - ч <") (1П.50).
В уравнении теплового баланса искомой величиной является
удельный расход натурального топлива GT или VT. Для решения
его нужно преобразовать к виду, представляющему отношение
технологических тепловых затрат к располагаемой теплоте топли-
ва в кг (или м3) на 1 кг продукта:
О, + Qi
°Г (или И = ор гн+н+И! • (ПГ51)
Он — ("1 + "2 + п3)
- 89 —
Таблица Ш.З. Тепловой баланс печей и аппаратов в кДж на 1 кг продукта
(в скобках для подсчета указаны номера формул)
Статья прихода теплоты Статья расхода теплоты и ее потерь
1. Теплота полного сгорания топлива = </г (III.34а,б) 2. Теплота экзотермических реакций ^=?экз (Ш.35) 3. Начальное удельное количество теп- лоты сырья q$ = qc (III.36) 4. Начальное удельное количество теп- лоты воздуха q? = qB (III.37а,б) 5. Удельное количество теплоты возвра- щаемого пылеуиоса <?5 = U-a (1П-38) 1. Конечное удельное количество теп- лоты получаемого продукта <7? = Ч (III.39) 2. Теплота испарения физической (свободной) влаги сырья <7? = <7н,о 3. Теплота эндотермических реакций <7? = <7Сэид (III.41а,б) 4. Конечное удельное количество теп- лоты паров физической (свободной) влаги сырья ?4₽=<О (Ш-42) 5. Конечное удельное количество теп- лоты выделенных из сырья СО2 и химически связанной Н2О 9 5 = Уппп (III.43а,б) 6. Конечное удельное количество теп- лоты топочных газов <7б=(7о.г (III.44а,б) 7. Конечное удельное количество теп- лоты минеральной части твердого топлива (золы и шлака) <7? = £ (Ш.44) 8. Удельное количество теплоты вы- носимой пыли q% = qA (III.45) 9. Потери теплоты радиацией кор- пуса агрегата в окужающую среду $ = <70.с (III.46) 10. Потери теплоты в результате хи- мического недожога топлива <7?0 = <7хнм (Ш .47) 11. Потери тепла в результате меха- нического недожога топлива <7?1 = <7мех (Ш.48)
- 90 -
В формуле (III.51):
а) технически необходимые затраты теплоты для химических
реакций и фазовых превращений в кДж на 1 кг продукта
Qi=^,o+4U-^3; (ш-52)
б) тепловые потери с получаемыми технологическими компо-
нентами в кДж на 1 кг продукта
= <? + <7^0 + <$пп + Ча - <7С; (HI .53)
в) теплота топлива, которая теряется с отходящими топоч-
ными газами и топливной золой в кДж на 1 кг (или м3) топ-
лива
^1 = Сг“со.г'o.r + 0.01Ap сс fnp-GBcBfB; (III.54)
г) теплота топлива, которая теряется через корпус агрегата
в окружающую среду и вследствие механического недожога в
кДж на 1 кг (или м3) топлива
Нг = 0,01 (п + г); (HI.55)
д) теплота топлива, теряющаяся в результате химического
недожога в кДж на 1 кг (или м3) топлива
Я3 = ^ух г (126.5СО+ 112,ЗН2 + 358СН1). (IH.56)
Если отсутствуют практически измеренные значения п и г,
тогда в расчете следует принимать их значения приближенно
согласно формулам (1.15) и (1.21). Значения Н3 подсчитывают
по анализу сухих топочных газов. В случае полного сжигания
топлива (без недожога) Н3 из уравнения (111.51) выпадает.
Тепловой КПД печи (аппарата) на основе полученных дан-
ных теплового баланса (см. табл. Ш.З) подсчитывают как от-
ношение технически необходимых затрат теплоты к общему
количеству поступающей теплоты:
Qi
" ° "“-я>
Если на вращающихся печах установлены некоторые типы
холодильников продукта обжига, через которые продувается воз-
дух в количестве, превышающем потребность его для сжигания
топлива, то возникают дополнительные потери теплоты. Их сле-
дует предусматривать в расходной части баланса в кДж на 1 кг
продукта
9?2=”изб‘В ('изб-'В). (III-58)
где у изб и изб — расход в м3 на 1 кг продукта избыточного воздуха, выбра-
сываемого из холодильника в атмосферу с температурой t взб в °C.
Дополнительный расход топлива в связи, с избыточным воз-
духом будет равен в кг (или м3) на 1 кг продукта
— 91 —
Д СР (или Д VT) = <?₽2 / Q Р.
(Ш.59)
Если за вращающейся печью установлен паровой котел-
утилизатор теплоты отходящих газов или водоподогреватель,
то расход топлива на эти нужды должен быть исключен из
общего расхода топлива, найденного из теплового баланса. Рас-
ход топлива на посторонние нужды — выработку пара или по-
догрев воды — составляет в кг (или м3) на 1 кг продукта об-
жига:
Д с;т (или t>;T) = + + ^) Л (Ш.60)
у у 0₽ \ t '
'сн ' 1о.г /
где t уТ — температура греющих газов в °C на входе в теплоутилизатор (ко-
тел или водоподогреватель).
Действительный расход топлива непосредственно на обжи-
говый процесс печи с запечным котлом или водоподогревателем
будет равен в кг (или м3) на 1 кг продукта:
Ообж (°обж) =°т (или уТ) -д°ут (и® Д«;т). (Ш.61)
При составлении теплового баланса сушильной установки
с собственным топочным устройством следует учитывать, что
в ней осуществляется испарение и удаление физической (свобод-
ной) влаги материала, но отсутствуют эндотермические и экзо-
термические химические превращения, и уловленная пыль в
сушилку не возвращается. Исходя из этого, структура теплово-
го баланса, приведенная в табл. III.3 для сушилки, должна быть
изменена.
Из приходной части баланса применительно к сушилке нуж-
но исключить статьи q" , q£ , q" и q£ , оставив только одну
статью qu. Вместо исключенных необходимо вставить в при-
ходную часть баланса две статьи в кДж на 1 кг высушенного
материала.
Удельное количество теплоты топочных газов перед су-
шилкой:
= (III.62а)
Удельное количество теплоты окружающего воздуха, добав-
ляемого к топочным газам с целью снижения температуры су-
шильных газов перед сушилкой (обычно до 400... 80(ГС):
<?2п = 1>вушсв<в, (III.626)
где t £, t*, с г, св — соответственно температуры и теплоемкости газов на
выходе из топки и окружающего воздуха; о£, пвуш— расходы топочных га-
зов в м3 иа 1 кг (или м3) топлива и окружающего воздуха, добавляемого к
ним перед сушилкой, в м3 иа 1 кг высушенного материала.
Если задана температура сушильных газов на входе в су-
— 92 —
шилку, то статьи q" [см. уравнение (Ш.62а)] и qn2 [см- УРав'
нение (111.626)] можно объединить общей формулой
^суш = <?Г + <?2 = °’ <
Гг /г— сг /г \
ст iT vcyui *суш | _
СВ f -CBfB Г (
‘"сущ ‘суш *" ‘ /
(III.63а)
Температура топочных газов с использованием пирометриче-
ского коэффициента е, представляющего собой тепловой КПД
топки (он равен 0,6 ...0,9), может быть найдена по формуле
приближенно
^ = e(Q₽/^<). (HI.636)
В приходной части баланса сушильно-мельничной установки
с шаровой мельницей, кроме того, следует учитывать поступле-
ние теплоты в результате разогрева мелющих шаров от трения
и ударов, иными словами, переход механической энергии в
теплоту в кДж на 1 кг продукта:
?5 = 3,6 ймех Эм, (III.64)
где ^мех — коэффициент, учитывающий механическую энергию, превращаемую
в теплоту (по практическим данным ЛМех=0,6...0,8); Эм — удельный расход
электроэнергии на вращение мельницы в кВт-ч на 1 т продукта.
Из расходной части теплового баланса (см. табл. IIL3) при-
менительно к сушилке следует исключить статьи и qf
(^ппп)> но Учесть конечное удельное количество' теплоты
воздуха, введенного для разбавления топочных газов в кДж на
1 кг продукта:
<?о.г = $ = ”суш сВ *О.Г. (111.65)
(Сг А _ сг ,г \
т ‘т ‘'суш ‘суш |
— ------—— , м3 на 1 кг продукта.
г° /г гв /в /
есуш *суш с 1 /
§ 111.4. ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ ИСПЫТАНИЯ ПЕЧЕЙ И АППАРАТОВ
Оборудование на предприятиях должно эксплуатироваться
в соответствии с правилами технической эксплуатации. В про-
цессе эксплуатации накапливается новая информация, застав-
ляющая изменять нормативы и технические условия, ранее
предусмотренные в проектах и правилах.
По результатам испытаний печей и аппаратов находят гра-
ницы оптимального режима их работы и определяют сходи-
мость фактических и проектных (планируемых) показателей.
При испытаниях через определенные промежутки времени в те-
чение 72 ч записывают показатели для составления теплового
баланса и выяснения недостатков, которые затем устраняют.
Такая работа должна предусматривать повышение эффективно-
сти производства. Проводят не менее двух теплотехнических
испытаний каждой печи и каждого аппарата.
— 93 —
Таблица Ш.4. Содержание, объем и периодичность измерений показателей
при испытании печиых агрегатов
Измеряемые показатели вращающейся н шахт- ной печей (см. рис. III.6, III.7) Периодичность измерений Методы и места из- мерений, приборы
А. Топливо:
а) расход Непрерывно, за- Для угля — весы,
пись через 0,5 ... для газа и мазу-
...1ч та — объемные расходомеры и ма- нометры
б) температура 2 раза в смену Термометр
в) удельная теплота сгорания По среднесмеиным Калориметрнче-
пробам ская бомба
г) влажность 2 раза в смену Сушильный шкаф и весы
д) зольность То же Лабораторная печь и весы
е) состав органической части По среднесмениым пробам 2 раза в смену Лаборатория
ж) содержание летучих (только для Лабораторная печь
угля) н весы
з) тоиина помола (только для угля) Б. Исходное сырье: 2 раза в смену Лабораторные си- та
а) расход- Непрерывная за- Для сухого спосо-
пись через 0,5 ... ба обжига — весы,
...1ч для мокрого — объемные измере- ния
б) влажность Через 1 ч Сушильный шкаф и весы
в) химический состав По среднесменным пробам 2 раза в смену Лаборатория
г) содержание СаСО3 или СО2 »
д) температура То же Термометр
е) тонина помола или зерновой состав ...1ч Лабораторные си- та
ж) средняя плотность (только для Через 1 ч Мерная кружка и
шлама, мокрый способ обжига) В. Полученный продукт: весы
а) выход Непрёрывно, за- Весы
пись через 0,5... 1 ч
б) температура на выходе из печи в 2 раза в смену Пробоотборник с
холодильник теплоизоляцией
в) температура иа выходе из холо- дильника То же То же
г) средняя плотность Через 1 ч Мерная кружка и весы
д) химический состав По среднесменным пробам По среднесменным Лаборатория
е) Петрографический состав »
пробам
— 94 —
Продолжение табл. III.4
Измеряемые показатели вращающейся и шахт- ной печей (см. рис. 111.6, III.7) Периодичность измерений Методы и места из- мерений, приборы
Г. Пылеунос:
а) выход общего пылеуноса из печи 2 раза в смену Аппаратура для замера запыленно- сти газов
б) возврат уловленного пылеуноса То же Весы
в) выброс палеуноса в атмосферу » Аппаратура для замера запыленно- сти газов
г) влажность гранул возвращаемого в печь пылеуноса (в случае ее грануля- ции) д) химический состав общего пылеуно- са из печи Через 1 ч Сушильный шкаф и весы
По среднесмениым пробам Лаборатория
е) то же, возвращаемого пылеуноса То же То же
ж) температура возвращаемого пыле- уноса 2 раза в смену Термометр
з) зерновой состав общего пылеуноса из печи То же »
и) то же, возвращаемого пылеуноса » То же
к) выход общего пылеуноса из холо- дильника с избыточным воздухом до пылеулавливания Аппаратура для замера запыленно- сти газов
л) выброс пылеуноса из холодильника в атмосферу с избыточным вездухом после пылеулавливания » То же
м) зерновой состав общего пылеуноса » Лабораторные си-
из холодильника та
н) то же, уловленного пылеуноса Д. Воздух: » То же
а) расход н давление первичного воздуха, нагнетаемого в печь дутьевым вентилятором 2 раза в смену Пневмометриче- ская трубка с диф- манометром
б) расход избыточного воздуха, на- гнетаемого в холодильник вентилято- рами То же То же
в) расход избыточного воздуха, вы- брасываемого из холодильника в ат- мосферу и разрежение за пылеулови- телем »
г) температура окружающего воздуха » Термометр
д) температура избыточного воздуха на выходе из холодильника » »
е) температура воздуха под решеткой колосниково-переталкивающего холо- дильника в его горячей и холодной час- ти » »
ж) температура воздуха над решеткой колосннково-переталкнвающего холо- дильника в его горячей и холодной час- ти » Переносной тер- мометр сопротив- ления
з) температура воздуха в канале, со- Лабораторные сн- Термопара ХА с
единяющем холодильник с печью та милливольтмет- ром
— 95
Продолжение табл. III.4
Измеряемые показатели вращающейся и шахт- ной печей (см. рнс. III.6, III.7) Периодичность измерений Методы и места из- мерений, приборы
и) разрежение над решеткой колосни- ково-переталкнвающего холодильника в нескольких точках по длине решетки к) разрежение в канале, соединяющем холодильник с печью Е. Дымовые газы: а) состав дымовых газов, выходящих из печн, перед пылеулавливанием б) состав дымовых газов перед дымо- сосом, после пылеулавливания в) температура газов, выходящих из печи г) температура газов перед дымосо- сом д) расход газа перед дымососом (про- изводительность дымососа) е) разрежение в головке печн ж) температура в топочном простран- стве печи з) разрежение за печью и) разрежение в дымовом канале пе- ред дымососом Ж. Работа печи: а) общая продолжительность испыта- ния б) продолжительность работы, в том числе: на полном ходу на среднем ходу на тихом ходу в) простой печи с указанием причин 3. Дополнительные измерения: а) температура газов в печн в не- скольких точках по ее длине в сече- ниях, совпадающих с пробоотборны- ми лючками и температура корпуса агрегата б) отбор проб материала из лючков по длине печи и определения его тем- пературы и содержания в нем ППП в) при испытании печн с запечным теплоутилнзирующнм аппаратом де- лают измерения на выходе из него ды- мовых газов, кроме того отбирают пробы выходящего из него материала для измерений температуры и анализа г) расход электроэнергии по всем электродвигателям, входящим в ком- плект печного агрегата 2 раза в смену » Через 0,5... 1 ч Через 2 ч Через 0,5...! ч Через 2 ч Через 2 ч » Через 0,5... 1 ч То же Через 2 ч ч » » » » » Один раз в смену То же Через 2 ч Непрерывно в те- чение всего перио- да испытания Тягомер Переносной хими- ческий газоанали- затор То же Термопара ХА с милливольтмет- ром То же Пневмометриче- ская трубка с диф- манометром Тягомер Оптический пирс метр Тягомер » Часы Счетчик скорости вращения печи То же » » Часы Термопары ПП и ХА с милливольт- метрами и поверх- ностные термопа- ры Лаборатория Переносной .хими- ческий газоанали- затор, тягомер, лаборатория Стационарные- прн- боры для учета расхода электро- энергии
— 96 -
Продолжение табл. IIJ.4
Измеряемые показатели вращающейся и шахт- ной печей (см. рис. III.6, III,7) Периодичность измерений Методы и места из- мерений, приборы
д) при работе вращающейся печн на пылеугольном топливе в замкнутом цикле с угольной шаровой мельницей ШБМ с проходным сепаратором: Непрерывно. За- пись через 0,5... 1 ч Весы
температура, расход н давление су- шильных газов перед мельницей Через 1 ч Термометр сопро- тивления
температура н расход воздуха, на- правляемого в мельницу из головки печи 2 раза в смену То же
температура, расход и давление су- шильных газов перед мельничным вен- тилятором То же Логометр н диф- ференциальный манометр
температура и расход сушильных га- зов перед печным вентилятором и по- сле него » То же
влажность сырого угля » Сушильный шкаф и весы
кусковой состав сырого угля » Лабораторные си- та
Первое испытание проводят с целью определения сущест-
вующей характеристики работы оборудования. Полученные по-
казатели позволяют распределить расходуемую теплоту по
статьям теплового баланса, что и позволяет выяснить недостат-
ки. К ним можно отнести, например, заниженную производи-
тельность дымососа, отсутствие или неисправность пылеосади-
тельных и теплообменных устройств, значительные подсосы в
газовый тракт окружающего воздуха, неправильную работу пи-
тателей сырья или топлива, повышенную влажность или коле-
бания в химическом составе сырья, недостаточную тонину
помола пылеугольного топлива, неполное сгорание топлива и
т. п. Обычно четыре основных недостатка — повышенный расход
топлива, заниженная агрегатная производительность, ухудшен-
ное качество продукции и отклонения от санитарных требований
к пылеуносу — все вместе взятые (или каждый в отдельности)
являются предметом рассмотрения. Осуществляют мероприя-
тия по устранению недостатков, например, ликвидируют недо-
жог топлива, сокращают тепловые потери, интенсифицируют
тепло- и массообмен, достигают нужный температурный уровень
процесса, сокращают пылеунос в атмосферу и др.
Второе испытание (контрольное) проводят после наладочных
работ. Полученные при контрольном испытании показатели
должны рассматриваться как технические нормативы для пла-
нирования работы оборудования. Эти показатели заносят в
журналы. Содержание показателей, их объем и периодичность
измерений во время испытаний печных агрегатов приведены в
табл. II 1.4.
4 Зак. 369
— 97
На рис. III.6 и Ш.7 показаны примерные схемы измерений
при испытаниях вращающейся и шахтной печей.
Значения основных параметров, измеренные приборами,
должны быть проверены на сходимость со значениями тех же
параметров, найденных по химическому анализу. Они служат
исходными данными при составлении теплового баланса печно-
го агрегата в единицах мощности (кДж за 1 с = кВт). В баланс
входят измеренные параметры:
В^. —расход сырья в кг за 1 с при влажности ш° в %; В — производитель-
ность агрегата по выходу продукта в кг за 1 с.
Расход сырья представляет собой сумму сухой массы Вс и
свободной влаги Bw:
BCW = BQ + BW.
(HI.66)
По данным химического анализа в расчет входят потери при
прокаливании сырья ПППС, степень его обжига 0 .[.см. формулу
(1.8)1.
В уравнениях (III.67) ... (III.69) левая часть состоит из пара-
метров, измеренных приборами, а правая часть — из парамет-
ров, найденных по химическому анализу. Левая и правая
части этих уравнений должны быть тождественно равны (рас-
хождения допускаются не более ±2%).
100 \ 1 100 \ / 100 \.
.Too — ПППС 0 Д 100 — а Д 100 — шс)’
100 \ / 100
100 — ПППс0 Д 100 —а
_ I 100 ) | 100
Buz/B = 1G0_nnncp Д 100 —а
(Ш.67)
(Ш.68)
(III.69)
Безвозвратный пылеунос а и общий пылеунос из печи А в
% от расхода сухого сырья определяют по анализу запыленно-
сти отходящих газов, а количество пыли, улавливаемой в пыле-
осадителях Вун в кг за 1 с — с помощью весоизмерительной
аппаратуры. Связь между параметрами пылеуноса должна
удовлетворять условиям:
Г В / 100
а=100р —юо—ПППс0
А — а =100
(III.70)
(III.71)
Степень пылеулавливания в °/о
/ Д —а 1
(III.72)
В газах, выходящих из печи, содержится водяной пар, полу-
ченный при испарении влаги сырья Bw [см. уравнение (111.69)]
и при сжигании топлива. Расход его Вв.п в кг за 1 с можно
— 98 —
Рис. III.в. Схема измерений
и места отбора проб при ис-
пытании вращающейся печи
(перечень измерений, обозна-
ченных буквами, см,
табл. II 1.4)
1 — конвейер полученного
продукта; 2 — тканевый
фильтр для обеспыливаний!
избыточного воздуха; 3 —
вентилятор избыточного
воздуха; 4 — вентилятор
общего дутья; 5 — вентиля-
тор острого дутья; 6 — вен-
тилятор первичного воздуха
печи; 7 — колосниково-пере-
талкивающий холодильник;
8 — вращающаяся печь; 9 —
запечный теплоутилизатор;
10 — питатель сырья; 11 —
пневмонасос возврата улов-
ленной пыли- 12 — циклон-
ный пылеуловитель; 13 —
электрофильтр: 14 — конвей-
ер пыли; 15 — дымосос
Рис. III.7. Схема измерений
и места отбора проб при
испытании шахтной печи
(перечень измерений, обо-
значенных буквамй, см.
табл. HI.4)
1 — конвейер полученного
продукта; 2 и 3 — разгрузоч-
ное устройство печи; 4 — ре-
циркуляционный вентиля-
тор: 5.7 — нижние и верх-
ние газовые горелки; 6 —
подводящий газопровод; 8 —
отводящий газоход; 9 — за-
грузочное устройство печи;
10 — пылеосадитель;1 11 —
дымосос: 12 — дутьевой вен-
тилятор
4* Зак. 369
- 99 -
найти из анализов сырья и топлива, поступающего в печь;
при сжигании твердого и жидкого топлива
Вв.п = BW + BT (0,0894-Н₽ + 0,01-W₽); (III.73)
при сжигании газообразного топлива
Sb . п = Bw + 0 008 • 5Т ((2 СН4 + 2 -у" с« + Н2 S + Н2). (III. 74)
При испытаниях печного агрегата измеряют расход отходя-
щих газов Рот в м3 за 1 с, отнесенной к нулевой температуре.
В этот расход входит расход водяного пара Вв.а. С помощью
газоанализатора определяют состав сухих отходящих газов,
включая СО2. Расход сухих газов рс.г в тех же единицах изме-
рения равен
^с.г = %.г-1-244.ввп. (Ш.75)
Правильность измеренных при обжиге цементного клинкера
и извести значений параметров В, Вт, vc.r, а также содержания
СО2 в % от объема сухих газов должна подтверждаться схо-
димостью левой и правой частей следующих уравнений в м3 на
1 кг продукта при нулевой температуре:
при сжигании твердого и жидкого топлива
исг-СО2 — 1,87-ВтСр(1 — 0,01-г) / ПППс.р \
------- ----------------------= 50,6 I--------------—j— I X
В \ 100 —пппс-р /
при сжигании газообразного топлива
ос.г.со2-в^(сн4+Упс„нт + со) [ пппс,6
------------------------------= 50 6- I--------р—
В I 100 — ПППс.р
где г — механический недожог твердого топлива в %; С₽, Н₽, W₽—компоненты
твердого и жидкого топлива в % от массы [см. уравнения (11.2), (11.3)1;
СН4, CnHm, СО, H2S, Н2—компоненты газообразного топлива [см. уравнение
(П.1)].
При обработке данных испытания печного агрегата следует
также установить оптимальное соотношение между режимом
движения газов и удельной тепловой мощностью в кВт/м2
[см. уравнение (1.26)]. На рис. III.8 приведены функции Ns =
=f (Re0.r), полученные статистической обработкой показателей
по вращающимся печам различных типов в производстве цемен-
та и извести. В качестве определяющего критерия Re0.r приня-
ты значения критерия Рейнольдса, подсчитанные исходя из ско-
рости и свойств газов на выходе из печей. По графику видно,
что в зависимости от тепловой мощности и значений критерия
Re0.r вращающиеся и шахтные печи можно разделить на харак-
терные группы (табл. III.5).
— !С0 —
Рис. III.9. Зависимость агрегатной производи*
тельности печей от их рабочего объема
а — шахтные печи; б — вращающиеся печи; 1,
2 — производство цемента и извести; 3, 4, 5 —
производство цемента по сухому способу с
запечными теплоутнлизаторами (3), без ннх
(4) и мокрого способа обжига (5); 6, 7 —
производство извести по сухому (6) и мок-
рому (7) способам
Рис. 111.8. Связь между тепловой и аэро-
динамической форсировкой печей
а —шахтные печи; б — вращающиеся пе-
чи; /, 2 — цементно-обжигательные вра-
щающиеся печи мокрого (Л и сухого (2)
способов обжига; 3, 4 — нзвестеобжнга-
тельные вращающиеся печи мокрого (3) и
сухого (4) способов обжига; 5, 6 — це-
ментно- и известеобжигательиые шахтные
печи
Таблица III.5. Удельная тепловая мощность
и режим движения газов для вращающихся печей
различных типов
Печн N $ в кВт/м2 Re о.г
Вращающиеся печи мокрого способа
в производстве цемента
Вращающиеся печи сухого способа в
производстве цемента и мокрого спо-
соба в производстве извести
Вращающиеся печи сухого способа в
производстве извести
Шахтные печи в производстве цемен-
та
Шахтиые печи в производстве из-
вести
Значения R'e0.r по данным
формуле
R%.r
5700’...8000 50'0‘. 10 s... 1500.104
2500...5000 30‘0.103...800.10'3
2000...4000 200.103...500.103
800... 1500 60'. 1О3...15О.1О3
50'0...800' 60.103... 125.103
испытаний печей можно наити по
w D
— • (Ш.78)
где w, D, у соответственно скорость газового потока на выходе из печи при
измеренной температуре в м за 1 с, внутренний диаметр холодного конца печи в
м и кинематическая вязкость газов в м2 на 1 с.
— 101 —
По найденному значению Re0.r и пользуясь графиком (см.
рис. III.8) выбирают соответствующее значение Ns в качестве
нормируемого показателя при эксплуатации печей.
Согласно средним статистическим данным, агрегатная про-
изводительность В в кг за 1 с пементно- и известеобжигатель-
ных печей разных типов, в зависимости от их рабочего объема
V в м3, характеризуется графиком (рис. III.9).
§ III.5. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
Пример II 1.1. Определить эндотермические, экзотермические тепловые эф-
фекты и общий (балансовый) теоретический расход теплоты для получения 1 кг
цементного клинкера, если удельный расход сухого сырья (см. пример 1.5) Gc =
= 1,68(100—10)/100= 1,51 кг на 1 кг клинкера и химический состав сырьевой
смеси и клинкера в % па сухую массу:
Сырьевая смесь SiO§ А12О§ Fe2O3c СаОс MgOc S03 ПППС Сумма
в % 14,6 3,4 3,5 43,8 0,3 0,4 34 100
Клинкер в SiO2 ai2o3 Fe2O3 СаО MgO so3 ППП Сумма
% 22,7 5 5 66,2 0,4 0,4 0,3 100
Решение. По формуле (III.5)
9эИД = 23,6-3,4 -f- 29,7 (0,3 -у 43,8) = 1390 кДж на 1 кг сырьевой смеси.
По фопмуле (1.1)
66,2 — (1,65-5 + 0,35-5 % 0,7-0,4) = 0 93
КН " 2,8-22,7
По Формулам (1.4)...(1.7)
C3S --3,8-22,7 (3-0,93 - 2) = 68%; C2S = 8,6-22,7 (1 —0,93) = 13%;
С3Л = 2,65-5 — 1,7-5 = 4%; C4AF = 3,04-5 = 15%.
По фор\г, де (111.12)
^экз = 6,56-5 1- 0,88-4 |- 1,6 - 15 ф- 6,1 • 13 % 4,5-68 = 459 кДж на 1 кг клинкера .
Общий (балансовый) теоретический расход теплоты
'/и 1,51-1390— 450 --- 1650 кДж на 1 кг клинкера.
Пример II 1.2. Составить тепловой баланс цементной вращающейся печи (см.
§ III..3), работающей по мокрому способу с параметрами: wc=38%; IF =
= 38'100 - 38) =0,613; /1=13%; /пг=180чС; ,|3« 1; <7^=2125 и ^0кз =
= 45(1 кДж па 1 кг kj....кера; /“ = Ю°С; /1|р=110°С; Г] = 0,98, а=О,8°/о. Сырь-
евая смесь: ППП' =34%: G‘ =l,53 кг па 1 кг клинкера, сс=0,92 кДж/град на
1 кг сырья. Топливо — ма<ут: Q £ =39 000 кДж на 1 кг топлива, а=1,1; а"=-
= 11.9; е рО =1.6; =1.5; ojl, =9,4; Vq, =0,5; V qo =0,1 м3 па 1 кг
топлива. Галы при 180°С - - тдОг =1,75; Сн2о = 1,5; сы2 =1,3; сОг =1,35;
с<:о = 1,3; при 10°С с" =1,3 кДж/град па 1 м3 газа; при 110°С с = 0,88 кДж/град
на 1 кг клинкера.
Тепловой баланс печи (см. табл. Ш.З) в кДж на <1 кг клинкера:
Приход теплоты | Расход теплоты
q" = gT = GT-39000 Я2 ~ <4з = 450 п ( 100 g" = дС = X 43 4 \100—34,1/ / юо \ < (0,92+4,19-0,613) х 1100 — 0,8/ v ' X 10= 52. дП = g« = GT • 11,9- 1,3 10 = = GT - 155. п_ ( °»8 А Яз Ял-а Ц00 —0,8/ Х / 0,98 т X Т-2—ZT °.92- 10 = 4. \1—0,98/ gP = g = 1 - 0,88 • 110 = 97. pc ( 100 <72 J х / —too—\ 2500 = 2345 \100 —0,8/ дР=д‘нд= 1,53 - 1390 = 2125. 1.243( 1ОО_М) X X ( 122—\ 0,613- 1,5 • 180 = 313, 1100 — 0,8/ -».®»х(1Ю2341) X / 100 \ X 1,6- 180 = 74. 1100 — 0,8/ <76 =<7о.г = °т • (1>6- 1,75+ 1,5 X X 1,5 + 9,4 • 1,3 + 0,5 - 1,35 • 0,1 х X 1,3) • 180 = GT • 3260. <77Р = °. р 0,8 Я&-ЯА- (100 —0,8) (1 — 0,98) Х X 0,92 180 = 67. дР = дос = 0,01 GT • 39000 • 13 = GT X X 5070. <?Го = ?хим = G Т-126,5 < , 1 Ю0= = GT-1265. <?Р1 = 0.
Сумма прихода: GT-39 155+506 Сумма расхода: GT -9588+5021
Удельный расход топлива из уравнения теплового баланса
5021 — 506
Gr = — =0,153 кг мазута на 1 кг клинкера,
о У 155 — У5оо
Теплота сгорания топлива дт = 0,153-39 000 = 5967 кДж на 1 кг клинкера.
Тепловой КПД печи (см. уравнение (111.57)1
т = ,(2345 + 2125)-450
0,153-39 155 + 506 ’ '
— 103 —
Пример 111.3. Составить тепловой баланс известковой шахтной печи, рабо-
тающей по пересыпному способу с параметрами; ^=0,96- wc = 5%- 117=5/
/(100—5) =0,053; га = 9%; г=5%, /о.г = 300° С; /в = 10°С; ?ПР = 200°С;’п = 0,8;
а = 0,5 %.
Сырье — известняк: ПППС = 42%; СаОс = 5Э%; MgOc = l,5%;
°С = 100—42-0,96^ (~ 100-0,5 ) = 1’69 КГ ™ 1 КГ изВеСТИ’
сс = 0,92 кДж/град на 1 кг сырья. Топливо-антрацит; QP =25 500 кДж
на 1 кг топлива: а=1,4; Др=15%; Н7р = 5%; ов = 10,1; о™ =1,4; Пн п '
= 0,4; =8; v =0,8; v £0 =0,1 м3 на 1 кг топлива. Газы при 300°С
CRO2 —1.9; сн,о =1.5; ^n2 =1,3; сОг =1,4; ссо=1,3; при 10°С св =
= 1,3 кД.к'град ня 1 м3; при 200°С с = 0,9 кДж/град на 1 кг извести.
Тепловой баланс Речи (см. табл. III.3) в кДж на 1 кг извести;
Приход теплоты Расходы теплоты
= qT = GT . 25 500 Ч2=Ч^ = °- q” qz = 1,69 (0,92 + 4,19 X X 0,053) 10 = 20. = GT • 10,1 - 1,3 • 10 = = GT • 131. п / О.5 ^^^-^(100-0,5/ Х / 0,8 \ X 0 92 10 ss 0. \ 1—0,8 <?р = qc = Г- 0,9 • 200 = 180. </2 = </н2о = *-69 • °-053 • 2500 = 224. ^=<?эСнд= 1,69. 29,7. (1,5 + 53) = = 2740. <?4 =<7н“о= 1.243 • 1,69 • 0,053 х X 1,5 • 300 = 50. qf = Чппп = 9 >399 х 7 42 0,96 \ / 100 \ Х \ 100 — 42 • 0,96 / ПОО — 0,5/ * X 1,9 • 300 = 196. =<7То.г= <?т (‘Л • 1.9 + 0.4Х X 1,5 + 8- 1,3 + 0,8 • 1,4 + 0,1 х X 1,3) 300 = Gr • 4450. qP =qT3 = GT 0,01 • 15 0,92 • 200 = = GT • 28. P= = °’5 98 qA (100 —0,5) (1 — 0,8) x X 0,92 • 300 = 7. qP = qoc=0,01 G1- • 25 500 • 9 = GT • 2300. ‘7?O = ‘7xhM = GT- 126,5-0,1 - 100 = = Gr • 1265. 7?; = Чмех = 9,91 • GT • 25 500 • 5 = = GT • 1275.
Сумма прихода: GT-25631+20 | Сумма расхода: GT-9318+3397
— 104 —
Удельный расход топлива из уравнения теплового баланса
( 3397__20 \
------------— 1 = 0.207 кг антрацита на 1 кг извести.
25 631 — 9318 ) н
Теплота сгорания топлива
<7Т = 0,207-25 500 = 5270 кДж на 1 кг извести.
Тепловой КПД печи i[cm. уравнение (II 1.57)]
224 + 2740
tit =---------------------------—----------= 0 56
1 0,207-25 631 + 20
Пример 111.4. Определить дополнительные потери теплоты по условиям
примера III.2, если при охлаждении клинкера будет расходов,аться избыточный
воздух в количестве =1,5 м3 на 1 кг клинкера, который затем с темпера-
турой t ®зб =120X2 выбрасывается в атмосферу (теплоемкость воздуха св =
=1,3 кДж/град на 1 м3, начальная его температура /B = 10°C).
Решение. По формулам (Ш.58) и (III.59):
4^2=1,5-1,3(120—10) = 214 кДж на 1 кг клинкера;
. 214
Д G1 = gggQQ — 0,006 кг мазута на 1 кг клинкера.
Прирост расхода топлива составит:
0,006
tp= —------100 = 3,9%.
* 0,153 ’ °
Пример III.5. Дать оценку дополнительного теплоиспользования, если отхо-
дящие газы печи (см. пример Ш.З) будут направлены в котел-утилизатор, при-
чем перепад температуры газов в котле составит Д4-== 150°С, что соответствует
1уТ =300°С и 1о.г=150°С.
Решение. По формулам (Ш.60) и (III.61):
. -т / 50 + 196 + 920 + 6 + 7 \
ДО ----------------п ' ---------1 = 0,046 кг антрацита на 1 кг извести.
3 \ 25 500 /
Одбж = 0,207 — 0,046 = 0,161 кг антрацита на 1 кг извести.
Экономия топлива за счет утилизации теплоты отходящих газов
<р = (0,046/0,207) 100 = 22,2%.
Пример II 1.6. Составить тепловой -баланс сушилки, работающей с парамет-
рами: начальная влажность материала юо=20%; его конечная влажность а> =
= 1%; Ц7=(20—1)/100— (20— 1) =0,235; е=0,7; п=25»/0; ^уш =700°С;
£о.г=120°С; £Пр = 100°С; >/в=10°С; а=О,2°/0; т] = 0,9. Сырье—доменный шлак:
Gc=400/(100—0,2) =1,02 кг на 1 кг высушенного материала; с° = с=0.92 кДж/
/град на 1 кг материала. Топливо — природный газ: =35000 кДж на 1 м3;
а = 1,4; ов = 13,5; 0^ = 14,7 м3 на 1 м3 газа. Теплоемкость с® г =cBi=
= 1,3 кДж/град на 1 м3 воздуха; теплоемкость газов при 70042: с[уш=1,42 и
с®уш =1,37; при 120X2 cHjO=il,5 кДж/град иа 1 м3; температура топочных
газов при fa 1,5 кДж/град на 1 м3; «0,7-35000/(14,7-1,5) = 1100X2.
— 105 —
Тепловой баланс сушилки [см. табл. Ш.З и формулы (III.62)...(111:65) ] в
кДж иа 1 кг высушенного материала, причем (здесь от— удельный расход га-
зообразного топлива в м3 на 1 кг высушенного материала).
Приход теплоты Расход теплоты
<7? +42 =<?сГуш = • ’4,7 [1,5 X /1,5 • 1100— 1,42 • 700\ X 1 юо + - X \ 1,37 • 700 — 1,3 • 10 / X 1,3 • 10] = vT • 24 400. <$ = <7С= 1,02 (0,92 + 4,19 х X 0,235) 10 = 19. gP = g= 1 .0,92- 100 = 92. <?2 =?Н,О=1’02 ’ °.235 • 2500 = 600. <7зР=<7о.г = рт- 14,7 X /1,5 • 1100— 1,42 • 700\ Х \ 1,37 • 700 — 1,3 10 ) Х X 1,3 • 120 = ит • 1590. = <7н“о = 1,243 • 1,02 • 0,235 х X 1,5 • 120 = 54. -Р физ п <?5 ~<7ППП — °" Чб = <7о.г = *т • 14,7- 1,3- 120 = = ит • 2290. <7? =<71 = 0. Р= °,2 98 9л (100 — 0,2) (1—0,9) Х X 0,92- 120 = 2. qP = qQC = 0,01 • ит • 24 400 • 25 = = рт • 6100. <7?0=<7хим — °-
Сумма прихода теплоты включая топ- ку; о’.24 400+19. Сумма расхода теплоты по сушке: рт-9980+748, кроме того, потери тепло- ты топкой: 0,505-35 000 (1—0,7) =532. Всего расход теплоты: vT-9880+1280.
Удельный расход топлива из уравнения теплового баланса
I 1280— 19 \
ит = I 4QQ-----9980~) = 0’08745 м3 газа на 1 кг высушенного материала.
Теплота сгорания топлива
<7Т = 0,08745-35 000=3061 кДж на 1 кг сухого материала.
— 106 —
Глава IV. ДВИЖЕНИЕ ГАЗОВ И ТЕПЛООБМЕН В ПЕЧАХ
И АППАРАТАХ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ВЯЖУЩИХ
СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
§ IV.1. ОСНОВНЫЕ ЗАКОНЫ ДВИЖЕНИЯ ГАЗОВ
Движущиеся среды бывают дискретными!, т. е. состоящими
из отдельных разнородных частиц, и сплошными* 2, состоящими из
частиц однородной массы в потоке. Аэро- и гидродинамика
изучает движение оплошной среды и ее взаимодействия с гра-
ничащими с нею твердыми частицами.
В жидкостях межмолекулярные расстояния по сравнению с
межмолекулярными расстояниями в газах крайне малы, в связи
с чем силы межмолекулярного взаимодействия в жидкостях
относительно велики. Они вызывают очень сильное внутреннее
молекулярное сжатие, вследствие чего при любом большом
внешнем сжатии жидкости объем ее уменьшится пренебрежимо
мало, поэтому жидкости относят к несжимаемым телам.
В газах межмолекулярные расстояния наоборот очень вели-
ки, а силы взаимодействия между молекулами слишком малы.
Газы уменьшаются в объеме при внешнем сжатии и расширя-
ются с повышением температуры. Их рассматривают как сжи-
маемые тела. В гидродинамике существуют понятия: идеаль-
ные газы и реальные газы. В идеальных газах отсутствуют силы
межмолекулярного взаимодействия (нет вязкости), в реальных
газах между молекулами действуют силы взаимодействия (вяз-
костное трение). К реальным газам относят и пары, их рас-
сматривают как газы, находящиеся в состоянии перед перехо->
дом в жидкость.
Состояние идеального газа формулируется уравнением, най-
денным Клайпероном (для одного моля газа):
pVm = RT, (IV. 1)
где Vm — молярный объем года; R — универсальная газовая по-
стоянная.
Согласно закону Авогадро при одинаковых давлениях р и
температурах Т в равных объемах различных идеальных газов
содержится равное число молекул. При тех же условиях грамм-
молекулы различных идеальных газов занимают равные объемы.
При нормальных условиях (/==0°С и рхО, 1 МПа) грамм-мо-
лекулы идеальных газов занимают объем Vm=22,4 л. Число
молекул, находящихся в 1 см3 идеального газа при нормальных
условиях (число Лошмидта) пР=2,69- 1019см-3, а число молекул
в грамм-молекуле (число Авогадро) МА = 6,02-1023 моль-1.
Число Лошмидта и Авогадро связаны между собой, с моляр-
»К таким средам можно отнести потоки газов и жидкостей, содержащие
твердые взвеси.
2 Простейшими примерами сплошных сред являются воздух (газы) и вода
(жидкость) — это так называемые ньютоновские жидкости.
— 107 —
ным объемом Vm, с универсальной газовой постоянной R и по-
стоянной Больцмана k:
n0 = NA/Vm= pNA/RT = p/kT. (IV.2)
Величина R численно равна работе, совершаемой одним мо-
лем идеального газа при изобарном нагревании его на ГС, а
•постоянная Больцмана равна отношению k=R/NA- Молярный
объем газа Vm можно заменить на объем идеального газа V
для произвольной массы т с учетом относительной молекуляр-
ной массы М. Тогда уравнение (IV. 1) преобразуется в уравне-
ние Менделеева—Клайперона
pV= (т/М) RT. (IV.3)
Так как удельный объем идеального газа равен v=Vlm, то
уравнение (IV.3) может быть представлено так:
pv= (R/M) Т. (IV.4)
Согласно закону Гей-Люссака, при постоянном давлении
объем идеального газа прямо пропорционален его абсолютной
температуре
V = р Vo Т = Vo (Т/То), (IV.5)
где Vo—объем газа при температуре То—273 К; Р — коэффициент объемного
расширения газа, равный 1/273 К-1.
Характер движения материальной среды оценивают по отно-
шению скорости движения потока w к скорости распростране-
ния в нем звука а (критерий Маха-Маевского)
Л4 = ш/а. (IV.6)
Движение газов в изотермических условиях (без существен-
ного градиента температуры) для предела М^'/з подчиняется
законам гидродинамики для несжимаемой жидкости. При тех же
значениях М в случае неизотермических условий (изменение
температуры) действуют законы аэродинамики, учитывающие
изменение объема газа. При скоростях потока в области М>'/з
плотность газов зависит от изменения скорости и характер дви-
жения формулируется законами газодинамики с учетом всех
термодинамических параметров.
Внутри однородной несжимаемой жидкости на каждую эле-
ментарную площадку AS по нормали к ней действует сила ДР
давления столба жидкости. Отношение AP/AS называют средним
гидростатическим давлением. Предел lim (АР[AS)-*-p есть гид-
ростатическое Давление, величина которого в любой точке не
зависит от направления давления. Оно изменяется в зависимо-
сти от расстояния от рассматриваемой точки до поверхности жид-
кости, т. е. является функцией пространственных координат данной
точки: p = f(x, у, z). Для условий равновесия элементарного объема
жидкости найдено уравнение гидростатики
(p — Pt>)/X = Z0 — Z, (IV. 7)
— 108 —
где Z и Zo — высота погружения двух точек в жидкость с удельным весом у;
р и ро — гидростатическое давление в этих выбранных точках, находящихся на
разных уровнях.
Решая уравнения (IV.7) относительно р получим математи-
ческую формулировку закона Паскаля
P = Po + Y (20 — Z). (IV.8)
Гидростатическое давление на боковые стенки сосуда, запол-
ненного жидкостью, будет возрастать с увеличением глубины
погружения отдельных точек этих стенок. На любые точки го-
ризонтального днища давление будет одинаково возрастать с
увеличением заполнения сосуда жидкостью независимо от фор-
мы и угла наклона боковых стенок. Согласно этому высота
жидкости в сосуде ZP—Z = H и удельное давление на уровне
днища сосуда будет составлять:
P = Po + yW. (IV.9)
Внешнее давление ро передается через жидкость всем эле-
ментам сосуда одинаково и независимо от глубины их погруже-
ния в жидкость.
Материальный баланс потока отражает закон сохранения
массы, согласно которому «массовая» скорость потока и равна
отношению расхода массы в единицу времени В к площади по-
перечного сечения потока 5
u = B/S. (IV.10)
Соответственно объемный расход потока определяется из
выражений: для несжимаемой жидкости с плотностью р
t» = «S/p, (IV.11)
для сжимаемой жидкости (газа) при действительном давлении
р, температуре Т и плотности р (здесь Ро, То и ро те же параметры
при нормальных условиях)
(IV. 12)
Отношение объемного расхода к площади поперечного сече-
ния есть средняя линейная скорость потока
w= v/S = и/p. (IV.13)
В заполненном трубопроводе через каждое его поперечное
сечение в единицу времени протекает одна и та же масса пото-
ка, что формулируется уравнением расхода потока (рис.
IV.l,a) со средними скоростями wh w2, w3,..., wn
для несжимаемой жидкости
Si wx = S2 w2 = S3 ws = ... = Sn wn\ (IV. 14)
для сжимаемой жидкости (газов)
S1Wip1 = S2au2p2 = S3au3p3= ... =5лшярл. (IV. 15)
Местные скорости потока в отдельных точках поперечного
сечения неодинаковы: частицы, траектории которых расположе-
ны ближе к продольной оси потока (центру сечения), движутся
— 109 —
J
Рис. IV.1. К уравнению сплошности потока
а — трубопровод с изменяющимся сечением и
переменными параметрами потока: б — элемен-
тарное кольцо потока внутри трубопровода
dv — w-2nrdr.
Тогда средний объемный расход
быстрее по сравнению с ча-
стицами, протекающими бли-
же к стенкам трубопровода.
В прямом трубопроводе
местные скорости потока по
отношению к его оси можно
принять симметричными.
Каждая из них является
функцией расстояния дан-
ной точки до оси потока:
w=f(r). Количественные
соотношения этой функции
обычно определяют путем
эксперимента.
Дифференциал площади
элементарного кольца пото-
ка радиусом г и шириной
dr, протекающего в трубо-
проводе радиусом R (см.
рис. IV.1,6), составляет:
dS = 2nrdr (IV. 16)
и соответственно дифферен-
циал местного объемного
расхода потока через эле-
ментарное кольцо
(IV. 17)
через полное сечение тру-
бопровода, соответствующий уравнениям (III.14) и (III.15),
будет равен:
v =2 л J wrdr. (IV.18)
о
Откуда средняя линейная скорость потока при постоянном
его расходе может быть выражена интегралом
w = j" wd (r/R)2,
о
Энергетический баланс потока опирается на закон
ния энергии, математической формулировкой которого
уравнение Бернулли для перемещения идеальной
(без потерь энергии на трение):
р W2
Z -I- — 4-- = Н = const,
У 2g
где Н — полный напор потока в м (рис. IV.2,a); Z — геометрический напор в м
или нивелирная высота столба, равная расстоянию по вертикали от продольной
оси потока до горизонтальной плоскости, произвольно выбранной для сравнения;
р/гу — пьезометрический или статический напор потока в м, равный давлению
его столба над рассматриваемым уровнем; w2l2g — скоростной или динамиче-
ский напор потока в м, являющийся его гравитационной характеристикой в виде
соотношения сил инерции и тяжести в однородном потоке.
( р , ! щ2 \
Z+—j—потенциальная и кине-
тическая энергия потока. Это означает, что в любом сечении
(IV.19)
сохране-
является
жидкости
(IV. 20)
- ЦО -
Рис. IV.2. К уравнению Бернулли
а — для идеальной жидкости при установившем-
ся движении; б — для реальной жидкогти
трубопровода или канала
при установившемся движе-
нии через него идеальной
жидкости сумма потенци-
альной и кинетической энер-
гии потока остается величи-
ной постоянной.
При движении реальной
жидкости возникают силы
трения, вызванные вяз-
костью перемещаемой мас-
сы и сопротивлениями на
пути ее движения. На прео-
альной энергии теряется, пе-
ределенная часть потенци-
альной энергии теряется по-
этому запас энергии потока
в направлении его движения
непрерывно уменьшается.
Потери энергии h.n выража-
ют в метрах и включают
уравнение (IV.20) в виде
четвертого слагаемого. То-
гда уравнение будет харак-
теризовать перемещение ре-
альной жидкости с потерями
энергии на трение
р ОУ2
Z + — +-----------+ hn — Н = const.
V 2 g
(IV.21)
Итак, в трубопроводе с любым сечением, в котором проте-
кает реальная жидкость, сумма геометрического, статического,
динамического и потерянного напора есть величина постоянная.
При горизонтальном трубопроводе геометрический напор ста-
новится равным нулю и уравнение (IV.21) принимает вид
р К.'2
— —— -г Лп = Н = const.
У 2g
(IV.22)
При наклонном трубопроводе (рис. IV.2,6) динамический
напор изменяется в зависимости от изменения сечения трубо-
провода, иначе от скорости потока. Статический напор макси-
мален в начале трубопровода (верхний конец), а дальше он
постоянно уменьшается в направлении движения потока из-за
потерь энергии и становится равным нулю при истечении из тру-
бопровода (нижний конец). Для этого случая уравнение (IV.21)
упрощается
ц/2
Z + —— + h-п = Н — const.
2g
(IV.23)
111 -
Таблица ГУЛ. Значения т)о и т [см. (1V.29)]
Газ Символ 10е кгс-с По МПа-с m
Азот Nj 1.7 16,7 0,68
Аммиак NH» 0,954 9,35 1,06
Аргон Аг 2,16 21,2 0,72
Бутан С4Н10 0.697 6,85 0,97
Водород н2 0,852 8,36 0,678
Водяной пар Н2О 0,84 8,25 1.2
Воздух — 1,75 17,2 0,683
Гексан С6Н,4 О', 602 5.91 1,03
Гелий Не 1,88 18,44 0,68
Двуокись серы SO2 1,23 12,07 0,912
Двуокись углерода СО2 1,43 14,01 0,82
Кислород о2 1,98 19,41 0,693
Криптон Кг 2,39 23,42 0,83
Метан СН4 1,06 10,4 0,76
Метиловый спирт СНзОН 0,901 8,84 1,04
Окись углерода СО 1,69 16,59 0,695
Октан CsHjs 0,493 4,84 1,02
Пентан с6н12 0,648 6,36 0,99
Пропан СзН8 0,765 7,5 0,92
Этан с2н6 0,877 8,61 О',9
Этиловый спирт С2Н5ОН 0,8 7,85 1,02
- 112 -
При истечении идеальной жидкости из сосуда через отверстие
(когда отсутствуют потери энергии), общий напор затрачивается
целиком на создание скорости потока по уравнению (IV.21)
динамического давления
w*/2g = H. (IV.24)
Откуда
а>=У2ТЯ. (IV.25)
При истечении реальной жидкости потери энергии вызывают-
ся сжатием потока в отверстии, вследствие чего проявляются
силы трения, снижающие скорость истечения. Для того чтобы
учесть потери энергии, в уравнение (1V.25) вводят так называе-
мый коэффициент расхода £, который по значению меньше еди-
ницы. При этом расход реальной жидкости через отверстие с
площадью поперечного сечения S будет равен:
o = S£u> = St,V2gH . (IV.26)
При истечении воды и воздуха из круглых отверстий коэф-
фициент расхода в расчетах принимают £=0,62...0,65. В общих
случаях истечения жидкостей и газов значение £ подсчитывают
по экспериментальным формулам в зависимости от числа Рей-
нольдса Re1 I
1) при Re<25 £=.R'e/25; 2) при 25<ReC300 £=-----------—------;
1,5-f- 1,4 Re
0,27
3) при 300<R'e<10000 £=0,592+ ~4 _ ; 4) при Re> 10000
/Re
5,5
£=0,592+ —— .
у Re
Вязкость жидкостей и газов формулируется законом Ньютона,
согласно которому сила F, возникающая при перемещении од-
ного слоя жидкости относительно другого (сила внутреннего тре-
ния) прямо пропорциональна относительной скорости w перемеще-
ния соприкасающихся слоев потока и площади их соприкоснове-
ния S
f = vjS (dw/d/), (IV.27)
где dwfdl —градиент скорости перемещения слоев потока; I — расстояние между
слоями по нормали; р— коэффициент динамической вязкости, зависящей от
свойств жидкостей (газов).
1 Критерий Рейнольдса характеризует режим течения как меру отношения
сил инерции и молекулярного трения в потоке: Re = ond/lv, где d —гидравличе-
ский диаметр канала. (в данном случае диаметр отверстия) и v — коэффициент
кинематической вязкости массы потока.
— 113 —
Отношение коэффициента динамической вязкости т] к плот-
ности жидкости (газа) р — коэффициент кинематической вяз-
кости
v = r]/p. (IV.28)
Динамическая вязкость изменяется прямо пропорционально
изменению температуры Т
ц = Цо (ЛХГ, (IV.29)
где Цо — коэффициент вязкости при р«0,1 МПа и 71О=273 К; m — постоянная
величина, найденная экспериментальным путем.
Значения т|о и m для некоторых газов и жидкостей приведены
в табл. IV. 1.
Коэффициент кинематической вязкости газовых смесей v подсчи-
тывают по сумме
I I • • • 1 \* * •
V vx v2 v3 v„
где Xi, Xz, x3,..., xn — доли газовых компонентов с вязкостью — соответственно
vi, v2, Vs,..., Vn в составе смеси, подсчитанные по уравнению (IV.28).
Вязкость мазута нормируется для каждой его марки. Величи-
на -V при температуре 75°С для мазута марки 10 равна 2,5Х
ХЮ"5 м2/с; для мазута марок 20—2,8-105 м2/с; для мазута марки
40—5,7-10'5 м2/с; для мазута марки 80—9,5-10-5 м2/с.
Режим установившегося движения вязкого потока из сплош-
ной среды описывается дифференциальными уравнениями Навье-
Стокса, отражающими закон сохранения количества движения.
Граничные условия этих уравнений предусматривают, что вязкая
сплошная среда прилипает к неподвижной твердой стенке (ско-
рость потока на стенке равна нулю); распределение скоростей в
поперечном сечении потока неравномерно и его параметры опре-
деляются в зависимости от характера течения, который может
быть ламинарным (слоистым) и турбулентным (вихревым). Энер-
гобаланс движения вязкого потока характеризуется (критерием
Прандтля1.
Геометрию элемента потока в трубопроводе можно предста-
вить в виде цилиндрического кольца с радиусом г, толщиной dr
и длиной L (рис. IV.3, а), движение которого обуславливается
действием ускоряющей и тормозящей сил. Первая из них дейст-
вует на внутреннюю поверхность кольца (F=2nrL), вторая — на
наружную (F + dF). Равнодействующая обеих сил есть диф-
ференциал
‘ Критерий Праидтля является мерой подобия температурных и скоростных
полей в потоке, Prsv/fl, где у и а — коэффициенты кинематической, вязкости и
температуропроводности потока. При Рг = 1 изменение полей температур и ско-
ростей точно подобны друг другу, так как существует равновесие между вы-
делением теплоты в элементе потока и отводом теплоты из него. При Рг<1
(характерно для газов) отвод теплоты из элемента потока происходит интен-
сивнее, чем ее выделение, и наоборот, при Рг>1 выделение теплоты идет бо-
лее интенсивно по сравнению с ее отводом.
- 114 Г'
б)
2300
7777^777777.
\^5wo
77777777777^
iRe £
m
0000
7777777777
Рис. IV.3. Режимы течения потока
а — элементарное кольцо потока в трубопроводе; б — ламинарный режим; в — турбулент-
ный режим
da = — d т] 2 л г L
dwx \
dr )'
(IV.31)
При горизонтальной трубе равнодействующая может быть оп-
ределена как произведение площади поперечного сечения кольца
(S==2nrdr) на перепад давления потока Др на участке длины L
da = — &p2xrdr. (IV.32)
Решение уравнений (IV.31) и (IV.32) дает общую характери-
стику равновесия сил, действующих на движущийся элемент по-
тока
А рг2/2 = 71 Lг ——+ С. (IV.33)
dr
При относительно медленном (ламинарном) течении (рис.
IV.3,6j отдельные частицы потока перемещаются параллельно
ДРУГ другу. Скорости их возрастают по мере удаления частиц от
стенки трубопровода, причем на стенке их скорости равны нулю,
а достигают максимума на оси трубопровода. Изменение ско-
ростей частиц от стенки до оси характеризуется уравнением па-
раболы, согласно которому средняя скорость потока w равна по-
ловине скорости, существующей на оси w^. Ламинарное изотер-
мическое течение потока отличается следующим изменением те-
кущих скоростей wx на расстоянии г от оси трубопровода с ради-
усом R
wx = K(R?-r*), (IV. 34)
где К — коэффициент, зависящий от перепада давления потока на длине трубо-
провода L и от динамической вязкости 7]
1 Ар 1
К = 7Т? (IV.35)
С увеличением скорости потока упорядоченность движения от-
дельных частиц нарушается и режим потока переходит из лами-
нарного в турбулентный (рис. IV.3,в). При этом распределение
скоростей по радиусу трубопровода отличается кривой с более
широкой вершиной по сравнению с параболой
— 115 —
wx=K’ny R—r, (IV.36)
где К’ — опытный коэффициент, ап — степень корня, равная для гладких стенок
трубопровода 7, при шероховатых — 5—6.
Здесь между w и нет линейной зависимости, как при лами-
нарном движении, так как соотношение их непостоянно. Пере-
ход ламинарного течения в турбулентное начинается с момента
появления в поперечном сечении потока составляющих скоростей,
перпендикулярных направлению движения. Они возрастают с уве-
личением числа Рейнольдса.
Опытами установлено, что при Re CJ2300 течение потока в пря-
мых трубопроводах с гладкими стенками носит явно ламинарный
характер. В интервале 2300<R'e< 10 000 находится так называ-
емая переходная область, когда оба вида течения могут прояв-
ляться одновременно. И наконец, при ReJslOOOO характер тече-
ния становится устойчиво турбулентным.
§ IV.2. КРИТЕРИИ ПОДОБИЯ В АЭРО И ГИДРОДИНАМИКЕ
Гидравлический диаметр трубопровода или канала (d или I)
является линейным определяющим размером, входящим в соответ-
ствующие безразмерные комплексы, называемые физическими
критериями подобия. Для круглой трубы с диаметром d при
сплошном заполнении ее протекающей жидкостью площадь сече-
ния равна S = nd2/4: и так называемый «смоченный» периметр се-
чения n = nd. Под гидравлическим диаметром понимают отноше-
ние учетверенной площади сечения к смоченному периметру:
d0 = 4S/n. (IV.37)
4 эт d2
Для круглой трубы ’ d0 = —-— : я d = d', для канала пря-
, 4 а 6 „ ab
моугольного сечения а0 =----------= 2---------,
J 2 (а+ 6) (а + Ь)
где а, b — стороны прямоугольника.
Теория подобия рассматривает так называемые условия од-
нозначности, при соблюдении которых должны быть подобны ге-
ометрические и физические величины, начальные и граничные ус-
ловия, а при неустановившемся движении — еще и факторы,
характеризующие явления во времени.
Геометрическое подобие можно считать выполненным, если ли-
нейные размеры или гидравлический диаметр рассматриваемого
натурного тела или реактора (канала) L\, L2, L3... и сходствен-
ные размеры другого тела или реактора, которые могут применяться
для модели другого масштаба, llt 12, 1з,... параллельны и отноше-
ния их постоянны
Li ^-2 Аз , ....
---= ----=-----= .. . = а/ = const, (IV.38)
Zj Z2 I3
где ai — отвлеченное число, называемое константой геометрического подобия
или масштабным множителем.
— 116 -
Подобие во времени при течении неустановившегося потока
соблюдается, если все его сходственные точки перемещаются
лишь по сходственным траекториям и отрезкам пути за пропор-
циональные промежутки времени 1\, Т2, Т3,... в первой системе и
соответственно ть Т2, тз,-- во второй, тогда
= — = — =ат = const, (IV.39)
Ti т2 т3 т
где а х —константа подобия во времени.
Подобие физических величин существует, если отношения фи-
зических характеристик частиц системы или потока, расположен-
ных в сходственных точках пространства (Л, U2, U3>... и соответ-
ственно U{, и2, и3>... в пропорциональные промежутки времени яв-
ляются постоянными .
1Д и2 и3
—=аж = const, (IV.4G)
Ml
где аи — константа физического подобия.
Подобие начальных и граничных условий предполагает, что
отношения геометрических размеров, физических констант и вре-
мени в каждой подобной системе постоянны и безразмерны (их
называют инвариантами подобия и записывают в виде i = idem1:)
Z1
---= — — ... = ii — idem; (IV .41a)
Z/2 ^2
=~ = • • • = 4 = idem; (IV.416)
/2
—— = —— = ... = iu — idem. (IV.41b)
(72
Инварианты подобия, представляющие собой отношения про-
стых однородных величин, называются в теории подобия сим-
плексами. Они могут быть выражены также безразмерными от-
ношениями из нескольких разнородных величин, которые называют
комплексами подобия. Практическое использование их должно
основываться на трех теоремах теории подобия:
1) подобные между собой явления имеют одинаковые ком-
плексы подобия, отношения которых равны единице;
2) любая зависимость между переменными, характеризую-
щими данное явление, может быть представлена зависимостью
между комплексами подобия в виде критериального уравнения;
3) подобны те явления, описание которых отвечает одинако-
вым условиям однозначности и когда определяющие критерии, най-
денные по этим условиям, численно равны друг другу.
Исходя из первой теоремы, применяют комплексы подобия,
ig'li 1
характеризующие влияние: сил тяжести в потоке —s—= 1;
1 idem — то же самое; identity — тождество (англ.)
— 117 -
”идростатического давления —1р — = 1 и сил внутреннего
1р ' 1а>
трения (вязкость) —:—- = 1.
lw' 1Г гр
В них входит шесть физических величин: ускорение силы тя-
жести g, скорость w, плотность р, динамическая т) или кинемати-
ческая вязкость v, гидростатическое давление р движущейся
среды, а также характерный геометрический размер I.
Масштабные множители представляют собой отношения одно-
родных величин (симплексы): •
. _ gi , .___. _ и>1 . . _ Pi . .__________Pi_. . _ Hi
*£ - » -- 1 > ’ ^0 — ’ ^7) —
g2 h ^2 Р2 Р Р2 ' П2
Подставив перечисленные отношения в комплексы подобия,
получим три физических критерия для оценки установившегося
движения вязкого потока жидкости (газов)1, что соответствует
третьей теореме теории подобия.
1. Критерий Фруда (Fr), являющийся мерой отношения сил
инерции и тяжести в однородном потоке (критерий гравитацион-
ного подобия):
lgll (gllgv) Ul/M
2_ (^1/^2)2 Fr = -^-. (IV.42)
gill gi^i ., = -- idem 0)2
. (IV.43)
Р W2
Чтобы избежать дробных чисел, критерий Фруда обычно при-
меняют в виде обратного отношения Fr=w2/gl.
2. Критерий Эйлера (Ей), являющийся мерой динамического
сопротивления при движении потока,
(Р = (Р1/Ра)
«р i2w ” (Р1/Р2) ИМ)2
Р1 Рг . ,
= = idem
2-----------9
Pl Р2^2
В практике в числителе критерия Эйлера вместо абсолютного
давления р обычно применяют разность давлений Др в опреде-
ленных двух точках потока.
3. Критерий Рейнольдса (Re), являющийся мерой отношения
сил инерции и молекулярного трения в потоке (критерий режима
течения потока).
1 Этим и другим физическим критериям присвоены имена ученых, работы
которых связаны с изучением явлений, впервые получивших математическое
описание в критериальной форме.
— 118 -
W I
Re =------. (IV.44)
v
%(Щ/Пг) _______________
iwilip (O'l/O'a) (Z1/Z2) (Р1/Р2/
Wj.Zj.pi oi2Z2p2
-----— =-------= idem
При исследованиях режимов течения газовых сред влияние
критерия Фруда в ряде случаев можно не учитывать, вследствие
малого гравитационного эффекта, обусловленного силой тяжести.
Печи и аппараты для производства вяжущих материалов работа-
ют в стационарном режиме (dw/dx=0) при установившемся дви-
жении газов. Поэтому можно не рассматривать критерий гомо-
хронности, вытекающий из уравнения (IV.39): Но=®т//.
В соответствии со второй теоремой теории подобия, критери-
альное уравнение аэро-и гидродинамики для печей и аппаратов
вяжущих материалов может быть сведено к функциональной за-
висимости неопределяющего критерия Ей от определяющего Re
Eu = mRe'1, (IV.45)
где тип — постоянные числа, найденные экспериментальным путем.
Критерий Ей не учитывает геометрического подобия, и его от-
носят к неопределяющим. Компоненты критерия Re отвечают
условиям однозначности, следовательно, данный критерий явля-
ется определяющим. Равенство чисел Re служит единственным
условием подобия в аэро- и гидродинамике.
§ IV.3. ЗАТРАТЫ ЭНЕРГИИ ПРИ ДВИЖЕНИИ ГАЗОВ
ПО ПРЯМОМУ КАНАЛУ
Газовый поток движется через рабочее пространство тепло-
технического оборудования, а также по трубопроводам и ка-
налам, конструктивно связанным с соответствующими агрега-
тами. С помощью аэродинамического расчета теплотехнического
оборудования определяют затраты энергии, возникающие при
движении газов. Если движение газов прямолинейно, то потери
энергии возникают в результате аэродинамического сопротивле-
ния трения. Эти потери зависят от сил внутреннего трения (вяз-
кости). Аэродинамическое сопротивление на участке прямолиней-
ного канала между сечениями на его входе и выходе характери-
зуется статическими давлениями и скоростями потока. Если пре-
небречь разностью нивелирных высот указанных сечений, тогда
уравнение (IV.22) для данного случая можно записать так:
^1 w2
Pi + 2 g. Yi = 4- g Y2 + y2. (IV. 46)
В практических расчетах это уравнение применяют в упро-
щенном виде
Pi — Рг — „ Y2 + Zin Ye
2g
(IV.47а)
-119 —
или
Д р = Д pw + Д рк ,
(IV.476)
где Дрш = ^2/2^'2 и Др^ =Лву2—перепады скоростного и статического (поте-
рянного) давлений. Последний можно представить в долях скоростного давле-
ния при помощи коэффициента аэродинамического сопротивления; общего Л для
всего рассматриваемого участка длиной L и диаметром d или удельного Л, от-
несенного к единице безразмерной длины L/d.
L hn Д Pi
А = Л— = —»------= —9— ------. (IV.48)
d w^2g w22y2/2g
Для прямого участка пути газов в свободном пространстве
тепловых агрегатов и в каналах с постоянной площадью попе-
речного сечения потери давления от трения подсчитывают соглас-
но уравнению Дарси-Вейсбаха
I w2, \ L I w2, \
“v®>
где w и у—-соответственно скорость и удельный вес газов в конце участка (т. е.
за сопротивлением).
Коэффициент трения X зависит от режима течения потока
i' w d \
IRe=s ---- и степени шероховатости внутренней поверхности
стенок печей, аппаратов и каналов. Последняя характеризуется
отношением средней высоты бугорков на поверхности стенок б к
гидравлическому диаметру проточного сечения do(P=6/d). Па-
раметр б в зависимости от вида каналов составляет в мм:
Кирпичные каналы 3...5
Бетонные каналы 1,5... 3
Асбестоцементные трубы 0,1... 0,6
Каналы со стенками, оштукатуренными цементным раствором 1...1,5
Каналы со стенками, облицованными керамическими плитами 0,5... 1
Цельнотянутые и цельносварные стальные трубы 1...2
Клепаные стальные трубы 2...3
Чугунные трубы . 1... 2
Стеклянные трубы 0,035...0,01
Значения X обратно пропорциональны числу Re и прямо про-
порциональны значениям р. Для потока в прямых каналах круг-
лого сечения они могут быть найдены из следующих зависимо-
стей: :
1) при ламинарном режиме (ResC2300), когда шероховатость
стенок практически не влияет на величину X (рис. IV.4, а) — из
уравнения Гагена-Пуайзеля для труб с гладкими стенками
X = 64/Re: (IV.50)
2) при переходном .режиме (2300<Re<10 000), а также при
турбулентном режиме в области 104<Re< 105, когда X одновре-
менно зависит от Re и р (рис. IV.5,а), могут быть два случая:
для труб с гладкими и с мало шероховатыми стенками (Р,^
^23/Re) применяют уравнение Блазиуса
— 120 —
a}
Рис. IV.4. Зависимость коэффициента тре-
ния х для прямых труб при ламинарном
режиме потока от Re
а — кривая по уравнению (IV.51); б —
функции (ajb) и K2=f (d/D)
Л = O,3164/Reu'20; (IV .51)
для труб с сильно шерохо-
ватыми стенками (P>23/Re)
применима упрощенная форму-
ла Альтшуля
Z, = 0,1 (1,40 р
Рис, IV.5. Зависимость коэффициента тре-
ния X для прямых труб при переходном
и турбулентном режимах потока от
Re и ₽
а —переходной и турбулентный режимы;
б — автомодельный режим; 1 — по уравне-
нию (IV.52) при 3 = 0; 2 — при 0 = 0,01;
3—прн 0=0,015; 4 — при 0=0,02; 5 — при
0=0.025; 6 — при 0 = 0,03
-К
г о
Re
0,25
(IV.52)
3) при устойчивом турбулентном режиме (рис. IV.5,б), отно-
сящемся к автомодельной области (Re^ 105^560/Р), когда Хза-
висит только от шероховатости стенок, применяют уравнение
Пр а нд тл я - Нику р адз е
—Vy "v53)
р /
Для каналов некруглого сечения следует вводить поправки в
полученные по уравнению (IV.50) (ламинарный режим) значе-
ния X. Для этого можно использовать функции /С1=/(а/b) и
K2=f(d!D), где а и >Ь — длина сторон канала прямоугольного се-
чения, d и D — внутренний и наружный диаметр канала кольцевого
сечения (см. рис. IV.4, б). Поправки вносят путем умножения рас-
— 121 —
четных значений на коэффициенты, найденные по графику соот-
ветственно Л] = Л1Х и
Во вращающихся печах появляются дополнительные потери
энергии из-за навески цепей в качестве теплообменных устройств.
Их в грубом приближении можно рассматривать как сопротивле-
ние трения в трубах с сильно шероховатыми стенками. При этом
потери давления газов Ар^ на участках с навешенными цепями
следует подсчитывать по уравнению (IV.49). Согласно опытным
данным коэффициент аэродинамического сопротивления X в за-
висимости от плотности навески цепей колеблется в пределах %=
= 4...8, в связи с чем это уравнение будет иметь вид
Z. / w11
Л рк — (4 ... 8) ~( -j— у ], (IV.54)
где L и d — соответственно длина участка печи с навешенными цепями в вну-
тренний диаметр печи.
§ IV.4. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ЗАТРАТЫ ЭНЕРГИИ
ПРИ ПОВОРОТАХ ГАЗОВОГО ПОТОКА
И ИЗМЕНЕНИИ КОНФИГУРАЦИИ КАНАЛА
Дополнительные потери энергии при движении газового по-
тока возникают в результате возмущений потока от поворота и
изменения конфигурации канала. Эти потери вызываются мест-
ными сопротивлениями. Для различных случаев опытным путем
находят значение £ — коэффициент местного сопротивления. Он
входит в виде сомножителя в уравнение перепада давления потока
(потери энергии Ар^ от местных сопротивлений)
, \
Др. — у, (IV 55)
\ 2 и /
где w и у — соответственно скорость и удельный вес газов за сопротивлением.
Характерными случаями, вызывающими местные сопротивле-
ния, являются:
1) поворот потока на угол <р с закруглением по среднему ради-
усу R при гидравлическом диаметре канала d0; в этом случае коэф-
фициент сопротивления составляет:
с = ф/9о,
(IV 55)
где Со — коэффициент сопротивления при <р = 90°, значения которого в зависи-
мости от геометрических соотношений равны:
R/d........ 1 2 3 4 5
С ....... 0,29 0,15 0,12 0,1 0,08
2) диафрагма в трубе постоянного сечения, для которой коэф-
фициент сопротивления находят из выражения
(IV.57)
— 122 —
где w — скорость потока перед диафрагмой и о>0 — скорость потока в проходном
отверстии диафрагмы;
3) внезапное изменение площади сечения канала, когда коэф-
фициент сопротивления равен:
(1^2 \
1 —---k (IV .58)
Wi /
(W1 \
--- — 1 , (IV.59)
/
где W| и ш2 — скорости потока в суженном и расширенном сечениях канала.
При плавном изменении площади сечения капала коэффициент
сопротивления будет меньше. В этом случае значения £, получен-
ные по формулам (IV.58) и (IV.59), нужно умножить на некоторое
число Л, зависящее от центрального угла а, характеризующего
крутизну сужения (конфузор) или расширения (диффузор) сече-
ния канала по ходу потока:
d° ..... 5 16 15 20 25 30
k ...... 0,03 0,14 0.25 0,35 0,44 0,62;
4) прохождение потока через решетку связано с коэффициен-
том сопротивления
;= ( 1 + 0,707 I/7" 1 -у ) - 1 j , (IV.60)
где S и s — общая площадь решетки и площадь ее живого сечения (прозоров);
5) местные сопротивления, для которых значения С, отнесенные
к скорости потока за сопротивлением, можно принимать постоянны-
ми, например для трубы Вентури 0,09...0,13, для бранспойта 0,04,
при выходе потока через отверстие в тонкой стенке 0,04'2, при вхо-
де потока в трубу с закругленной кромкой 0,1...0,2, при повороте
потока в трубе на 90° без закругления 1,5; для вентилей: проход-
ных 4...8, угловых 6;
6) дроссели (поворотные шиберы) и пробковые краны, в зави-
симости от угла поворота <р по отношению к оси потока (канала),
характеризуются значениями £, приведенными в табл. IV.2.
Таблица IV.2. Значение £ для дросселей и пробковых кранов
ф° 5 10 20 30 40 50 60 65 70
Дроссели 0,24 0,52 1,54 3,91 10,8 32,8 118 256 751
Пробковые краны 0,05 0,29 1,56 5,47 17,3 52,6 206 486 —
— 123 —
7) задвижки в круглой трубе диаметром d в зависимости от
высоты поднятия шторки (клинкета) h характеризуются значения-
ми приведенными в табл. IV.<3.
Таблица IV.3. Значения £ для задвижек в круглой трубе
h/d 0,18 0,2 0,22 0,25 о,з 0,35 0,4 0,45 0,5 0,6
d<0,5 м 43 35 28 17 7,9 5,5 4,0 2,9 2,1 1,1
z/> 0,5 м 41,2 35,4 31,3 22,7 И,9 8,6 6,3 4,6 3,3 1,5
§ IV.5. ЗАТРАТЫ ЭНЕРГИИ ПРИ ПРОХОЖДЕНИИ ГАЗОВ
ЧЕРЕЗ ПЫЛЕОСАДИТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ
Потери энергии, возникающие от возмущений запыленного га-
зового потока при прохождении его через пылеосадительные ап-
параты, по физической природе связаны в основном с местными соп-
ротивлениями. Здесь коэффициент сопротивления е зависит от
конструкции пылеосадительных аппаратов. Его находят опытным
путем обычно в виде постоянной величины для аппарата каждого
типа (табл. IV.4). Потерю давления потока в пылеосадительных
аппаратах определяют по уравнению, являющемуся аналогом
уравнения (IV.55) .<
Для центробежных сухих пылеуловителей (циклонов) уравне-
ние потери давления потока имеет вид
о
W2
Др«е^у=й»-2у Yu, (IV.61)
где w, w0; у, у0 и е, е0 — соответственно скорости, удельные веса и коэффици-
енты сопротивления циклонов, отнесенные к площади поперечного сечения вход-
ного отверстия и цилиндрического корпуса единичного циклона или элемента
группового циклона.
При значительной запыленности газов (более 50 г пыли в 1 м3
газов), ее следует учитывать, умножая удельный вес газов на ко-
эффициент (1 + С), где С — концентрация пыли в газах в кг на 1 кг
газов.
Таблица IV.4. Коэффициенты сопротивления циклонов___
Циклоны е Со
Конструкции НИИОГАЗа: ЦН-15 2,98 1С5
ЦН-15у 2,98 НО
ЦН-24 4,8 60
ЦН-11 2,7 180
— 124 —
Продолжение табл. IV.4
Циклоны е £0
Групповой Батарейные с направляющими аппаратами типа: «винт» 1„1 • е 1,1 -во 85
«розетка» «=251* 90
«розетка» а=30° — 65,
Типа Давидсона ЦП 7 иоо
Типа СИОТ конический 4,2 595
Типа ЛИОТ: с раскручивающейся улиткой 2,5 263
без раскручивающейся улитки 2.8 293
Типа Крейзеля 7,5 100
Для центробежных мокрых
пылеуловителей (скрубберов)
потерю давлений потока Др £
подсчитывают по уравнению
(IV.61), применяя другой ко-
эффициент сопротивления,
свойственный скрубберу. Для
скрубберов ВТИ параметр «о,
отнесенный к площади попе-
речного сечения аппарата, за-
висит от его диаметра D и
может быть найден с исполь-
зованием функции eo = f(D),
изображенной на рис. IV.6,а.
Для скрубберов Вентури пара-
метр е относят к площади узко-
го сечения входной разгонной
трубы. Он зависит от соотно-
шения расходов воды и обеспы-
ливаемых газов (kB = GB/Gr,
кг/кг), а также от входной
скорости газов w, согласно
функции e = tJy), показан-
ной на рис. IV.6,6.
В тканевых фильтрах пы-
лезадерживающие функции
выполняют ткани, от структу-
ры которых и от толщины
осаждающегося на их поверх-
fl 0,5 0,6 0,9 7,2 1,5 1,8 2,1 2,4
Рнс. IV.6. Значения коэффициента сопро-
тивления мокрых пылеуловителей и тка-
невых фильтров
а — скрубберы ВТИ; б — скрубберы Венту-
ри; в — тканевые фильтры
— 125 —
ности пылевого слоя зависит потеря давления газов Ар * .
Уравнение имеет вид'
( wn \
д Р* = (8(5 -Ь — Yo ), (IV.62)
где ej и ед — коэффициенты сопротивлений ткаии и пылевого слоя при ско-
рости ш0 и удельном весе уо газов, отнесенных к рабочей площади ткани (см
табл. IV.5).
Таблица IV.5. Коэффициент сопротивления тканей
' Вид и марка ткани Масса 1 м2 ТК '.НИ, кг Толщина тка- ии, мм е J • 10-3
Сукно № 2 (артикул 2Ю), саржа 2X2, шерсть с хлопком 0,41 1,5 300
Нитрон НЦМ, саржа 2X2 с начесом 0,4 1,7 50
Ткань ЦМ (70% шерсти и 30% капро- на) 0,5 2,4 27
Лавсан без начеса 0,45 1,4 170
Лавсан с начесом 0,51 2,2 75
Стеклоткань 0,29 0,2 370
Сопротивление пылевого слоя является главной причиной, вы-
зывающей потерю давления газа в тканевых фильтрах. Коэффи-
циент сопротивления пылевого слоя значительно больше коэффи-
циента сопротивления ткани. На рис. IV.6,6 представлены поля
функции eg=f(kn) для цементной и известковой пыли, где kn —
отношение массы пылевого слоя к массе ткани.
В электрических фильтрах перепад давления газов сравнитель-
но небольшой и в аэродинамических расчетах обычно принимается
равным 150...200 Па. Основным препятствием движению потока,
вызывающим потери энергии, является входная газораспредели-
тельная решетка, которая устанавливается для равномерного рас-
пределения газов по площади поперечного сечения электрофиль-
тра.
§ IV.6. ЗАТРАТЫ ЭНЕРГИИ ПРИ ПРОХОЖДЕНИИ ГАЗОВ
ЧЕРЕЗ ГРАВИТАЦИОННЫЙ И ПСЕВДООЖИЖЕННЫЙ СЛОЙ
МАТЕРИАЛА
При прохождении газов через слой сыпучего материала наблю-
даются аэродинамические закономерности. Газы проходят через
засыпку, состоящую из отдельных твердых частиц. При сравни-
тельно небольшой скорости газа слой материала находится в ста-
бильном состоянии. Подобный режим течения газового потока на-
зывают режимом фильтрации. Потери давления газов при таком,
прохождении ими через слой сыпучего материала подсчитывают
— 126 —
по уравнению, сходственному с уравнением (IV.49) Дарси-Вейс-
баха.
Ф3
(IV.63}
где £о — коэффициент сопротивления слоя при средней скорости гадов и>0 и сред-
нем удельном весе у0 (скорость отнесена к площади сечения слоя, перпендику-
лярной направлению движения газов); Аф и da— толщина слоя материала в на-
правлении движения газов и эквивалентный (средний) диаметр твердых частиц;
ф, ф и п — соответственно пористость слоя, коэффициент формы частиц и число,
найденное опытным путем. .
Удельная поверхность засыпки на единицу массы материала
определяется из геометрического соотношения поверхности и мас-
сы шара со средним диаметром da и плотностью р
,9
nd-3 6
Sg = -
yndb
Параметры da, <р и Т определяют для каждого данного матери-
ала. Эквивалентный (средний) диаметр частиц можно найти из
соотношения
(IV .64}
d, р
d3 =--------------------------------, (IV. 65 )
xs х3 хт
~Г~ + + • —
«1 а2 #3 U/n
где x1+xs+x34-...+xm= 100%—сумма содержания отдельных фракций частиц,
отличающихся друг от друга различными размерами соответственно db d2, de>...
..„dm, текущие значения которых для данной фракции находятся по данным си-
тового анализа
/ 61 62 \
d, =2 ——. , (IV 66}
\ 6, 4- 62 I
где 61 и 62 — размеры отверстий верхнего и нижнего сита.
Пористость слоя материала определяют из соотношения плотно-
сти отдельных частиц материала р и насыпной плотности с учетом:
пустот СЛОЯ рс
Ф=(Р — Рс/р) (IV.67}
Коэффициент формы твердых частиц представляет собой отно-
сительную величину, эталоном которой служит форма шара
где So и »с- соответственно поверхность и объем шарообразной частицы с ди-
аметром ds; S — поверхность рассматриваемой реальной частицы.
Течение газов через слой материала в режиме фильтрации
обычно характеризуют модифицированным числом Рейнольдса,
носящим условный характер
... d3
Re0 — —— (IV.69)
v
- 127 —
где v — коэффициент кинематической вязкости газов. Опытами установлено, что
в большинстве случаев при ResJlO режим течения газа является ламинарным
и показатель степени п в уравнении (IV.63) равен единице. Области течения га-
зов lO<Reo< 100 соответствует переходный режим, при котором п изменяется
в пределах 1<ге<2. При Reo>IOO наблюдается турбулентный режим, при ко-
тором п»2.
Значения параметров ср и ф для каждого материала индивиду
альны. Их принимают в расчетах приближенно в пределах ср = 0,4,...
...,0,5 и ф = 0,65...0,8 с погрешностями до ±30%. Для более точных
расчетов значения коэффициента аэродинамического сопротивления
слоя материала go Qcm. уравнение (IV.63)] отыскивают эксперимен-
тально как функцию числа Reo, в которой учитывается влияние па-
раметров ср и ф. Тогда перепад давления газов в слое материала мо-
жет быть определен по упрощенному уравнению
Ар^= Ь-у- Vo). (IV.70)
Согласно опытным данным, коэффициент g0. связан с модифи-
цированным числом Рейнольдса [см. уравнение (IV.69)] следую-
щим образом:
при ламинарном и переходном режиме (Reo<?100)
Ло= (2 ... 35) 103Re—(IV.71)
при турбулентном режиме (Reo^lOO)
§0 = (0,8 ... 14) 102Re^°’'. (IV.72)
(IV.73)
Обобщающая формула для подсчета этого коэффициента при-
менительно к слою материала из любых кусковых тел неправиль-
ной формы имеет ийд
_ 1’So * * 53 ( 75 15
ср4’2 \ Re + УЁё
Здесь числа Re определяют по режиму течения газов, отнесен
ному к гидравлическому диаметру наиболее узкого промежутка
между кусками материала. Числа Re и R,e0 связаны зависимостью
0,45
Re = Re0
wBd3
v
0,45
(1 —ф) V ф
(IV.74)
(1 — ф) Уф _
Заменив критерий Re на модифицированный Re0 получим
167(1-ф)Уф 22,4 У (1-ф)/ф 1 /IV _
------------- 1------------------1 . (IV. /о)
1,53
£° =
<р
Reo V Re0
В теплообменных аппаратах с кольцеобразным слоем из кус-
ков материала неправильной формы газы проходят через стабиль-
ный слой вдоль радиуса кольца. Для этого случая коэффициент
сопротивления может быть подсчитан по экспериментальной фор-
муле
So « 75/; Gz,
(IV.76)
da
где Gz='Re0Pr ——критерий Грэца.
Цф
— 128 —
Уравнение (IV.70) может быть использовано для определения
перепада давления газа в слоях, состоящих из тел правильной
формы, например из колец Рашига, применяемых в теплообмен-
ных и пылросадительных аппаратах. Коэффициенты сопротивле-
ния засыпки из сухих колец Рашига g и g0, , зависящие соответст-
венно от чисел Рейнольдса Re и Re» согласно опытным данным мо-
гут подсчитываться по формулам:
при 400 < Re < 6000 £ =
go = 13,3
(1 — ф)
Re0
0.375
(IV.77а)
при Re > 6000 g я go ~ IM = const.
(IV.776)
В теплообменных аппаратах-теплоутилизаторах вращающихся
печей кольцевая насадка орошается шламом, представляющим
собой текучую сырьевую смесь. Для этого случая значение коэф-
фициента сопротивления, найденное по уравнению (IV.77), нужно
умножить на коэффициент (1—А)~3, где А — «обмазка» колец
шламом, создающая дополнительное сопротивление для проходя
газов (Л = 0,4...0,8).
При повышенной скорости газового потока, направленного сни-
зу вверх через сыпучий слой, находящийся на решетке, частицы
материала переходят из стабильного в движущееся состояние,
называемое псевдоожиженным (так называемый «кипящий слой»).
Момент псевдоожижения соответствует наступлению равенства
подъемных сил газового потока и направленных вниз сил тяжести
твердых частиц. Состояние равенства характеризутся уравнением
Л р? = ~ = /in (Y —Yr) (1 — фп) »Лф Ус, (IV.78)
ъ а
где G, S — Масса слоя материала и площадь его горизонтального сечения; й.п,
фп—толщина и пористость кипящего слоя1; у, ус, уг — удельные веса твердых
частиц, насыпного, стабильного слоя и газов.
Существование кипящего слоя возможно при определенных со-
отношениях скорости, плотности и вязкости газового потока, плот-
ности и размеров частиц материала. Определйющими критериями,
взаимно заменяющими друг друга, являются:
критерий Федорова
Fe =
(IV.79)
критерий Архимеда
Аг =
£11
V2
(IV.80)
1 При переходе материала из стабильного в псевдоожиженное состояние
объем слоя «разбухает», в связи с чем ha>h^ и фп>ф.
5 Зак. 369
— 129 —
Связь между этими критериями такова:
з ,—
Fe»l,l^Ar. (IV,81)
Неопределяющим критерием, характеризующим скорость псев-
доожижения, является модифицированное число Рейнольдса (см.
уравнение IV.69).
Равномерное псевдоожижение слоя из твердых частиц описыва-
ется критериальными уравнениями, найденными эксперименталь-
но: для ламинарного режима
(Re0sglO), Re0 = 0,004 Fe3^ 0,0053 Ar, (IV.82)
для переходного режима
(10 < Re0 < 500), Reo = O,2Fe } Fe = 0,23 Ar; (IV.83)
для турбулентного режи1ма '
(Re0> 500), Rees0,49Fe j^Fe—0,56 ]/aiVАг . (IV.84)
По этим уравнениям находят средние значения скорости псев-
доожижения о>о Для твердых частиц со средним диаметром [см.
уравнение IV.65)]. Но так как кипящий слой состоит из частиц
разных размеров (d\, di, dz,...dm), то значения а/0 имеют опреде-
ленные границы. Согласно данным производственной практики, их
можно приближенно характеризовать следующими зависимостя-
ми:.
нижнюю, границу, когда слой материала только начинает пере-
ходить из стабильного в псевдоожиженное состояние.
ReMHH =________—________=_______—________
° 1865 + 6,02 Fe /ЙГ 1400 + 5,22VА? ’ (IV.85)
верхнюю границу, когда устойчивость кипящего слоя начинает
нарушаться и мелкие частицы уносятся из слоя газовым потоком
F₽s Аг
Re”aKC =-----------— = ------------. (IV. 86)
25 4- 0,81 Fe /Fe 18 (-0,61/Аг
Чрезмерную сепарацию кипящего слоя с потерей мелких ча-
стиц можно предотвратить нормированием масштаба полидисперс-
ности, характеристикой которого служит параметр
— Т^^макс/^мин > (IV.87)
где й?макс и ймин — диаметры наибольших и наименьших частиц материала.
Данный параметр согласно практическим данным следует огра-
ничивать пределами: для области Reo=^100O
0,825 Fe0115 = 0,835 Ar0'05; (IV.88)
' для области Reo> 1000
lds=l,28Fe°’075 = 1,28 Ar0 025. (IV.89)
— 130 —
Количественные связи па-
раметров кипящего слоя [см.
уравнения (IV.87)...(IV.89)]
графически показаны на рис.
IV.7. По нему видно, что кри-
тические числа Рейнольдса на
верхней границе области ки-
пящего слоя превышают соот-
ветствующие числа, располо-
женные на нижней границе,
примерно на один порядок.
Критический масштаб поли-
дисперсности частиц материа-
ла при ламинарном режиме не
должен превышать 1,5; при
переходном 2 и при турбулент-
ном 2,5.
В реакторах конической
формы (без решеток) возника-
ет кипящий слой особого вида,
который называют «фонтани-
рующим». При этом имеют
место повышенные затраты
энергии вследствие ©бразова-
ния газовых «пузырей», вызы-
Рис. IV.7. Аэродинамика кипящего слоя
вающих выбросы материала в виде «фонтана». По аналогии с
уравнением (IV.78) потерю давления газов в фонтанирующем
слое можно подсчитать по уравнению
Д р£ф = 6/гф (у —уг) (1 — Ф)|яг kh$yc,
(IV.90)
где k — коэффициент повышения затрат энергии, зависящий от толщины, при-
веденной к стабильному слою, и от соотношения площадей нижнего (узкого) и
верхнего (расширенного) сечения слоев. Значения его колеблются в пределах
§ 1V.7. ЗАТРАТЫ ЭНЕРГИИ ПРИ ТРАНСПОРТИРОВАНИИ
ТВЕРДЫХ ЧАСТИЦ В ПОТОКЕ ГАЗОВ
Потоки газов с твердыми или жидкими частицами можно от-
нести к дискретным средам, состоящим из двух фаз, имеющих
развитую поверхность контакта между собой. Такие потоки харак-
теризуются соотношением подъемной силы, создаваемой потоком
газов, и силы тяжести твердых (или жидких) частиц — их разме-
ров, плотности, лобового аэродинамического сопротивления и кон-
центрации в газовой среде. Витание твердых или жидких частиц
в потоке газов может происходить в двух режимах: противотоке
и прямотоке.
Режим противотока наблюдается тогда, когда при сравнитель-
но небольших скоростях газов подъемная сила потока меньше
.5“ Зак 369
— 131 —
силы тяжести витающих частиц, вследствие чего частицы падают
вниз (сепарируют из потока).
Режим прямотока предполагает условие, при котором скорости
газов значительны, и подъемная сила потока больше силы тяжести
частиц, вследствие чего они увлекаются потоком и движутся в од-
ном направлении с движением газов. Такой вид движения назы-
вают пневмотранспортированием.
Граница, разделяющая упомянутые режимы, характеризуется
условиями равновесия (равенства) подъемной силы потока и силы
тяжести отдельно взятой твердой или жидкой частицы (для упро-
щения задачи частица принята шарообразной, а направление по-
тока — снизу вверх). В результате имеем
где d и у — диаметр и удельный вес частицы с учетом ее пористости; % — коэф-
фициент лобового сопротивления частицы при ее относительной скорости (иначе
скорости витания) шв и удельном весе газовой среды уг.
Под скоростью витания следует понимать скорость переме-
щения твердой (жидкой) частицы относительно движущейся га-
зовой среды. Она определяется соотношением двух векторных
величин — абсолютных скоростей движения частицы w и потока
газов цуг- При движении газов снизу вверх в режиме пневмотранс-
портирования скорость витания равна разности скоростей газов и
частицы: о)в=а)г—®>, а в режиме сепарации — равна сумме этих
скоростей: ®в=и>г-]-а>.
Уравнение (IV.91) может быть преобразовано в критериальную
форму
Re2z = Fe8= 1,33 Аг. (IV.92)
В определяющие критерии Fe и Аг [ом. уравнения (IV.79) и
(IV.80) ] входит диаметр частицы d, значение х Зависит От неоп-
ределяющего критерия Рейнольдса^Иев Согласно экспе-
риментальным данным для шарообразных частиц; при ReB^2
x=24/ReB; при 2<ReB<500 x=13/yReB и при ReB^500
х«0,44 = const. Подставив значения х в уравнение (1V.92), полу-
чим расчетные зависимости, характеризующие критическую ско-
рость витания шарообразных частиц, отвечающую условиям
равновесия подъемной силы потока и силы тяжести частицы:
ReBEg2 ReB = 0,0416 Fe3 = 0,0555 Ar; (IV.93)
2 < ReB < 500 ReB^0,181 Fe2 = 0,219 |ZAr2; (IV.94)
ReB > 500 ReB= 1,44 Fe/Fe= 1,67/Аг . 4 (IV.95)
Для условий витания частиц неправильной формы значения х,
зависящие от числа Рейнольдса, определяют экопериментально
Например, для частиц дробленого известняка размером до 10 мм,
витающих в потоке газов, с параметрами 900 <ReB <6000 коэф-
— 132 -
фициент сопротивления x=2,52/Re°^8, а критериальное уравне-
ние, характеризующее критическую скорость витания, имеет вид
ReB = 0,6 Fe1,65 = 0,7 Ar0,55. (IV.96)
На рис. IV.8 в виде кривых графика показаны закономерности
витания в газовом потоке твердых частиц шарообразной и непра-
вильной формы. В практических расчетах значения ReB корректи-
руют с целью обеспечения расчетного запаса, умножая их на коэф-
фициент, равный для режима прямотока (nHeeiMOTpaHcnopTHpoBa-
ния) около 1,5; для режима противотока (сепарация) от 0,5 до 0,8.x
Перепад давления потока газов с витающими в них твердыми
или жидкими частицами подсчитывают при движении
прямолинейных каналах
9
L
= l7Yr(1 + C):
в аппаратах с местными возмущениями потока
о
М = £ ту- Yr (1 +С),
в аппаратах центробежного типа
А Рв — е 2 g Yr (1 + С),
где С — концентрация твердой (жидкой) фазы в газовом потоке
газов.
потока: в-
(IV. 97)
(IV.98)
(IV.99)
в кг на 1 кг
При расчете нагнетательных пневмотранспортирующих устано-
вок выбирают пространственную схему трассы, выражая ее в виде
приведенной длины транспортирования, представляющей сумму
Z.o = Z.+2 /? + 2(IV 100)
где L — общая протяженность прямых участкдв трубопровода (горизонтальных,
вертикальных и наклонных); 1К — влияние одного колена (отвода), представлен-
ное эквивалентной длиной трассы, которая, например, для колена прн повороте
его на 90° в зависимости от отношения радиуса поворота R к диаметру трубо-
провода d составляет:
R/d 10 15 20 25
/к 7 8 ю 12,
I* — влияние одного переключателя (задвижки) (в частности, каждый двуххо-
довый переключатель эквивалентен участку длины трубопровода, равной около
8 м); п н т — соответственно число колен и задвижек в линии трубопровода.
В нагнетательном транспортном трубопроводе изменение ско-
рости воздуха обратно пропорционально изменению его давления,
которое максимально в начале транспортирования и минимально в
— 133 —
Рис. IV.9. Рекомендуемые параметры на-
гнетательных пневмотранспортных устано-
вок
1 — скорость воздуха на выходе из тру-
бопровода; 2 — концентрация твердой
взвеси для винтовых насосов; 3 — концен-
трация твердой взвеси для камерных на-
сосов
. IV.8. Аэродинамика витания твердых
(жидких) частиц в газовой среде
конце. Скорость воздуха на выходе из трубопровода и концентра-
цию перемещаемого материала в расчетах можно принимать по
кривым графика на рис. IV.9. Если давление воздуха в разгрузоч-
ном конце трубопровода близко к атмосферному, то скорость воз-
духа на выходе из него определяют по эмпирической формуле в
м/с
и)т = а Ер + b Lq, (IV. 101)
где р — плотность перемещаемого сыпучего материала в т/м3; а — коэффициент,
учитывающий крупность кусков перемещаемого материала, — его значения рав-
ны:
Размер куска в мм до 1 1...10 10...20 20...40
а 10...16 17... 20 20...22 22...25
b — опытный коэффициент, равный примерно 5-Ю-5.
В зависимости от давления и абсолютной темлературы воздуха
на входе в трубопровод pL и Tlx л ла выходе из него рт и Г*
скорость воздуха на входе в Трубопровод, если диаметр его такой
же, как на выходе, может быть найдена из уравнения
< = (рт/ртвх) (Tjx/TT). (IV. 102)
— 134 —
Соответственно средняя скорость воздуха в трубопроводе с
одинаковым диаметром равна:
1?т = 0,5 шт[14-(рт/р’х) (IV. 103)
По заданной производительности В и концентрации твердой
взвеси С определяют необходимый расход воздуха Вв для работы
пневмотранспчртирующей установки:
Вв = в/с. (IV. 104)
Затем внутренний диаметр трубопровода dT может быть най-
ден из выражения
<£р = 1,1з]/вв/(рвшт), (IV.105)
где рв — средняя плотность воздуха в трубопроводе в кг/м3.
При давлении воздуха на выходе из трубопровода, близком к
атмосферному, плотность его равна рв« 1,293 кг/м3 и уравнение
(IV. 105) преобразуется
яг ]Лвв /шт . (IV. 106)
Перепад давления воздуха (Па) в транспортном трубопроводе
определяют по .уравнению, отражающему законы сопротивления
трения
Apl=(l + C) +
L° (ШТ)2 _в ' (ШТ)2 в
(IV, 107)
где № и ув — общая высота вертикальных участков трубопровода и удель-
ный вес воздуха на них; ув и ув — средние удельные веса воздуха на всей трас-
се и на выходе из трубопровода.
Абсолютное давление воздуха в Па перед входом в транспорт-
ный трубопровод равно:
Рвх = Лр1+Ю5.
(IV. 108)
Нагнетательные пневмотранспортирующие установки применя-
ют также в качестве теплообменных аппаратов. Тогда транспор-
тирование материалов по трубопроводу, выполненному в виде
змеевика, сопровождается нагревом или охлаждением материала,
вследствие обтекания змеевика снаружи потоком греющих или
охлаждающих газов. Коэффициент сопротивления трения змееви-
ка выше такого же параметра прямого трубопровода, вследствие
дополнительного возмущения потока и добавочных затрат энер-
гии. Согласно опытным данным, коэффициент сопротивления
змеевика Хо по сравнению с коэффициентом сопротивления прямой
трубы X больше на величину, зависящую от числа Рейнольдса
wTdT \ .
IRe ==----1и от отношения диаметра трубопровода ат к диаметру
спирали змеевика Do: для ламинарного и переходного режимов
(500i<Re<4000 при -^-=124-120)
— 135 —
0.42
= Х 1 4 0.02 Re0,75 ( — ) • |; (IV. 109)
для турбулентного режима (20- 103<Re<70-103 при -% —
=204-85)
I nn id1 4
Ло = к 1 4- 0,1 Reu’ ,( —- j . (IV НО)
L ' / J
В пневмозмеевиковых теплообменниках изменение температур,
давлений и скоростей потока по длине транспортирования прояв-
ляется в более резкой форме по сравнению с пневмотранспортны-
ми установками. В отдельных случаях такие изменения требуют
применения трубопровода с переменным диаметром по длине.
§ IV.8. ВЕНТИЛЯТОРЫ И ДЫМОСОСЫ
Вентиляторы предназначены для нагнетания воздуха, а дымо-
сосы — для отсасывания дымовых Тазов. Те и другие являются
центробежными компрессорными машинами. Развиваемое ими
давление Р равно разности полных запасов энергии потока на,вы-
ходе из машины Р2 и на входе в нее Pi
P^P^—Pt. (IV. Ill)
В энергетическом балансе (см. уравнение IV.20) можно прене-
бречь в данном случае нивелирной высотой, энергией сжатия и
изменением температуры потока. Тогда параметры Pi и Р2 пред-
ставятся в виде суммы потенциальной и кинетической энергии при
удельном весе у потока:
Pi = Pi + (O'l/Zg) у, (IV. 112а)
Рг = Рг 4- (wl/2g) у. (IV. 1126)
где Pi и р2 — статические давления, a o>i и w2 — скорости потока на входе в
машину и на выходе из нее.
Полное давление, развиваемое вентилятором (дымососом),
будет равно сумме перепадов внутри машины статического и ди-
намического давлений
2 2
/ \ / ‘ V
Р=ЦР2+ ~2gy) V1 + = + Ш’)' (IV-113)
В пересчете на подачу холодного воздуха (у= 11,8 Н на
1 м3) в зависимости от развиваемого давления Р и допускаемой
окружной скорости вращения рабочего колеса и применяют вен-
тиляторы: низкого давления при Р^>1 кПа и и=40... 60 м/с,
среднего давления при 1<Т<3 кПа и «=40...60 м/с, высокого
давления при 3<Р^15 кПа и «=60... 80 м/с. Аналогичные пара-
метры дымососов в пересчете на подачу воздуха, нагретого до
200°С (у=5,4 Н на 1 м3), составляют: 1<Р^4 кПа и « = 30...
...70 м/с. Соотношение скоростей потока а>1 и w2 пропорционально
— 136 —
соотношению площадей входного S и выгодного А отверстий вен-
тилятора (дымососа). Геометрический параметр s—A/S для вен-
тиляторов низкого давления равен 0,65, среднего давления ;— 0,55
и высокого давления — 0,3. Для дымососов с односторонним вса-
сыванием s = 0,35 и двусторонним s=0,45. Для мельничных вен-
тиляторов и трубовоздуходувок $=0,8 ...1,0. Так как Wi=sw2, то
уравнение (IV.113) может быть преобразовано
Р = Ар+(1—s«)o^. (IV.114)
При испытании вентилято-
ра (дымососа) измеряют ста-
тические давления на входе и
выходе pi и р2 и динамическое
'давление pg = (w2/2g)y на вы-
ходе из машины (рис. IV. 10,а).
По результатам измерений с
учетом использования этого ме-
тода, находят фактические зна-
чения параметров: Др = р2—pi,
w2~l/Pg2g/y, секундную пода-
чу воздуха (газов) v=Aw2 и
полное давление Р.
Если при испытании венти-
лятора (дымососа) измерена
потребляемая мощность N
(кВт), тогда его коэффициент
полезного действия можно оп-
ределять по формуле
т) = Pu/lOOOJV. (IV. 115)
Параметры первой машины
у/> Р', N' пересчитывают на
параметры геометрически по-
добной второй машины v", Р",
N" по формулам, в которых
у', у"; п', п"\ D', D" — соответ-
ственно удельные веса газов,
частота вращения и диаметры
ротора
из 345 90
0,8 34 80
37 335 70
0,6 33 60
0,5 325 50 Г
34 0,2 40
0,3 0,15 30
0,2 0,1 20 '''Л'
0,1 0,05 10
305 0,1 0,15 0,2 0.?'
Рис. IV. 10. Безразмерные характеристики вен-
тиляторов (дымососов) и схема измерений пр»
их испытаниях
а — измерения статического и динамического
давления; б — график безразмерных характе-
ристик
у' п' ( D'
у" “ п” \"Б"" / ’
Р' _ Г п' у у' / D' \2
Р" ~ \ п" J ~у"~ ’
_ у' / п' \2 / р' \5
N" — у" \ п" / \ D" ) ‘
(IV. 116)
— 137 —
Таблица IV.6. Паспортные характеристики вентиляторов
и дымососов
Назначение и тип Подачв v в М3/С Полное давле- ние Р в кПа Частота вра- щения п в мин-1 КПД и Температура ТП в °C
Дутьевые вен- тиляторы: ВД-6 1,8 2Д 970 0,67 20
ВД-8. 2,8 1„7 730 0,67 20
' ВД-10 5,6 2,6 730 0,67 20
ВД-12 - V 3,8 730 0,67 20'
В Д-13,5 16,1 4,9 730 0,7 20
В Д-15,5 24,5) 6,5 730 0,68 20
ВДН-14-lly 16,4/12,4 2/1,1 980 0,82 30
ВДН-14-11 22,2/16,8 2,4/1,3 980 0,82 30
ВДН-16-lly 22,9/17,3 2,4/1,4 960/740 0,85 30
ВДН-.16-11 31,2/23,6 2,8/1,6 980/740 0,87 30
ВДН-18-lly 32/23,6 3,6/2,1 980/740 0,82 30
ВДН-18-11 5Q/37,5 3,5/2,1 980/740' 0,83 30
ВДН-19у 27,8 2,4 7351 0,83 30
ВДН-20,5у 33,4 2,6 735 0,84 20'
ВДН-20-lly 66,7/50 4,3/2,4 980/740 0,83 20’
ВДН-22-lly 58,5/4'6,5 32/2,1 740/500 0,82 30
ВДН-24у 55,5 3,8 735 0,83 20
ВДН-24-lly 76,5/61,6 3,9/2,4 740/590 0,85 30
ВДН-25у 61,6 4,2 735, 0,83 20
ВДН-26у 66,6 4,6 7351 0,83 20
ВДН-26-lly 97,3/77,9 4,5/2,9 740/590 0,85 30.
ВДН-28-lly 116,8/94 4,8/3,1 740/590 0,85 30
ВДН-28,6-11у 133,5/105,5 5,5/35 740/590- 0,85 30
— 138 —
Продолжение табл. IV.б
Назначение н тип Подача и в м3/с Полное давле- ние Р в кПа Частота вра- щения п в мин—1 КПД (и) Температура ТП в °C
ВДН-ЗЙБ 132 6,1 730> 0,87 30
ВДН-24Х2- Пу .166,7 3,6 735 0,85i 30
Вентиляторы горячего дутья: ВГД-13,5у 16,5 2,1 9701 0,7 400'
ВГД-15,5у 23,6 2,8 970' 0,7 400
вгд-гоу 40,6 2,7 730. 0,67' 400
Мельничные вентиляторы: BBCM-ly 3,9 5,2 1480: 0,62 80
ВВСМ-2у 9,2 5 ' 980' 0,62 80
ВВСМ-Зу 16,7 4,7 980; 0,62 80
ВМ-40/750- 11У 11,1 3,8 .1480 0,71 400,
ВМ-401/750- 1Б Н,1 7,5 1480 0,7 70
ВМ-50/1000>- .1Б 13,9 10,3. 1480' 0,7, 70i
ВМ-50/1000- 11у 14,9 5,4 1480 0,71 400
ВМ-75/120О- Пу ,12,1 2,8 980 0,71 400
ВМ-75/120Оу 20,8 12,3 1480 0,72 70'
ВМДОО/ /ЮООу 25 9.9 1480 0,69 80
ВМ-100/ /1200у 25 11,5 1480 0,7 80
ВМ-160/ /85|Оу 44,5 8,8 9801 0,72 60
Дымососы: Д-8 I 2,8 1,1 ' 480 0,61 200
— 139 —
Продолжение табл. IV.6
Назначение и тип Подача и в м3/с Полное давле- ние Р в кПа Частота вра- щения п в мнн—1 КПД (п) Температура ТП в’С
д-10 5,6 4,6 730 0,61. 200
Д-12 9,7 2,3 970 0,61 200
Д-13,5 16,1 2,3 970 0ь63 200
Д-15,5 23.3 3,1 970 01,63 U. 200
Д-18 29,2 3,1 730 0,7 200
Д-20 41,6 3,8 730 0,7 200
Д-13,5Х2у 28 3,1 970 ' 0,7 200
Д-15,5'Х2у 29,2 2,3 730 0,7 200
Д-18Х2 50 3,2 730 0,7 200
Д-20.8Х2 68 4 730 0,7 200
Д-21,5Х2у 85 4,6 730 0,7 200
Д-25Х2 ШБ 194,5 3,6 585 0,68 200
ДН-18х2у 66,6 1,5 735 0,85 200
ДН-21Х2у 1 108,5 2 I 735 0,85 200
ДН-2&Х2У 139 3,4 735 0,85 ЮО’
ДО-31,5 ГМ- tn 222 3,4 495 0,85 ЮО
ДО-31,5-Ш 222 3,4 495 . 0,85 100’
В практике расчетов и проектирования для выбора вентилято-
ров (дымососов) применяют график '(см. рис. III.il0,6) с безраз-
мерными характеристиками, подсчитанными по формулам:
(IV.117)
и = и/иА\ Р=Р§/и^у;
N = NIPv, i\ = PvjN.
Для определения расчетным путем разности статических дав-
лений можно использовать зависимости (IV.49), (IV.'56), (IV.61),
(IV.62). Этот параметр следует рассматривать как сумму
Др = Дрк +ДрЕ + Ар£+Др* . (IV. 118)
Расчетные значения Др и v при выборе характеристик венти-
лятора (дымососа) должны быть увеличены на 10% в виде рас-
— 140 —
четного запаса, а мощность электродвигателя на 10 ... 30% по
сравнению с расчетным значением N. Условия, для которых най-
дены значения полного давления Р, должны быть приведены к
паспортным (табл. IV.6), указанным в каталоге вентиляторов (ды-
мососов), по формуле
Ро= Р (7'/Тп)(у0/у)(р/р0), (IV. 119)
где Т, Тп; у, у0, р, Ра—соответственно температуры газов расчетная'и паспорт-
ная, удельные веса газов расчетный и отнесенный к нормальным условиям, ат-
мосферные давления расчетное и приведенное к 105 Па.
§ 1V.9, ОСНОВНЫЕ ЗАКОНЫ ТЕПЛООБМЕНА
Процесс теплообмена состоит в переносе теплоты из одного
пространства в другое или из одного тела в другое и осуществля-
ется по определенным физическим законам. Обычно теплообмен
сопровождается массообменом между взаимодействующими пото-
ками газов и твердого вещества или газов и жидкости. Благодаря
теплообмену создаются рабочие условия для перехода вещества
из одной фазы в другую. Скорость переноса теплоты определяет
собой и скорость массопереноса. Теплообмен может осуществлять-
ся путем теплопроводности (кондукции), конвекции и теплового
излучения.
Теплопроводность — процесс переноса теплоты внутри одного
тела. Теплота переходит из более нагретых частей тела ₽ менее
нагретые. Скорость переноса теплоты за счет теплопроводности
формулируется законом Фурье
к
Q = — S (Ti — Ti) (IV. 120)
s
где Q — количество перенесенной теплоты; X — коэффициент теплопроводности —
количество теплоты, проходящей через единицу площади стенки из однородного
тела на единицу толщины стенки в единицу времени при снижении температуры
этого тела на 1 градус в сторону движения теплоты; s — длина пути переноса
теплоты (толщина стенки); S — площадь поперечного сечения теплового потока
(площадь стенкй); Ту Т2— температура тела (наибольшая и наименьшая); т-—
продолжительность времени переноса теплоты. Отношение Kf'S характеризует теп-
ловую проводимость стеики толщиной s.
Конвекция — процесс переноса теплоты за счет взаимодействия
теплоносителей при движении потоков, когда более нагретые ча-
стицы, соприкасаясь с менее нагретыми, передают им теплоту.
Скорость переноса теплоты конвекцией формулируется законом
Ньютона
Q = aS (Л — Га) т, (IV.121)
где a — коэффициент теплоотдачи-—количество теплоты, проходящей в едини-
цу времени через единицу площади соприкосновения разнородных тел при раз-
ности температур между ними в 1 градус.
Под влиянием теплопроводности и конвекции теплота перено-
сится за счет кинетической энергии молекул при наличии разности
температуры теплоносителей, заполняющих рассматриваемое
пространство.
— 141 -
Тепловое излучение — процесс переноса теплоты, при котором
внутренняя энергия тела переходит в энергию излучения (электро-
магнитные волны). Энергия теряется с поверхности более нагре-
того тела и переносится на поверхность менее нагретого, которое
пересекает пути излучения. Электромагнитные волны распростра-
няются прямолинейно и при поглощении их лучевоопринимающим
телом превращаются во внутреннюю энергию этого тела. В проти-
воположность теплопроводности и конвекции тепловое излучение
не зависит от температуры среды, в которой находятся теплоизлу-
чающие и теплопоглощающие тела1.
Согласно закону сохранения энергии поток излучения, падаю-
щий на поверхность тела, можно разделить на три части в долях
единицы. Одна часть отражается телом, другая А поглощается
им, третья D проходит через него, не претерпевая изменений. Об-
щий поток представляет собой сумму
/? + А + ©=1. (IV.122)
излучения (tR=D= 0), его
поглощающее
его отра-
Если тело поглощает весь поток
называют абсолютно черным. Тело, совершенно не
и не пропускающее через себя этот поток, а полностью
жающее (Л=/>=0), называют зеркальным (абсолютно белым).
Тело, пропускающее через себя весь поток без отражения и погло-
щения (J?=A = O), называют абсолютно прозрачным. Однако в
природе не существует тел с перечисленными однозначными свой-
ствами. Указанная их классификация принята лишь для анализа
теплового излучения. В действительности реальные тела одновре-
менно обладают всеми этими свойствами, в особенности способ-
ностью излучать, поглощать и отражать тепловые лучи, поэтому
их называют серыми телами. Твердые тела излучают, поглощают
и отражают тепловые лучи с волнами любой длины. Трехатомные
газы (СОг, Н^О, SO2 и др.) обладают этими свойствами лишь в
определенных интервалах длин волн. Одно- и двухатомные газы
(кроме СО и НС1) и воздух можно считать лучепрозрачными.
Теплотехнические расчеты печей и аппаратов опираются на
физические законы, формулирующие тепловые излучения. Особен-
но важными для расчетов являются законы Планка, Стефана-
Больцмана и Киргофа.'
Закон Планка устанавливает для абсолютно черного тела
связь между спектральной плотностью излучения 10 в Вт на 1 м3,
температурой излучающего тела Т и длиной тепловых волн X,
направленных перпендикулярно излучающей плоской поверхности
_ 2АСа 1
°~ хв ’ / ftc
U**r-1
(IV. 123)
1 Например, от действия перпендикулярных солнечных лучей поверхность
Земли и ее атмосфера воспринимают тепло в размере около 1330 Вт на 1 м2,
хотя путь лучей проходит через пространство с температурой, близкой к абсо-
лютному нулю.
— 142 —
где С —скорость света в вакууме, равная 3-10® м/с; Л — постоянная Планка,
равная 6,63-10~3‘ Дж/с; k — постоянная Больцмана, равная 1,38-10~23 Дж/К;
е — основание натурального логарифма.
ка
а _ размерная форма; б — безразмер-
ная форма с учетом закона Вина
Закон Планка дополнен законом Ламберта, причем согласно
последнему излучение полусферой, описанной над излучающей по-
верхностью, со всеми возможными углами направления волн в л
раз больше по сравнению с излучением плоской поверхностью.
На графике (рис. IV.11,а)
закон Планка иллюстрируется
изотермами для области тем-
ператур 600... 1400 К. По графи-
ку видно, что интенсивность
излучения при разных темпе-
ратурах максимальна, если
длина волн тепловых лучей
равна 2 мкм. Интенсивность
излучения убывает, если длина
волн становится меньше или
больше 2 мкм. При прочих
равных условиях интенсив-
ность излучения возрастает с
повышением температуры из-
лучателя.
Закон Планка, кроме того,
дополнен законом Вина, кото-
рый определяет максимальное
излучение в зависимости от
произведения IT. С помощью
этого показателя можно полу-
чить другую формулировку
закона Планка: в виде отноше-
ния . текущего значения /0 к
максимальному /Макс, соответ-
ствующему излучению абсо-
лютно черного тела. Закономерность изменения отношения
ДЛмакс показана в виде кривой на рис. IV.11,6. В этой (приведен-
ной) форме закон Планка формулируется как распределение ин-
тенсивности излучения для любых длин волн тепловых лучей и
различных температур излучателя.
Газы и пары отличаются селективным излучением теплоты с
крайне неравномерным распределением интенсивности по спектру.
Имеются участки спектра, где газы и пары совершенно не излу-
чают теплоту, ио есть участки, где излучение достигает интенсив-
ности, свойственной излучению абсолютно черного тела. Наблю-
даются также участки спектра с интенсивностыо излучения, равно-
значной «серому» излучению. Металлы с блестящей поверхностью,
приближающейся по свойствам к зеркальным телам, отличаются
длинноволновым излучением, интенсивность которого пропорцио-
нальна электрическому сопротивлению излучателя и связана более
— 143 —
резкой по сравнению с другими телами зависимостью от темпера-
туры. 1
Закон Стефана-Больцмана найден в результате интегрирования
в пределах от Х=0 до Х = оо уравнения (IV.123), выражающего
закон Планка. Интеграл представляет собой сумму тепловой
энергии, излучаемо^ единицей поверхности абсолютно черного
тела в единицу времени на всех длинах волн спектра при темпе-
ратуре Т. Другими словами, это лучеиспускательная способность
идеализированного тела, которая может быть выражена в Вт на
1 м2:
Х=Х
= У I о d К = о 0
%=0
Т у
100 ) ’
(IV. 124)
где а0 — постоянная для абсолютно черного тела, равная 5,67 Вт/(м2-К4).
Закон Стефана-Больцмана можно применить и к серым телам,
так как их излучение Е на всех длинах волн спектра пропорцио-
нально, но несколько слабее излучения абсолютно черного тела
Ео. Отношение этих параметров — константа, меньшая единицы.
E/E0=s = const, (IV. 125)
где е — коэффициент излучения (черноты) серого тела.
Для серых тел уравнение (IVj124) в Вт на 1 м2 может быть
преобразовано:
Е = еЕ0 = еа0 (Т/100)4. (IV. 126)
В теплотехнических расчетах часто оперируют с газовыми сме-
сями, которые для большей части спектра проницаемы для тепло-
вого излучения (диатермичны). В них излучающими и поглощаю-
щими являются трехатомные компоненты, в основном двуокись
углерода и водяной пар. Онй относятся к серым телам и имеют в
спектре свои полосы селективного излучения и поглощения
(табл. IV.7). ' : „
Таблица IV.7. Селективное излучение трехатомных газов
Двуокись углерода (С02) Водяной пар (Н2О)
„Длина волн Л в мкм Ширина полосы ДХ в мкм Длина волн X в мкм Ширина полосы ДХ в мкм
2,4... 3 0,6 1,7. ..2 0,3
4 ... 4,8 0,8 2,2. ..3 0,8
12,5... 16,5 4 4,8 . . .8,5 3,7
12. ..30 18
Поглощение теплоты газами в отличие от ее поглощения твер-
дыми телами происходит не на поверхности, а в объеме. Оно за-
висит от длины пути луча (толщины газового слоя) S и от числа
молекул, встретившихся на Этом пути, иными словами — от произ-
ведения длины пути на концентрацию трехатомных газов, которая
может быть заменена относительным парциальным давлением р.
Согласно закону Бугера интенсивность излучения Гв после про-
— 144
хождения лучом пути 8 по отношению к интенсивности излучения
[0, существовавшей до вступления луча в газовую среду, определя-
ется зависимостью в Вт на, 1. м3
Is^Ioe-kpS, • (IV. 127)
где k — коэффициент, учитывающий ослабление интенсивности излучения теп-
лопоглощающей газовой средой.
Закон Бугера справедлив при условии, если k зависит только
от длины волн излучения. В приближенных расчетах этот закон
используют для определения поглощательной способности газов
А [см. уравнение (IV.122)], выраженной в безразмерной форме
А = l(/0-/s )//<>] = \-e~kpS «в. (IV. 128)
Определяющими пределами этого уравнения являются 8 = оо,
Л = е=1.
Определение коэффициента излучения е будет наиболее точ-
ным, если длина 8 всех лучей в газовом объеме одинакова и не
зависит от угла падения их на лучевоопринймаемую поверхность.
Такое условие соблюдается, если газовый объем представляет со-
бой полусферу и лучи падают из всех точек ее поверхности под
углом от 0 до 90° на элемент, расположенный в центре. Тогда
длина любого луча равна радиусу полусферы. Для другой формы
газового объема длину луча, эквивалентную полусфере (эквива-
лентную толщину газового слоя), можно вычислить по формуле,
отвечающей указанному условию
S0 = 3V7S, (IV. 129)
где V и S — объем газа и поверхность, описывающая его.
По этой формуле эквивалентная толщина газового слоя для
нижеперечисленных фигур правильной формы будет следующей:
полусфера с радиусом г, 80=3--^—— =.г; цилиндр с диаметром
1/л эт d2 I
d и длиной I, 80=3------— = 0,75а!; шар с диаметром d, So=
л a I
= 3 А? =10,5^; куб с ребром a, 80=3 =0,5а; прямоугольный
nd? 6 а2
канал со сторонами а и b и длиной I, 8й—3 —— =4,5 —')
2 (а -) b) I (а -|- Ь)
канал полукруглого сечения с радиусом свода г и длиной I, 80 =
=3 1/2 лгЧ =t,5r. -
л г I
В расчетах обычно учитывается излучение и поглощение толь-
ко двуокиси углерода и водяного пара, содержащихся в дымовых
газах,. На рис. IV. 12,а,б показан коэффициент излучения (черноты)
в, найденный экспериментально для каждого из этих газов в от-
дельности в виде функции e=f (t р, 8) без учета взаимного влия-
ния их на общее излучение и поглощение теплоты. Кривые гра-
фика показывают, что коэффициент черноты трехатомных газов
обратно пропорционален температуре и прямо пропорционален
приведенной длине луча (рсо2 8 и рн2о 8). Общий коэффициент е
- 145 -
при совместном излучении и поглощении СО2 и Н2О представляет
собой сумму
6 = есо, "Ь Рен,о—(IV. 130)
где в со, и 6 Н,0 “ коэффициенты черноты для СО2 н Н2О при заданных
параметрах t н pS (см. рнс. IV.12); 0 — поправочный коэффициент, учитываю-
щий влияние концентрации водяного пара при данной толщине газового слоя
(см. рис. IV.13, а); Де— дополнительная поправка, учитывающая некоторое
уменьшение общего коэффициента черноты е в результате совместного излучения
и поглощения теплоты трехатомными газами (рис. IV.13,6).
а)
Л
Рве. IV.12. Степень черноты излучающих
газов
а — двуокиси углерода; б — водяного пара
Рис. IV.13. Поправки к степени черноты,
учитывающие влияние концентрации водя-
ного пара п совместного излучения трех-
атомных газов
а — поправочный коэффициент Р; б — до-
полнительная поправка Лц
Изменение температуры газов по толщине слоя от Т\ до Т2
учитывают, определяя среднюю их температуру по формуле
Т = /7\тг2. (IV. 131)
Коэффициент черноты е для запыленных газов находят из урав-
нения (IV. 128). В «его входит коэффициент ослабления интенсив-
ности излучения k, который учитывает поглощение теплоты как
нелучепроэрачными. трехатомными газами, так и находящейся в
гаэо1вом потоке твердой взвесью
k = kr ( Рсо, + Рн,о V kn С, м-1, (IV. 132)
\ Р /
— 146 —
где kT и ka — коэффициенты поглощения теплоты трехатомными газами и пылью
в м-1;Рсо2> РцгО’ Р — парциальные давления двуокиси углерода, водяного
пара и общее давление газового потока; С — мяссовая концентрация пыли в кг
на 1 кг газов.
Коэффициенты теплопоглощения рассчитывают по формулам
в м-1:
0,8+ 1,6 J-JK2
р
k
РСО, + РН2О \ е
------------- О о
р I
(1 — 0,38-10—3 Т); (IV. 133)
0,5 V (Т d3)~2 ,
(IV. 134)
— Черное тело
те-
двумя серыми
Рис. IV.14. К закону Киргофа
а — теплообмен между серым и черным
лом; б — теплообмен между
телами
где Т, d3 и So — средняя абсолютная температура газов, эквивалентный диаметр
частичек пыли в м [см. уравнение (IV.65)] и эквивалентная толщина газового
слоя в м [см. уравнение (IV.129)].
Закон Киргофа устанавли-
вает, что отношение лучеиспу-
скательной способности абсо-
лютно черного тела к его луче-
поглощательной способности
одинаково и для серых тел, оно
зависит только от температу-
ры. Этот закон применим к се-
рым телам для нахождения их
поглощательной способности.
Представим себе две парал-
лельные плоскости, одна из ко-
торых является серым, дру-
гая — черным телом (рис.
IV. 14,а). Они разделены абсо-
лютно лучепрозрачной средой
(или пустотой) и расположены
настолько близко друг от дру-
га,, что рассеивания лучей не
происходит. Если температура
серого тела Т выше темпера-
туры То абсолютно черного те-
ла, с поверхности серого тела
излучается теплота в количе-
стве Е [см. уравнение
(IV.126)], которое полностью
поглощается
черного тела,
уравнение (IV.122)]. Но абсолютно
свойством независимого излучения количества теплоты Ео при
температуре То [см. уравнение (IV. 124)]. Часть его поглощается
поверхностью серого тела, для которого 1 >Л >0. Таким образом
серое тело излучает теплоту в количестве Е, а поглощает 7д =
=АЕо', разница в Вт/м2 составляет:
поверхностью
Его поглощательная способность
черное тело
4 = 1 [см.
обладает
при
— 147 —
Ча—q — E — qA = — AE0. (IV. 135)
Перенос теплоты возможен лишь при наличии разности темпе-
ратур, которая со временем уменьшается (Т-+То) и соответствен-
но затукает интенсивность излучения (^л-а-**0 и Е^АЕо). При
выравнивании температур наступает тепловое равновесие
<М-о=0. Поглощательную способность серого тела можно по
аналогии с уравнением (IV.125) выразить
А = Е/Ео = е = const. (IV. 136)
Итак, коэффициенты поглощения А и излучения е серого тела,
будучи разными понятиями, при тепловом равновесии численно
равны. Рассмотрим две параллельные плоскости, относящиеся к
серому телу (рис. IV. 14,6). Одна из них нагрета до более высокой
температуры а другая — до менее высокой Т2. Более нагретая
плоскость излучает теплоту в количестве Е\, а менее нагретая —
поглощает его в количестве А2Ех и одновременно отражает
()—Л2)Еь Из общего количества отраженной теплоты более
нагретая плоскость поглощает только часть теплоты, равную
/.i(l—Д2)ЕЬ а остальную часть, равную (1—Д0 (1—A2)Ei, она
вновь отражает на менее нагретую плоскость. Последняя погло-
щает вторичное тепловое излучение в количестве А2(1—A)X
Х(1—A^Ei и вторично отражает (1—А) (1—Л2)2ХЕ1 и т. д. Име-
ет место затухающий ряд из суммы убывающего количества излуче-
ния и поглощения теплоты. Менее нагретая плоскость из общего
количества теплоты, получаемой от более нагретой плоскости,
усваивает qA2 — (Лг£'1)/(1—р) и теряет за счет собственного излу-
чения qAi=AxE2l(1 — р). Здесь Е2 — теплота излучения менее
нагретой плоскостью. Сумма членов затухающего ряда равна
р='(1—А) (1—Л2)<?1. Ее можно представить также в виде
(1—р) = Д2~М1—А2Ль Количество теплоты, приобретенной менее
нагретой плоскостью, составляет в Вт/м2:
41-2 = 4л, - 4л, =---(1-р)— (lv •137)
По закону Стефана-Больцмана [см. уравнение (IV.124)] при
равенстве Xi=ei и А2=е2 по уравнению (IV.136) количество
теплоты, излучаемой более нагретой плоскостью
Ei = А1СТ0 (Т1/100)* = ег а0 (Л/100)4; (IV 138)
менее нагретой плоскостью (обратное излучение)
Е2-А2а0 (Г2/ЮО)« = е2ао (Г2/100)‘. (IV. 139)
Подставив в уравнение (IV. 137) значения Et и Е2, получим ко-
личество теплоты, приобретенной менее нагретой плоскостью в
зависимости от коэффициента излучения и температур
1 17 Л V ( Т2 Ml 1
<?1~2 - / 1 1 \ СТ° [\ 160 ) \ 100 ) J - / 1 ~Т~ ст°Х
U + A U + /
КТ1 v I Т2 VI Г/ Л V / Г2 VI
100 ) ~\ 100 ) J= е° ст° [( 100 ) “ ( 100 ) J ’ (IV-140)
— 148 —
1
где е0 = —---------------—приведенный коэффициент излучения теплооб-
( "l" ~ 1)
\ Bi е2 )
менивающихся серых тел, для каждого из которых действительный коэффициент
излучения равен соответственно и е2.
Уравнение (IV.140), объединяющее законы Стефана-Больцма-
на и Киргофа, можно принять и для случая теплообмена между
газами и стенкой, но несколько в иной форме. Менее нагретая
поверхность стенки с температурой Тс воспринимает теплоту от
более нагретых омывающих ее газов с температурой Тг. Приняв
те же допущения, что и при выводе уравнения (IV.140), получим
балансовое количество теплоты, приобретенной от газов на едини-
цу поверхности стенки
?г_с =е„ао|ег(Тг/1ОО)4-Дг(Тс/1ОО)Н, (IV.141)
где ео — приведенный коэффициент излучения стенкн, который связан с дейст-
вительным коэффициентом излучения бс зависимостью ео=О,5(ес+'1); ®г — ко-
эффициент излучения (черноты) газов при температуре газов Тт. Он подсчиты-
вается для незапыленных газов по уравнению (IV.130), а для запыленных —
по (IV. 128); Ат — коэффициент поглощения газов, отнесенный к температуре
пенки Те: для незапыленных - газов — по видоизмененному уравнению
(IV.130) и графику на рис. IV.12..
Л = еСо2 (Т'г/Т’с)°-65 + Рен2о - Де; (IV-142>
для запыленных газов — по видоизмененному уравнению (IV. 128)
Аг « е (7’Г/7’С)О,6. (IV.143)
• Закон Киргофа в сочетании с законом Планка имеет важное
значение для исследований излучения светящегося топливного
факела. Он применим как для суммарного излучения, так и для
любого интервала длины волн лучей, их направлений и степени
поляризации. Газообразное топливо дает голубоватое прозрачное
свечение пламени. Максимальное свечение и излучение теплоты
происходит при нахождении в пламени топливного факела части-
чек углерода, что характерно для сжигания твердого и жидкого
топлива. По аналогии с уравнением (IV.141) балансовое количе-
ство теплоты от топливного факела с температурой Тф и единицей
поверхности стенки с температурой Тс приближенно составляет:
<?ф_с = в» 6Фа0 [ (Тф/100)« - (Тс/IGO)*], (IV. 144)
где е0 — приведенный коэффициент излучения стенки [см. уравнение (IV. 141)]
и еф — коэффициент излучения (степень черноты) факела, который для бееконеч-
ной его толщины равен: несветящегося пламени — 0,4; светящегося пламени при
сжигании: антрацитовой пыли—0,45, коксующегося угля — 0,6, газового, бу-
рого углей и торфа — 0,7, мазута — 0,85.
Эффективную температуру факела подсчитывают по формуле
Тф = У7\7\ (IV. 145)
где Тя и Тк — абсолютные температуры в начале и в конце топливного факела.
В печах и аппаратах для производства вяжущих материалов
наблюдается совместное действие теплового излучения, конвекции
и теплопроводности. Поток греющих газов в той или иной степени
является лучепроницаемой средой. Указанные три формы тепло-
— 149 —
обмена, различные по своей природе, рассматриваются как одно-
временно действующие независимо друг от друга. Суммарный
теплообмен характеризуется интегральной формулой
q=[k&TdS, (IV.146)
5
где dS — элемент поверхности нагрева (ее дифференциал); Д7'= —Т2—
разность температур греющей среды и нагреваемого тела; k — общий коэффи-
циент теплопередачи, отнесенный к элементу поверхности нагрева.
Чтобы определить по одной расчетной формуле количество
теплоты, передаваемой одновременно путем излучения и конвек-
ции, применяют два коэффициента теплоотдачи с одинаковыми
единицами измерения: коэффициент лучеиспускания ал и коэффи-
циент конвекции ак, так что общий коэффициент теплоотдачи
представляет собой сумму
а = ал + «к- (IV. 147)
Исторически сложилось, что единицу измерения коэффициен-
тов ал и ак принимают в обобщенном виде а применительно к кон-
векции теплоты согласно закону Ньютона [см. уравнение
(IV.121)]. При этом общее количество теплоты, передаваемой
лучеиспусканием и конвекцией на поверхность S составляет:
<?лк = (ал + “к) S (Л -Т2) = а S Д Т. (IV. 148)
При температурах греющей среды Т\ и поверхности нагреваемо-
го тела Т2, а также в соответствии с законами Стефана-Больцма-
на и Киргофа [см. уравнение (IV. 141), (IV.142),(IV.144)]
коэффициент лучеиспускания равен:
а.-..». ^'<”>‘-^’<”>‘1 .(77100)". (IV. 149)
U1 — 7 2)
где ео — приведенный коэффициент излучения [см. уравнения (IV. 140, IV.141)];
7=УТ|72 — средняя абсолютная температура.
Значение коэффициента теплоотдачи конвекцией ак зависит от
физических свойств и режима течения греющего потока, обтекаю-
щего тепловоспринимающую поверхность. Этот параметр обычно
находят экспериментальным путем для конкретных условий тепло-
обмена и полученные зависимости выражают в критериальной
форме. Коэффициент теплопроводности X, входящий в описание
переноса теплоты теплопроводностью по закону Фурье [см. урав-
нение (IV.T20) ] представляет собой константу для каждого данно-
го тела. Тепловой поток через стенку движется сначала от греющих
газов на плоскость стенки, на которой общий коэффициент тепло-
отдачи лучеиспусканием и конвекцией равен щ, затем — через
стенку толщиной S с коэффициентом теплопроводности X и, нако-
нец, — от внешней плоскости стенки в окружающую среду с
коэффициентом теплоотдачи аг- При этом общий коэффици-
ент теплопередачи k, входящий в уравнение (IV. 146), находится в
следующей зависимости от перечисленных параметров: для плос-
кой однослойной стенки
— 150 —
1
й =-----------------------
(1/щ) + (S/Ь) + (1/02)
для плоской многослойной стенки
k =-----------; (IV. 151)
(1/0!) +2 (Sz/M + (l/«2)
J=1
для цилиндрической однослойной стенки
k =-------------------*-------------------; (IV. 152)
(l/a1D1) + (l/2X)ln(Ds/D1) + (l/asDs) k ’
для цилиндрической многослойной стенки
k =-----------—----------5, (IV. 153)
(1/aj Do) +2 (1/2М In (Dz+1/Dz) + (l/agD„)
»=1
где D] и D2 — внутренний и наружный диаметры однослойной стенки; Dt и D„ —
внутренний и наружный диаметры многослойной стенкн; D< н D<+1—внутрен-
ний и наружный диаметры каждого текущего слоя; п — количество слоев в стен-
ке, выполненных из разнородных материалов.
§ IV.10. КРИТЕРИИ ТЕПЛОВОГО ПОДОБИЯ
Аналогично критериям аэро- и гидродинамики (см. § IV.2),
критерии теплового подобия должны удовлетворять условиям од-
нозначности. Из описанных выше законов переноса теплоты за
счет конвекции и теплопроводности выведено четыре основных
критерия подобия, в которые входит семь физических величин:
скорость w, температуропроводность а, теплопроводность %, кине-
матическая вязкость v движущейся среды, коэффициент теплоот-
дачи а, характерный геометрический размер I, а для нестационар-
ного теплового режима, кроме того, и время переноса теплоты т.
Методы теплотехнических расчетов печей и аппаратов с приме-
нением критериальных уравнений получены различными исследо-
вателями при изучении переноса теплоты в условиях, сходствен-
ных с рассматриваемыми, но непосредственные исследования теп-
лотехнического оборудования в производстве вяжущих материа-
лов дают экспериментальный материал в объеме, пока недостаточ-
ном для точных расчетов.
Учитывая сказанное, в некоторые расчетные формулы введен
коэффициент запаса, принимаемый в пределах 1/2... 1,4. По мере
дальнейшего накопления экспериментальных данных станет воз-
можным вносить уточнения в методы расчетов.
'Применяются следующие критерии подобия:
Критерий Пекле (Ре) характеризует тепловое подобие. Он най-
ден для одной оси х с использованием масштабных множителей
iw=wl/w2, it = ti^tSy ia=a1/a2, iz=/i/^> в результате чего получены
комплексы подобия
— 151 -
(iw hlh) W (dt/dx) = (ta ifli2^ a (d2 t/dx2).
(IV. 154)
Откуда
lw ‘tlh = la »>/‘р
. ... и>1 й I «1 .
'w l[!la — i I — 1’
W2 ‘2 I a2
Ш1 /1 w2 /2
--------------- = idem
a2
Pe
w I
a
(IV. 155)
Я1
Критерий Нуссельта (Nu) характеризует связь между интенсив-
ностью теплоотдачи и температурным полем в пограничном слое
потока. Он найден с использованием масштабных множителей
~ ^1/^2> if — 6/^2, — И1/И2 И
ii = l\lli, в результате чего получены комплексы подобия:
i\ i. . dt
i it a (/x — /2) = — .
ii dx
(IV. 156)
Откуда
* <x * < = * * -
. . ,. «1 li I Xi .
'T T"=1
«2 *2 / л2
ai li a2 /2
~v— = = ldem
M /-2
a I
Nu в—-
h
(IV. 157)
Критерий Прандтля (Рг) представляет собой меру подобия
температурных и скоростных полей в потоке. При Pr=l grad р =
—О, следовательно, поля температур и скоростей течения точно
подобны друг другу. Критерий Рг найден по сочетанию критериев
Ре и Re в виде Рг ==Pe/Re
’ wlla
Рг =---L—sv/a, (IV. 158)
w l/v
где v, a — соответственно коэффициенты кинематической вязкости и температу-
ропроводности.
В теплотехнических расчетах применяют также сочетание кри-
териев Nu, Re и Рг, которое носит название критерия Стентона
(St), определяемого как отношение интенсивности теплоотдачи к
количеству теплоты.
__ Nu ______ a //X____________a a
RePr (w//v)(v/a) i.w '
(IV. 159)
Критерий Фурье (Fo) характеризует связь между скоростью
изменения температурного поля, физическими свойствами и раз-
мерами тела. Он найден для одной оси х.
dt/dx = a (d2 t/d х2)
(IV. 160)
с использованием масштабных множителей: it = tilt2, ia=&i[o-2, k=
=A/fe> k=Ti/T2, в результате получены комплексы подобия
— 152 —
(^/4) (d t/d т) = (ia <;/«;) a (d2 t/d x2).
(IV. 161)
Откуда
t
,'2
| /2
,-2 “1 Т1 1
1,1, = -------- ----- ------ = 1
Cl t' I п ,9
а2 Т2 /-
Щ Т!//] = а2 т2//| = idem
ат
Fo = -----
I2
(IV. 162)
связи не
Критерии теплового подобия имеют количественные
только между собой, но также с критериями аэро- и гидродинами-
ки. Характер температурного поля и интенсивность переноса теп-
лоты зависят также от конфигурации и геометрических соотноше-
ний рабочего пространства теплообмена [см. уравнение (IV.37)].
Для печей и аппаратов в[производстве вяжущих материалов, рабо-
тающих в стационарном, режиме при вынужденном движении пото-
ка, коэффициент теплоотдачи определяют из критериальных урав-
нений
, / L \d
Nu = a-Re*-Prc ( I
(IV. 163a)
' I „ „ / L\d
а = — a-Re*;Prc I — I ,
где a.,d — экспериментально найденные постоянные числа.
Внутри маёсы твердого тела распределение температур связано
с условиями теплоотдачи на его поверхности, которые характеризу-
ются критерием краевого подобия, носящим название критерия Био
(Bi):
(IV. 1636)
Bi s a l/k,
где X — коэффициент теплопроводности твердого тела.
(IV. 164)
§ IV.11. ТЕМПЕРАТУРНЫЙ НАПОР
Температурным напором называют среднюю разность темпера-
тур между телами, отдающими и воспринимающими теплоту, без
чего тепловой поток невозможен. Существует три основных вида
температурного напора в зависимости от выбранной схемы переме-
щения теплоносителей: прямоток (рис. IV. 15,а), противоток (рис.
IV.15,6), перекрестный ток (рис. IV.15,e). На графике показан ха-
рактер изменения температур теплоносителей при прямотоке (рис.
IV. 15,г) и при противотоке (рис. IV. 15,д), где t \ и t\—началь-
ная и конечная температуры теплоотдающего, а t? и —теп-
лово1опри.нимающего тела.
Резкость изменения указанных температур (иначе угловых коэф-
фициентов кривых графика) зависит от значений так называемых
водяных эквивалентов тел, участвующих в теплообмене — произве-
дения их расхода на теплоемкость. Температура тела, у которого
водяной эквивалент меньше, изменяется более резко, чем темпера-
тура тела, имеющего больший водяной эквивалент. Отношение пе-
- 153 —
Рис. IV.15. Схемы теплообмена и темпе-
ратурный напор
а — прямоток; б — противоток; в — одно-
кратно-перекрестный ток; г — температур-
ный напор при прямотоке; д — темпера-
турный напор прн противотоке
Рис. IV.16. Зависимость поправочного ко-
эффициента ф от вспомогательных пара-
метров Р и R для теплообменных аппара-
тов
а — с перекрестным током; б — с последо-
вательно-смешанным током; 1 — одно-
кратно-перекрестный ток: 2 — двухкрат-
но-перекрестный ток; 3 — трехкратно-пере-
крестный ток; 4 — четырехкратно-пере-
крестный ток
репадов температуры массы двух тел, участвующих в теплообме-
не, t\ —1\ =Д0] и t2 —/2=А02 обратно пропорционально отноше-
нию водяных эквивалентов и W2
Возвращаясь к температурному напору,
страненную формулу для схемы прямотока
Д /1 — Д 1%
&t = —1——- .
(IV. 165)
приведем его распро-
и противотока
(IV. 166)
температурные напоры.
где Дб и Д/2 — соответственно больший и меньший
Если Л(2/АЛ^1,7, то уравнение (IV.166) с погрешностью не
более 2% можно применять в упрощенном виде: Д/ = 0,5(Л/1-|-Д/’2).
Для схем перемещения теплоносителей, отличающихся от прямо-
тока и противотока, значения Дф, полученные по уравнению -(IV.
166), следует умножать на коэффициент ф, представляющий собой
функцию вспомогательных параметров
P=[(4'-/;)/(/;-yi,
(IV. 167)
(IV. 168)
— 154 —
Для перекрестного тока подразумевается, что масса каждого
теплоносителя перемешивается только между ступенями, а в пре-
делах хода (ступени) не перемешивается. Тогда значения ф нахо-
дят по графику на рис. IV. 16,а (показаны пунктирной линией).
При перекрестном токе с числом ступеней более двух значения ф
близки к единице и их в уравнение (IV. 166) можно не вводить.
Применяются также теплообменники со смешанным (прямоточ-
но-противоточным) током, для которых при определении значений
ф кроме вспомогательных параметров р и R следует учитывать па-
раметр С —отношение поверхности нагрева с прямотоком Sn к об-
щей поверхности нагрева S (см. рис/ III. 16,6)
C = Sn/S. (IV.169)
Приведенные формулы температурного напора справедливы,
когда водяные эквиваленты обоих тел, участвующих в теплообме-
не, и коэффициент теплопередачи в течение рассматриваемого про-
цесса постоянны. Если имеются значительные отклонения от этого
условия, тогда расчет печи или аппарата ведут по участкам, для
которых водяные эквиваленты и коэффициент теплопередачи мож-
но принять постоянными. Когда коэффициент теплопередачи ли-
нейно зависит от температуры, уравнения теплообмена (IV. 146) и
температурного напора (IV. 166) можно объединить в одну формулу
Л 6 — kl Д ^2
fe2 Л/]
1п - ----
ki Д ^2
где ki и — коэффициенты теплопередачи, соответственно относящиеся к тем-
пературным вапорам Д/1 и Д/2-
(IV. 170)
§ IV.12. ТЕПЛООБМЕН ВО ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧАХ
С ПЕРЕСЫПАЮЩИМСЯ СЛОЕМ МАТЕРИАЛА
В свободном, не занятом обжигаемым материалом, пространст-
ве цилиндрических вращающихся печей греющие газы движутся
навстречу движению материала от разгрузочного конца к загру-
зочному. Газами обогревается открытая поверхность слоя матери-
ала и цилиндрической стенки печи по схеме противотока в стаци-
онарном тепловом режиме.
Рабочее пространство вращающихся печей по ходу обжш^ного
процесса можно разделить на три зоны:
а) реакционную высокотемпературную зону, расположенную в
средней части печи, ближе к ее разгрузочному концу. Здесь сжига-
ется топливо и завершается обжиговый процесс;
б) подготовительную низкотемпературную зону, находящуюся
со стороны загрузочного конца. Она обычно заполнена навеской
цепей для ускорения подогрева материала и удаленья из него фи-
зической влаги;
в ) рекуперативную послеобжиговую зону, расположенную со
стороны разгрузочного конца печи. Здесь продукт обжига охлаж-
— 155 —
дается воздухом, подводимым к очагу горения топливного факела.
Тепловые потоки. В реакционной зоне теплообмен происходит в
результате совместного действия теплового излучения и конвекции
[см. уравнение (IV.148)]. При стационарном тепловом режиме
мощность тепловых потоков, действующих на участке печи длиной
в 1 м (кВт/м), представляет собой сумму
_Л.К _ИЗЛ I _ИЗЛ I „К I _К /т\/ 1714
Я г =?г_м + дг-ст + б?г-м + ‘?г-ст> (IV. 171)
где q и q — мощности потоков теплового излучения на от-
крытые поверхности слоя материала и стеиок печи (футеровки); q~_м »
<? г _ст—мощности соответствующих конвективных тепловых потоков.
Футеровка печи, обладающая свойствами «серого» тела, вы-
полняет роль регенератора теплоты. Направленные от газов теп-
ловые потоки в результате ее собственного излучения отражаются
на менее нагретую открытую поверхность слоя материала, а опре-
деленное количество теплоты поглощается самой футеровкой [см.
уравнение (IV.137)]. В результате вращения печи часть теплоты,
поглощенной футеровкой, передается материалу за счет непосред-
ственного соприкосновения более нагретой футеровки с менее на-
гретым материалом. Другая часть теплоты теряется через корпус
печи в окружающую среду. Таким образом мощность тепловых по-
токов, направленных в слой материала в реакционной зоне на уча-
стке печи длиной в 1 м (кВт/м), составляет:
<р = <7r-M + С-м + <7г-м + <£т-м> (IV. 172)
где ?ст—м и 4 ст—м—мощности потоков от футеровки в слой материала
за счет теплового излучения и теплопроводности при непосредственном их со-
прикосновении.
При стационарном тепловом режиме потери теплоты через кор-
пус печи в окружающую среду постоянны (<7o.c=const) и согласно,
закону сохранения энергии: <?г-ст +Q?-CT ='9?t-m'+iQг-ст +<?0.с •
Поэтому уравнение (IV.172) может быть преобразовано
^м.р ?Г ^О.С Яг—М 4” Яг—ст 4“ ^Г—М 4“ qr—СТ ^О.С* (IV. 173)
где q0.c —мощность теплового потока от корпуса печи в окружающую среду.
В подготовительной зоне характер тепловых потоков иной по
сравнению с их характером в реакционной зоне. Вследствие срав-
нительно низкой температуры и загроможденное™ цепями рабоче-
го пространства этой зоны интенсивность теплового излучения в
ней меньше во много раз, а количество теплоты, передаваемой из-
лучением, пренебрежимо мало. Влияние футеровки на регенера-
цию теплоты в этой зоне тоже ничтожно. Можно допустите, что й
условиях стационарного режима теплота воспринимается цепями
от газов за счет конвективного теплообмена, затем она целиком
переходит в материал, а теплота, аккумулируемая футеровкой, те-
ряется через корпус печи в окружающую среду. Тогда конвектив-
ные тепловые потоки, направленные в слой материала в подгото-
вительной зоне на участке печи длиной вД м (кВт/м), можно пред-
156 —
ставить в виде суммы
^.ц = 9г-ц + ?г-м. (1V.174>
где д г—ц — мощность конвективного теплового потока от газов к цепям.
/В рекуперативной зоне, находящейся вблизи от топливного фа-
кела, имеет место тепловое излучение на открытую поверхность
футеровки от более нагретого слоя материала и топливного факела
(вдоль печи) через запыленное воздушное пространство [см. урав-
нения (IV. 141) и (IV.144)]. Наблюдается также конвективный
теплообмен между слоем материала и футеровкой — с одной сто-
роны и протекающим потоком воздуха—с другой. Соприкоснове-
ние между собой закрытых поверхностей слоя материала и футе-
ровки вызывает кондукцию теплоты к футеровке. Приняв в каче-
стве допущения, что теплота, воспринимаемая футеровкой, -затем
передается воздуху и частично теряется, проходя через корпус пе-
чи в окружающую среду, получим уравнение конвективных тепло-
вых потоков, направленных в воздушное пространство в рекупе-
ративной зоне на участке печи длиной в 1 м (кВт/м)
Й.о = ^-в + ^-в + ?о.С. (IV 175)
где д ст—в’ <7м—в и — мощность тепловых потоков от футеровки и от
слоя материала в воздушное пространство и теплового потока от корпуса печи
в окружающую среду;
Все потоки теплоты направлены от газов на открытые поверх-
ности слоя материала и футеровки. На участке печи длиной 1 м
значения этих площадей зависят от внутреннего диаметра печи D
и центрального угла гр сегментного поперечного сечения слоя. Теп-
лоьоспринимающая площадь, (м2/м), слоя материала равна SM=
= D sincp/2, а футеровки SCT=JtU-sin[l—(кр/360)].
Тепловое излучение. Мощность тепловых потоков за счет излу-
чения теплоты в реакционной зоне составляет (в кВт/м):
а) на участке зоны, где. расположен топливный факел [см.
уравнение (IV. 144)|]|
tf-м = ем 6ф I (ТфЛ00)4 - (Гм/ ЮО)4] D sin ф/2; (IV. 176>
<7г-ст = ест еф <j0 [ (Тф/100)4 - (Гст/ЮО)4] л D sin [ 1 — (<р/360) ]: (IV. 177}
б) на остальной части длины зоны [см. уравнение (IV. 149)]
IT \з
^M = O.O4er,M<io(_T£^) А/г м Osin ф/2; (IV. 178)
9“1лст = 0,04ег са0('2^£)3Д/г ' (IV.179)
где 8ф, ем, е0 — коэффициенты черноты: топливного факела [см. уравнение
(IV. 144)], материала и футеровки [см. уравнение (IV.141)]; вг.м и ег.с—при-
веденные коэффициенты черноты газов при излучении: газы—материал и га-
зы— футеровка; Т$, Тм и Тст — абсолютные температуры пламени топливного
факела и тепловосприиимающих'площадей материала и футеровки; 7'г.м и Тг.с—
приведенные абсолютные температуры газов при излучении; газы — материал и
газы — футеровка; Д/г.м и Д/Г.с — средние разности температур (температурный
напор); газы — материал и газы — футеровка.
— 157 -
Угол ф изменяется от 90 до 110°, поэтому SM«0,76Z) и SCT~
«2,27£>. Коэффициент черноты слоя материала и футеровки при-
ближенно равен ем~ест = 0,5-(0,7+1) =0,85. Приведенный ко-
эффициент черноты газов составляет: егм«егс= 1/f—+~—1) =
\ е 0,7 J
= е/( 1+0,43 е), где е — коэффициент черноты газов. Температуру
открытой поверхности слоя материала можно выразить через сред-
нюю температуру слоя приняв коэффициент неравномерности
температурного поля в слое 0,9—0,92, тогда Тм»!,! Т’м.с-
Температура открытой поверхности футеровки ТС1: является про-
межуточной между температурами газов Тг и слоя материала Тм.с
и ее можно выразить: ТСТ ~ 1 j 05 У ТУ Т’м.с- Приведенные температу-
ры газов можно представить как средние между ТУ и Т’м.с, а также
ТУ и Тот; ТУ.М« 1,05 УТ; Т’м.с и 1,02уТг Тст, И, наконец, темпе-
ратурные напоры представляют собой разности: Л/'г.м=7’г—1,1 X
X Т’м.с и Л/г.с = 7’г—1,05 УТг Т’м.с- Постоянная Стефана-Больцмана
для данного случая <То=5,67-10-3 кВт/(м2-К4).
Перечисленные допущения и усреднения значительно облегча-
ют расчеты. При этом, согласно закону распределения ошибок Га-
усса. наибольшая погрешность расчетов по указанным уравнениям
не выйдет за пределы +10%. Эти уравнения преобразуются в уп-
рощенный вид с меньшим числом переменных (в кВт/м).
В результате получаем: для части реакционной зоны, где рас-
положен топливный факел [см. уравнения (IV.176) и /IV. 177)]
<?ф л = + & = 0.015 Ю0)4 - 0,38 [ (Ти.с/100)‘ +
+ 2,5 (у/~Тг Тм с/100)4)]-, (IV.180)
для остальной части зоны [см. уравнения (IV.178) и (IV.179)]
./ е х Г/ 1,05 у TrTMCV
<?Г = ^-м + ‘?г-ст=°,176-10_3 \ 1 +0,438 ) IA 100 /
X (Тг- 1,1тмс)+з| Г 1,021/" 7r/TV гм.с < 100 / х
х (Тг-1,05/ТгТмс)]. (IV. 181)
В рекуперативной зоне коэффициент черноты материала
и стенки меньше, чем в реакционной, — он равен ем~еСт~0,74;
температуры поверхности излучающего слоя материала и лучевос-
принимающей стенки составляют: Т’м=Т’м.с:1, 1~0,91Гм.с и ТУт= '
= 0,95 УТ’м.с Тв, где Тв— средняя абсолютная температура возду-
ха. При этих условиях мощность теплового потока за счет излуче-
ния слоя материала может быть представлена уравнением -в
кВт/м
9"зл = 0,32-10_2 D
0,91Гмсу
100 /
(IV. 182)
— 158 —
Конвекция тепла. Потоки теплоты описываются критериальны-
ми уравнениями, полученными экспериментально [см. уравнение
(IV.163) ]. Аналогом служит турбулентный неизотермический по-
ток газов в трубах. Следует учитывать неравномерность темпера-
турного поля в поперечном сечении потока. Для расчета теплоот-
дачи в широкой области (Re=7-103...2- 10е) рекомендованы крите-
риальные уравнения, отражающие течение турбулентного потока
в прямой круглой трубе:
для иагрева стенки!
Nu = 0,023 Re0,8 Рг0,4 fl ,27 — 0,27 , (IV. 183)
\ Тг j
для охлаждения стенки
П о n . I Т „ \0.65
Nu = 0,023 Re0-8 Рг0’4—5-1 (IV. 184)
\ Т'ст Г
В соответствии с этими уравнениями мощность конвективных
потоков теплоты составляет в кВт/м (здесь X в кВт/м-град):
а) в реакционной зоне
в* м = 0,023 X Re0,8 Рг0-4 ^1,27 — 0,27 у- j A tru sin q>/2; (IV.185)
= 0,023 X Re0-8 Pr°-4 (1,27 — 0,27 —) А /гс л (1 — -^-1 ; (IV.186)
\ Tr J \ 360 /
б) в рекуперативной зоне
<£-в = 0,023 X Re0,8 Рг0-4 (у^’™ A tM B sin ф/2; (IV. 187)
\ * м /
Чст-в = °,°23 X Re0-8 Рг0-4 f~)°'55 A t. в л (1-, (IV. 188)
ст в \7СТ / с в \ 360 ) v ’
где Д/м.в и Ate.в — средние разности температур (температурный напор) ма-
териал — воздух и стенка — воздух,-
Допущения и усреднения, перечисленные ранее при рассмот-
рении излучения теплоты, могут быть приняты и в данном случае.
Кроме того, можно допустить, что Рг«0,7 и выразить коэффици-
ент теплопроводности газов Л везде в кВт/(м-град). Тогда уравне-
ния (IV.185)...(IV.188) преобразуются в упрощенный вид при воз-
можной наибольшей погрешности расчетов менее ±10% (кВт/м)з
а) для реакционной зоны
<?₽ = <#_„ + <?^_ст = 0,015 XRe0-8 [о.3 Кг-МГр.с) +
+ 0,85 (4,5-(77- 1,05 /ТТЛГд] ; (!V.189)
б) для рекуперативной зоны
= €-в + ‘?сКт_в = 0,015 X Re0-8
(0,91 7’м с — Тв) +
— 159 —
|7-^- (0.95/ Гм,сГв-Тв) .
(IV. 190)
На некотором расстоянии от навески цепей в сторону горячего
м.с
м.с
конца пени устанавливают металлические или керамические теп-
лообменники, разделяющие поперечное сечение потока на/несколь-
ко секторов. Применяют также кольцевые и продольные выступы
на поверхности футеровки. Цель этих устройств — ускорить подо-
грев материала и увеличить мощность конвективных потоков тепло-
ты. Полученные по уравнению (DV.189) значения следует умножать
на коэффициент К, учитывающий относительный прирост поверх-
ности теплоотдачи конвекцией
, К=[1 + (St/лО)], (IV.191)
где D и S, — внутренний диаметр печи и удельная рабочая поверхность тепло-
обменного устройства на участке печи длиной 1м.
В холодной части подготовительной зоны со стороны загру-
зочного конца печи в качестве теплообменников применяют наве-
ску цепей. Здесь теплообмен зависит от режима обтекания газов
вокруг каждой подвешенной цепи, системы навески цепей и их
размеров. Теплоотдача на поверхности цепей приближенно ана-
логична теплоотдаче при обтекании газов сферических стержней.
Для этого случая критериальные уравнения теплообмена [см.
уравнение (IV. 163)] в зависимости от угла атаки набегающего
потока газов (область Re='2,5-103... 1,5-ФО5) имеют вид:
а) поток под углом 90° (перпендикулярное обтекание)
Nu = 0,33Re0,6 Рг0,33 ; (IV. 192)
б)поток под углом О9 (продольное обтекание)
Nu = 0,17 Re0,6 Рг0,33 . ' (IV.193)
При использовании данных уравнений скорость газового потока
подсчитывают по живому сечению канала, геометрическим пара-
метром в критерии Re является эквивалентный диаметр цепи, ко-
торый можно рассматривать как диаметр условного цилиндра
П.экв
Т^экв — 5ц/Л,,
(IV 194)
•'где S4 — удельная площадь поверхности цепи в м2 длиной 1м.
Приближенная зависимость эквивалентного диаметра цепи от
диаметра прутка du, из которого она изготовлена: с овальными
звеньями £>экв~ЗДц, с круглыми звеньями Оэкв~4,ЗДц. Плот-
ность навески цепей характеризуется отношением площади по-
верхности цепей Гц к площади стенок печи на участке такой же
длины
Ka = Fa/nD. (IV. 195)
В существующей практике Кд=3 ... 8. При использовании кри-
териальных уравнений (IV. 192) и (IV.193) для данного случая,
критерии подобия представляют собой отношения: . Nup= (аОакв)/
л и Re4= (wD3kb)/v, где w — скорость газов при обтекании цепей;
— 160 —
Л и v — коэффициенты теплопроводности и кинематической вязко-
сти газов.
Общая площадь поверхности навески цепей на участке длиной
Лц составляет:
^ц2 = ^ц^ц = ^ц " (IV. 196)
Объем цепей в одном кубометре рабочего пространства печи
равен: иц=Кц а площадь, занимаемая цепями в расчете на
1 м2 поперечного сечения печи $ц= у »ц = j .
Следовательно, площадь живого сечения печи на участке навески
цепей будет: So = (л/)2/4) (1—зц). Поэтому действительную ско-
рость газов w при обтекании цепей следует подсчитывать- по фор-
муле
и» = и»0/(1—sB), (IV. 197)
где к»о — условная скорость газов, отнесенная ко всей площади поперечного се-
чения печи, равной S.
Таким образом, мощность конвективного потока теплоты от
газов к цепям может быть найдена из уравнения в кВт/м
<7г_ц= (0,17 ... 0,33) XRe°-6 Рг0133 (D/D3KB) ф, (IV. 198)
где X — коэффициент теплопроводности газов в кВт/(м-град); Д/г.ц—средняя
разность температур «тазы — цепи», приближенно равная Д^г.ц«7’г —
—РОбуТгГм.с; —коэффициент, учитывающий открытую поверхность цепей,
омываемую газами и воспринимающую от них теплоту.
Другой конвективный поток теплоты в подготовительной зоне
идет от газов к слою материала. Мощность его можно подсчитать
по уравнению (IV. 185). По нему также можно определить мощ-
ность теплового потока .в барабанных сушилках с учетом влияния
теплообменников [см. уравнение (IV.191)], если они в них уста-
новлены.
Принимают две системы навески цепей в печах: коридорную —
с одним закрепленным концом каждой цепи и другим свободнови-
сящим и гирляндную—с обоими закрепленными концами каждой
цепи. Применяют также комбинированную систему, состоящую из
коридорной и гирляндной. При коридорной навеске цепей угол
атаки набегающего газового потока равен 90° и численный множи-
тель 1[см. уравнение (IV.192) ] составляет 0,33. При гирляндной
навеске угол изменяется от 0 до 90°, а численный множитель от
0,17 до 0,33 и в среднем равен 0,25. Коэффициент омывания газа-
ми цепей по практическим данным приближенно равен: ф«0,8.
Перечисленные допущения и усреднения позволяют привести
уравнение (IV.198) к упрощенному виду (в кВт/м):
а) для коридорной навески цепей
<ц = 9г-Ц + ?г-м=0.455-10~2 X [ке0 8 (4,25--^) (ТГ-1,1ТМ с) +
+ 160 Re3,6 (Тт- 1,05 1/777^7) Кц -^-1 , (IV.199)
•‘-'ЭКВ J
6 Зак. 369
— 161 —
б) для гирляндной навески цепей
Й.ц = ?г-ц+9г-м= 0,455.10-2 х[ке°'8 (4,25—(Тг- 1,1 Гм с) +
+ 120 Re®’6 (Тг- 1,05 ~п“] • (IV.200)
^ЭКВ J
Навеску цепей применяют главным образом во вращающихся
печах, работающих по мокрому способу обжига, когда исходное
сырье в виде жидкотекучей массы. При сухом способе обжига в
подготовительной зоне вместо навески цепей можно применять ке-
рамические трубные теплообменники (см. рис. VI. 12). Для этого
случая найдено критериальное уравнение, описывающее теплооб-
мен во вращающейся печи на участке установки трубных тепло-
обменников
[/Г 13 / Т \31
(jjA] —. (IV.201)
где Кит^аОтД, ReT^K)DT/v и Rr^v/a; £)т — внутренний диаметр единичной
трубы; Г0 = 273 К.
Мощность теплового потока от газов к слою материала на
участке установки трубных теплообменников составляет в кВт/м:
<?“ = 1,4-10—2 X Re°-8 (Тг-Л,.с) m, (IV.202)
где m — количество труб, которыми заполнено поперечное сечеиие печи.
Потери теплоты в окружающую среду зависят от скорости об-,
текания воздуха вокруг корпуса печи и в некоторой степени от ско-
рости вращения печи. Скольжение массы воздуха со скоростью
wK по корпусу печи, установленной вне здания, происходит быст-
рее по сравнению с этим явлением при установке печи в закрытом
помещении. В качестве аналога описания теплообмена можно
использовать уравнения (IV. 192) и (IVJ193), отражающие обтека-
ние воздуха вокруг цилиндра >с диаметром, равным наружному
диаметру корпуса печи DK. Дополнительный фактор, увеличиваю-
щий теплообмен от вращения печи, может быть .учтен при исполь-
зовании уравнения, полученного для условий вращения цилиндра
в неподвижной воздушной среде (область Re = 2-103... 3-104)
NuB = 0,33Re°’6-Pr°’33 , (IV.203)
где Nub^oc-DkA, 'Rsb^k’bOk/v, wb— окружная скорость вращения печи при п
в мин-1, равная шв=лОкп/60 в м/с.
С учетом сказанного мощность конвективного потока теплоты
от корпуса печи в окружающую среду составляет в кВт/м:
?0.c = It Х [(O,33Re®’6.pr0,330,33Re®’6-pr®’33] А /к_в , (IV.204)
щк DK
где Re=----- ; А^-в— средняя разность температур корпуса печи Тк и окру-
V
жающего воздуха Ts; &tK_s=TK—Ts. Это уравнение можно использовать также
для подсчета мощности теплового потока от корпуса барабанных сушилок в ок-
ружающую среду.
Приняв для воздушной среды, окружающей корпус печи,
=25-10~в кВт/(м.град), v=13-10_8 м2/с и Рг = 0,7, а также чис-
— 162 —
ленный множитель, характеризующий угол атаки набегающего на
корпус печи потока воздуха, равным в среднем 0,33, можно урав-
нение (IV.204) привести к следующему упрощенному виду:
<?:,с « 2- Ю-2 D°-6 (<6 + ш°-6) А /к_в . (IV.205)
Длина корпуса печей. Отношение эффективного количества
теплоты, участвующей в теплообмене, к средней мощности всех
тепловых потоков на участке корпуса длиной 1 м, представляет
собой необходимую общую длину корпуса печи. 'Связав балансо-
вые количества теплоты с интенсивностью теплообмена, получим
приближенные расчетные формулы для определения длины кор-
пуса вращающейся печи по зонам в м:
подготовительная зона
4н2О + Со + А 4П +Рп до,с
„К
4м. ц
реакционная зона
1р = В
(4энд ~ 4экз) + 4ппп + А 4р + Рр 4о,с
СЛ+4р
рекуперативная зона
/ Д 9о + Ро Я о. с
° = I „ИЗЛ I к
\ <7о + <7о
(IV.206)
(IV.207)
(IV. 208)
Общая длина корпуса вращающейся печи равна в м:
В — К (In + ip + io) >
(IV.209)
где — коэффициент запаса.
Описанный метод расчета является приближенным, в связи с
чем в это уравнение введен коэффициент запаса Д, значения ко-
торого могут приниматься в пределах 1,2 ...1,4.
В перечисленных формулах сомножитель В — производитель-
ность печи по выходу готового продукта в кг/с. В числителе фор-
мул— статьи теплового баланса печи или аппарата (см. табл.
III.3) в цДж/кг продукта: <?н2о — теплота испарения свободной
влаги сырья [см. уравнение (III.40)]; <?н2о— конечное содержа-
ние теплоты водяного пара от испарения влаги сырья [см. урав-
нение (111.4'2)]; <7энд и <?экз — теплота эндотермических [см. урав-
нения (III.41)] и экзотермических (III.35) реакций; <?ппп — ко-
нечное содержание теплоты технологических газов [см. уравнение
(III.43)] и <?о.с — потери теплоты через корпус печи в окружаю-
щую среду [см. уравнение (111.46)]. В знаменателе формул —
мощности тепловых потоков на участке корпуса длиной 1 м
(кВт/м): <?м.ц —за счет конвекции теплоты в подготови-
6’ Зак. 369
— 163 —
тельной зоне и через ее корпус в окружающую среду [см. урав-
нения (IV.199), (IV.200) и (IV.205)]; <7рЗЛ , <?£-за счет
излучения и конвекции теплоты в реакционной зоне и через ее
корпус в окружающую среду |[см. уравнения (IV. 180), (IV.181) и
(IV. 189)]; <7озл, <7о —те же параметры для рекуператив-
ной зоны [см. уравнения (IV. 182), (IV. 190) и (IV.205) ]. Сомножи-
тели рр и Ро—коэффициенты пропорциональности потерь теп-
лоты в окружающую среду в каждой зоне в долях единицы
(3n+i3p+'3o= 1) • В числитель указанных формул включены коли-
чества теплоты A<7n, Aqp и &q0, представляющей собой разность
начального и конечного удельного количества теплоты нагревае-
мого- материала в подготовительной и реакционной зонах и охлаж-
даемого продукта в рекуперативной зоне (кДж/кг продукта).
Описанный метод теплотехнического расчета вращающихся пе-
чей и другие аналогичные методы основаны на совместном рассмот-
рении расчетных данных о расходе теплоты (§ III.3) и параметров,
характеризующих теплообмен (§ IV. 12... § IV.15). Искомыми ве-
личинами в расчете являются линейные размеры или рабочий объ-
ем печей и аппаратов. В связи с неизбежными допущениями и
усреднениями могут быть погрешности до ±10%.
В уравнении (IV.208) принято в виде допущения, что продоль-
ное тепловое излучение топливного1 факела в рекуперативную
зону равнозначно потерям теплоты этой зоны в окружающую сре-
ду. Если в печи, работающей по сухому способу обжига, вместо
навески цепей установлены трубные теплообменники, тогда в урав-
нении (IV.206) необходимо параметр <?м.ц заменить на [см.
уравнение (IV.202)].
§ IV.13. ТЕПЛООБМЕН В ШАХТНЫХ ПЕЧАХ И АППАРАТАХ
С ГРАВИТАЦИОННЫМ СЛОЕМ КУСКОВОГО МАТЕРИАЛА
В печах и аппаратах этого типа рабочее пространство почти
полностью занято кусковым обжигаемым материалом, греющие
газы фильтруются через него по схеме противотока или перекрест-
ного тока (см. рис. IV.15,в,д). Наибольшее распространение про-
тивоточные шахтные печи получили в производстве извести. Аппа-
раты с гравитационным слоем материала применяют в качестве
теплоутилизаторов вращающихся печей. Отличительной особен-
ностью этих печей и аппаратов является обжиг или термообработ-
ка кускового материала с размерами 40... 160 мм (шахтные печи)
и 10... 40 мм (теплоутилизирующие аппараты). Теплообмен в них
сопровождается явлениями, турбулизирующими газовый поток,
скорость движения которого несоизмеримо больше по сравнению
со скоростью движения материала. Перенос теплоты из газовой
среды в твердый материал и наоборот осуществляется в основном
за счет конвективного теплообмена. Доля теплового излучения из-
за затесненного материалом газового пространства и малой длины
— 164 —
луча, даже при высоких температурах (более 1200 К) не превышает
20%. Кондукция теплоты заметно влияет на теплообмен в крупных
кусках (более 40 мм), когда значение критерия краевого подобия
Bi J>|1.
Шахтные печи. Их рабочее пространство можно условно раз-
делить на две зоны: реакционную и рекуперативную.
В реакционной зоне (верхняя часть печи) материал нагревает-
ся газами. Здесь протекают все процессы его фазовых и химиче-
ских превращений.
В рекуперативной зоне (нижняя часть печи) осуществляется
охлаждение продукта обжига воздухом.
Теплообмен в шахтных печах связан со значительным терми-
ческим сопротивлением каждого обжигаемого куска материала.
Считают целесообразным в этом случае относить коэффициент
теплопередачи не к поверхности теплообмена, а к объему засып-
ки материала. Тогда с учетом термического сопротивления коэф-
фициент теплопередачи kv [сходственно с уравнением (IV. 150)]
определяют по формуле [Вт/(м3-град)]
kv = —--------j---------, '(IV. 21Э)
V 1 Cig
av + 72 X (1 — <р)
где av — объемный коэффициент теплоотдачи; X — теплопроводность кусков ма-
териала; d3 и <р — их эквивалентный диаметр [см. уравнение (IV.65)], и пори-
стость слоя материала [см. уравнение (1V.67)].
Коэффициент теплоотдачи av для разнокусковой засыпки ма-
териала может быть найден по экспериментальной формуле
['Вт/(м3-град)]:
[ ю0,9 Т0,3 \
«К~46 *d0,75M
где Wt и Гм — условная скорость газов при 0°С, отнесенная ко всему (пустому)
сечению шахты, и абсолютная температура на поверхности материала.
Параметр Тм для расчетов определять трудно. Можно исполь-
зовать допущения, принятые в § IV.12, выразив Ты через темпе-
ратуру газов Тг и среднюю (балансовую) температуру слоя мате-
риала Ты.с. Тогда Тм^уТ'гТ'
[:Вт/(м3-град)]
м.с и уравнение (IV.211) примет вид
av я 46
<9 (77 Тм С)91П
d0.75
(IV.212)
Мощность тепловых потоков в шахтных печах определяют раз-
дельно для реакционной и рекуперативной зон. Можно использовать
уравнение (IV..170) с учетом изменения значений коэффициента
теплопередачи k по высоте шахты и представить указанный пара-
метр формулой в кВт/м3:
/г™р А /хол — /фол А 1™Р
<7К = --------------------------------
ш /фор А 1ХОЛ
ln Ифол А Ц°р
(IV.213)
— 165 —
Если в отдельных случаях &уол Д(гор>£ уор Д£хол, то произ-
ведения из двух сомножителей (&ХА/) следует поменять местами,
чтобы результат был положительным числом. При ЛуолД(гор«г
Д/хол данное уравнение приводят к простому виду: q ш =
=йиД/. Температурный напор определяют по методу, изложенно-
му в § IV.11. Можно также определять его приближенно: для ре-
акционной зоны в холодном (загрузочном) ее конце Д1/ р0Л^
«'(Т’о.г—Т'о.с), в горячем конце Д/£ор «а (т[ор — V~ Т™рГ™с); для
рекуперативной зоны в ее холодном (разгрузочном) конце Д^о°л ~
ПОЛТО.С-ТО.С), в горячем конце Д(™р « (/п°? Тв°р-Тв°р).
Здесь абсолютные средние температуры: Тгг°р и Т0.т — горения
топлива и отходящих газов, Тмгор и Т™с —слоя материала
(средняя по балансу) в зоне обжига и после его охлаждения при
выгрузке; ТГвР и То.с — воздуха, подогретого1 перед вступлением
его в топочный процесс, и окружающего воздуха. В указанных
соотношениях температура кусков материала на их поверхности
в виде допущения принята как средняя между температурой слоя
материала и газовой среды.
При подсчете значений коэффициента теплоотдачи av услов-
ную скорость газов w* в шахтных печах в м за 1 с, исходя из прак-
тических данных следует принимать равной при получении: це-
ментного клинкера w * = 0,5 ... 0,7; извести в печи с естественной
тягой ш*=0,06 ... 0,08; извести в режиме медленного (мягкого)
обжига да* =0,1 ...0,15; извести в режиме среднего (умеренного)
обжига w* = 0,16... 0,2; извести в режиме быстрого (жесткого)
обжига = 0,25 ... 0,3; спекшегося магнезита и доломита ш* =
= 0,9 ... 1.
Рабочий объем шахтной печи соответствует отношению эффек-
тивного количества теплоты, участвующей в теплообмене, к мощ-
ности тепловых потоков, действующих в 1 м3 рабочего объема печи
<?ш.р — в реакционной зоне и <?ш.о — в рекуперативной. Расчет-
ные формулы в м3 [сходственно с уравнениями (IV.206)... (IV.208)!]
представляют собой отношении:
реакционная зона
„ ?НгО + ^ЩО + (<7энд — 9экз) + Чппп + Д <?Р + Рр <?о.с
= В--------------------------*----------------------- , (IV. 214)
*?ш.р
рекуперативная зона / A Qo 4 Ро <70 с \
= В -к , (IV.215) \ «ш.о /
общий рабочий объем V = К (lip + v0), (IV.216)
где К — коэффициент запаса, по аналогии с уравнением (IV.209) К= 1,2...1,4.
— 166 —
Сомножители рр и р0 — коэффициенты пропорциональности
потерь теплоты в окружающую среду в той и другой зонах в долях
единицы (Рр + Ро= 1)- Разности начального и конечного количест-
ва теплоты нагреваемого и охлаждаемого материала в кДж/кг
составляют:
Д(7 = (-----122----V-221-) сс (П0?- г0.с) и д%=с(П°?-П°е).
чр 1 1000 — ПППСР Д100 — а)
Остальные параметры в уравнениях (IV.214) и (IV.215) аналогичны
параметрам таких же наименований, ,входящих в уравнения
(IV.206) ... (IV.208) со значениями, найденными при составлении
теплового баланса.
Геометрические пропорции шахтной печи характеризуются от-
ношением полезной высоты шахты к ее среднему внутреннему диа-
метру (П—Н/Ь). Его выбирают в зависимости от вида выпускае-
мой продукции, режима обжига и размеров кусков обжигаемого
материала. У цементных печей при обжиге искусственного окуско-
ванного материала в виде гранул 5 ... 15 мм и при значительном
давлении воздушного дутья указанный параметр равен П = 3... 4.
У известеобжигательных печей, работающих без принудительного
воздушного дутья, при обжиге крупнокускового материала (более
80 мм) П = 6... 7, при обжиге среднекускового (40 ... 80 мм)
П = 5...6. У печей для обжига .мелкокускового известняка, магне-
зита и доломита (20 ... 40 мм) с применением воздушного дутья
П=4...5. Определив рабочий объем шахтной печи по уравнению
(IV.216), внутренний диаметр шахты при заданном соотношении
П можно найти по формуле в м:
3 / Д~
D= 1,085 ]/ -jy . (IV.217)
Слоевые аппараты. В запечных теплоутилизаторах для подо-
грева материала и в холодильниках для его охлаждения после об-
жига куски материала — в основном менее 20 мм и значение крите-
рия краевого подобия Bi^gVl. Теплообмен в этих аппаратах опи-
сывается критериальным уравнением типа (IV. 163), в котором
характерным линейным размером является эквивалентный диа-
метр кусков или гранул материала da [см. уравнение (IV.65) ],
коэффициент теплоотдачи as отнесен к поверхности сыпучего слоя
Зэ 1[см. уравнение (IV.64)]. Путем широкого обобщения экспери-
ментальных данных, для области l<Re0<2000 получено крите-
риальное уравнение, которое может быть использовано для рас-
сматриваемого случая
Nu = 0,16Re°’6 , (IV.218)
где Nu = asda/X, Re0= Wndjv, w0 — условная скорость реальных газов в м/с, от-
несенная ко всей площади сечения слоя материала, перпендикулярной движению
газов, X и v — теплопроводность [Вт/(м-град)] и кинематическая вязкость (м2/
/с) газов при их фактической температуре.
С использованием уравнения (IV.218) может быть определена
мощность тепловых потоков в слоевом аппарате, отнесенная ана-
— 167 —
логично шахтной печи к 1 м3 объема засыпки материала. Значе-
ния коэффициентов теплоотдачи на единицу поверхности и объема
засыпки материала связаны соотношением в Вт/м3: av =
=i[as-6(l—ф) :d3]. Следовательно, уравнение мощности тепло-
вых потоков в слоевом аппарате имеет вид в кВт/м3
<?с.а ~ 4" Reo’6 (!-Ф) AMO"3 , (IV.219)
аэ
где <(— пористость материала в слое [см. уравнение (IV.67)].
Температурный напор находят по данным § IV.H. По аналогии
с уравнением (IV.213) можно также найти его приближенно. В
нагревательных слоевых аппаратах в холодном (загрузочном) их
конце А/„ол ~ (То.г— Т'о.с), в горячем конце—А/„°Р ~ (ТГР —
— V Т?ор7'мОс)> на границе между ступенями в двухступенчатых
аппаратах А/*”11 « (т’-" - VГ’"11 Т^11), где Т1Г~" и Т'^' -
абсолютные температуры газов и слоя материала (средняя по1 ба-
лансу) между ступенями. В охладительных слоевых аппаратах в
их холодном (разгрузочном) конце А/о°л ~ (V 'Гм°с То.с— То.с) и
в горячем (загрузочном) конце А /™р ж (Wm°p 7’в°р— Т™р); наи-
менования температур [см. уравнение (IV.213)].
Объем, занимаемый материалом в слоевом нагревательном
аппарате, можно определить по формуле (IV.214), а в охладитель-
ном— по формуле (IV.215) с заменой знаменателей этих формул
на значения по уравнению (IV.249). Полученный результат сле-
дует умножать на коэффициент запаса, составляющий 1,2... 1,4.
Затем объем слоя материала vc нужно привести к его линейным
размерам. Толщина слоя /гс обычно является заданной. Площадь
решетки Sc, на которой расположен слой материала, представляет
собой отношение '
Sc =- ac//ic. (IV.220)
Соотношение длины и ширины решетки, а также общий объем
слоевого аппарата, выбирают по конструктивным соображениям,
с учетом степени заполнения его материалом.
Насадочные аппараты. К ним относятся так называемые кон-
центраторы шлама, в которых испарение его влаги происходит при
обтекании отходящими газами из вращающихся печей подвижных
тел насадки обычно цилиндрической формы в виде колец. Свежие
порции шлама, поступающие в аппарат, перемешиваются с уже
высушенным материалом и запыленными газами. Доминирующим
видом теплообмена в этих аппаратах является конвекция теплоты.
Теплообмен описывается критериальным уравнением, в нем харак-
терный линейный размер — средний диаметр кольца ds (в м),
коэффициент теплоотдачи as отнесен к поверхности насадки. Она
подсчитывается по формуле (в м2,/м3)
Su»4,5/dH. (IV.221)
— 168 —
В следующем уравнении условная скорость прохождения газов
через аппарат w0 (м/с) отнесена к площади наибольшего продоль-
ного сечения цилиндрического корпуса аппарата, представляющей
собой произведение диаметра корпуса DI: на длину LK. Расход га-
зов при подсчете w0 принимают при их температуре на выходе из
аппарата. Критериальное уравнение типа (IV. 163) для данного
случая (область Re <; 5000) имеет вид
Nu = O,8Re0,6, (IV.222)
где Nuseccsc/h/V Re= kt/K/v; X и v — теплопроводность в Вт/(м-град) и кине-
матическая вязкость в м2/с газов.
Коэффициент омывания газами поверхности насадки может
быть принят равным ф«0,5. Совместное решение уравнений
(IV.221) и (IV.222) с учетом этого фактора позволяет выразить
мощность тепловых потоков в насадочном аппарате’в кВт/м3
?н.а = В8 -JT Re0'6 д (IV.223)
где А/ — средний температурный напор в насадочном аппарате (§ IV.11), при-
ближенно равен (7’г — }ТгТм.с), TrnTM.Q—средине абсолютные температу-
ры газов и слоя материала. Объем, занимаемый ветствует зависимости в аппарате насадкой (с пустотами), соот- в м3
vH а = К В / 4o + <kH.T|U.c \ \ ^н.а /
где К — коэффициент запаса, равный 1,2...1,4. Остальные параметры, входящие
в числитель уравнения (IV,224), аналогичны таким же параметрам в уравнении
(IV.206).
И, наконец, общий объем аппарата и его линейные размеры
при обычной степени заполнения насадкой <р« 0,5 и соотношении
DK^LK будут равны: ф ~2Va- (IV.225) Ок= 1,365 цн а . (IV.226)
§ IV.14. ТЕПЛООБМЕН В ПЕЧАХ Ц АППАРАТАХ
С ПСЕВДООЖИЖЕННЫМ И ФОНТАНИРУЮЩИМ СЛОЕМ
МЕЛКОЗЕРНИСТОГО МАТЕРИАЛА
Термообработка различных сыпучих материалов в псевдоожи-
женном состоянии сопровождается интенсивным их перемешива-
нием, что обеспечивает выравнивание температурного поля внутри
слоя и быстрый нагрев (охлаждение) отдельных зерен материа-
ла— сравнительно мелких и однородных по размерам. Однако
этот способ не позволяет применять наиболее рациональную про-
тивоточную схему теплообмена, что приводит к усложнению кон-
струкции обжиговых агрегатов. Другой недостаток — неравномер-
ность пребывания отдельных зерен в псевдоожиженном слое. Оди-
— 1&9 —
каково возможны как быстрый «проскок», так и пребывание зерен
в слое дольше среднестатического времени. При высокотемпера-
турном обжиге, например извести, применяют многоступенчатые
печи с усложненной конструкцией и повышенными энергозатра-
тами. Более перспективны одноступенчатые аппараты с кипящим
слоем для осуществления низкотемпературных процессов (сушка
и дегидратация).
Печи и аппараты с подовыми решетками. При равномерном
псевдоожижении материала (без фонтанирования), когда слой его
расположен на подовых решетках, теплообмен описывается кри-
териальными уравнениями:
для ламинарного режима при Reo<:10
Nu = 0,0087Reg’3 , (IV.227)
для переходного и турбулентного режима при Reo>10
Nu = 0,65-10~3 Reg’25 , (IV.228)
где определяющими параметрами являются эквивалентный (средний) диаметр
частиц и условная (средняя) скорость газов.
Формула мощности тепловых потоков в псевдоожиженном слое
получается путем преобразования критериальных уравнений
(IV.227) и (IV.228) в кВт/м3: для ламинарного режима при
Reos^lO
9“ с=0,052 -4- Reg’3 (1—<р) Д/-10-3; (IV.229)
для переходного и турбулентного режима при Reo>lO
q* с = 0,0039 Reg’25 (1 — <р) Д/• 10—3 , (IV.230)
аэ
где Л, d3 и ср — соответственно теплопроводность газов, эквивалентный диаметр
частиц материала и пористость слоя в стабильном его состоянии (перед псевдо-
ожижением).
Средний температурный напор можно определить по методу,
изложенному в § IV, 11, или приближенно: при нагреве материала
(Тг—УТгТ’м.с) и при охлаждении — Д^~'(У7м.с7’в—Тв). Здесь
Гг, Т’м.с и Тв —средние абсолютные температуры газов, слоя мате-
риала и воздуха для каждой ступени печи (аппарата).
Объем материала в каждой ступени печи (аппарата) vc, отне-
сенный к его пористости ср в стабильном состоянии, можно опре-
делить по формулам (IV.214) для нагрева и (IV.215) для охлаж-
дения, заменив в них знаменатель на значения, полученные по
уравнениям (IV.229) или (IV,230). Общий результат нужно умно-
жить на коэффициент запаса, равный 1,2... 1,4. Соотношение пло-
щади решетки Sc и толщины слоя материала (в стабильном со-
стоянии) hc выбирают по конструктивным соображениям. При за-
данном параметре hc площадь решетки определяют по уравнению
(IV.220). Конфигурацию решетки и общий объем печи (аппарата)
выбирают по конструктивным соображениям с учетом свободного
пространства, не занятого материалом.
— 170 —
Бесподовые печи и аппараты. Они работают в режиме фонта-
нирования при конфигурации рабочего пространства в виде усе-
ченного конуса (узкое основание внизу). Интенсивность тепло-
обмена в них зависит от скорости газов в узком сечении и угла
раскрытия конуса. При обычном геометрическом соотношении,
когда этот угол составляет около 40°, конвективный теплообмен в
фонтанирующем слое описывается приближенным критериальным
уравнением
Nu « 10—4 Re^'25 . (IV.231)
Преобразовав это уравнение, получаем формулу мощности
тепловых потоков в фонтанирующем слое в кВт/м3
X
?ф = 0,006 -J- Re*,'25 (1 - <р) Д /-1.-3 , (IV.232)
аэ
где Re<j> — число Рейнольдса, которое подсчитывают по относительной скорости
газов в узком сеченни конуса, в восходящем потоке: юг — и)м = и>в, в связи с
чем Реф«Кев [см. уравнения (IV.93)...(IV.96)]; Д/, X, Щ и q> — соответственно
средний температурный напор, теплопроводность газов, эквивалентный (сред-
ний) диаметр частиц материала и пористость слоя в стабильном его состоянии
(перед псевдоожижением).
Объем материала в аппарате с фонтанирующим слоем уФ,
определяют методом, аналогичным описанному для печей и аппа-
ратов с подовыми решетками. Площадь нижнего узкого сечения
конуса с диаметром dK определяют по расходу газов и скорости
витания частиц материала, характеризуемой значением ReB. Связь
параметров уф и dK с высотой конуса hK может быть представлена
приближенной зависимостью
л ( а \2
«Ф* — {dK + hKtg — , (IV.233)
где а — угол раскрытия коиуса (а=20 . . .45°).
Полученное по уравнению (IV.233) значение уф умножают на
коэффициент запаса, равный 1,'2... 1,4. Общий объем печи (аппа^
рата) выбирают по конструктивным соображениям, с учетом сво-
бодного пространства, не занятого материалом.
§ IV.15. ТЕПЛООБМЕН В ПЕЧАХ И АППАРАТАХ
С ТЕРМООБРАБОТКОЙ ПОРОШКОВОГО МАТЕРИАЛА
ВО ВЗВЕШЕННОМ СОСТОЯНИИ
И ПРИ ЕГО ПНЕВМОТРАНСПОРТИРОВАНИИ
Термообработка сравнительно мелких твердых частиц при их
витании в газовой среде и пневмотранспорте, иначе говоря во
взвешенном состоянии, отличается большой удельной поверх-
ностью теплообмена и ничтожным термическим сопротивлением
частиц. Этот метод перспективен, так как наряду с высокой ин-
тенсивностью теплообмена применение его по сырьевым ресурсам
(мелкоизмельченный материал) имеет неограниченные возмож-
ности.
Широко используются запечные циклонные теплообменники
каскадного типа для подогрева твердой взвеси отходящими газа-
— 171 —
ми вращающихся печей. Они работают по прямоточно-противо-
точной схеме, включающей противоточные шахты с падающим
слоем материала. Применяют также сушилки и мельницы с твер-
дой взвесью для совмещенного сушильно-размольного процесса.
Имеются технические затруднения, усложняющие теплотехни-
ческое оборудование с твердой взвесью. Необходимо сооружать
громоздкие многоступенчатые установки высотой до 70 м со зна-
чительной металлоемкостью. Действие каскада циклонных тепло-
обменников связано с большими энергозатратами.
Теплообмен в потоке газов с твердой взвесью при температуре
ТгСТЗООК. в основном является конвективным, а при 1300 К—
радиационно-конвективным. В печах и аппаратах с твердой
взвесью потоки газов можно отнести к слабозапыленным, отли-
чающимся концентрацией твердой взвеси С<1 кг/кг газов. При
этом взаимное влияние твердых частиц и стенок канала на турбу-
лизацию потока ничтожно и им можно пренебречь, причем движе-
ние газов и твердой взвеси может быть прямоточным или противо-
точным. В условиях пневмотранспорта твердой взвеси концентра-
ции ее кг/кг газов и движение теплоносителей всегда прямо-
точно. При этом эффект соударений и трения частиц значительный
и его следует учитывать в расчетах.
Печи и аппараты с твердой взвесью. Теплообмен описывается
критериальными уравнениями: при ReB<500
Nu = 0,186 Re®’3
при ReB:>500
Nu = 1,14 Re®’5
(IV. 234)
(IV.235)
Для удельной мощности тепловых потоков в печах и аппаратах
с твердой взвесью при использовании указанных уравнений полу-
чаются следующие расчетные формулы в кВт/м3:
при Rea<500
= 1,11 -4т Re®’8 С ( — ) Д МО-3 ,
4 \ Ум /
при ReB:>500
= 6,84 -4- Re®’5 С | — ) Д t- 10~3
% \ Ум /
(IV.236)
(IV. 237)
где X — теплопроводность тазов; С — массовая концентрация твердой взвеси в
газах; \т и ум — удельные веса газов и материала. Средний температурный на-
пор Д/ подсчитывают по уравнению (1У.16бу_или как разность средних темпера-
тур тазов и твердой взвеси.
Объем рабочего пространства печей и аппаратов с твердой
взвесью соответствует, например, для шахтных печей, отноше-
нию эффективного количества теплоты, участвующей в тепло-
обмене, к мощности тепловых потоков, определяемых по уравне-
ниям (IV.236) и (IV.237) с учетом коэффициента запаса. Геомет-
рические пропорции его линейных размеров выбирают в зависи-
— 172 —
мости от особенностей конструктивного оформления проектируе-
мой печи или аппарата.
Установки с пневмотранспортом твердой взвеси. В пневмо-
змеевиковых теплообменниках, применяемых за рубежом в каче-
стве теплоутилизаторов вращающихся печей, теплообмен состоит
в том, что греющие газы обтекают трубный змеевик снаружи и
теплота переносится через стенку трубопровода в протекающий по
нему поток твердой взвеси. При охлаждении потока теплота пере-
носится в обратном направлении. В данном случае коэффициент
теплопередачи Лт, отнесенный к площади стении трубопровода на
участке длиной 1 м, может быть подсчитан по уравнению (IV. 152).
Входящие в него коэффициенты теплоотдачи с наружной стороны
трубопровода ai и внутри от стенки к твердой взвеси а2 в Вт/
/(м2-град) могут быть найдены следующим образом:
ах = 0,175 ~~ Re?’6 0°'25 ; (IV.238)
а2 =0,25 —- Re?’8 С~°’6 , (IV.239)
DT d3 Tr
где Rex =------ ; Re2=-----и 0 = —— ; v2—кинематическая вязкость
'*1 '*2 I 0
и Xi, A.2 — теплопроводность потоков соответственно снаружи н внутри трубо-
провода; £>т, da— диаметры наружный трубопровода и эквивалентный твердой
взвеси в ,м; С ,и Тг — массовая концентрация твердой взвеси в трубопроводе
и абсолютная температура греющих газов (или охлаждающего воздуха)
снаружи трубопровода (ТО==273 К); и w2 — скорости потоков, омываю
щих трубопровод снаружи и внутри него.
При найденном по уравнению (IV.152) значении kT мощность
тепловых протоков, действующих на участке трубопровода длиной
1 м, определится по формуле в кВт;/м:
= feT Д МО-3 , (IV.240)
где Д( — температурный напор, подсчитываемый по'уравнению (1V.466). Если
значения kT изменяются по длине змеевика более чем'на ±10% то среднее зна-
чение следует определять по уравнению (IV.170).
По эффективному количеству теплоты, участвующей в тепло-
обмене [см. уравнения (IV.214 ... IV.216)], необходимая длина
трубопровода может быть найдена из отношения указанного коли-
чества теплоты к мощности тепловых потоков, подсчитанной по
у р а внен и ю (IV .240).
§ IV.16. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
Пример IV.1. (см. § IV.3). Определить затраты энергии при движении газов
во вращающейся печн с размерами корпуса £>КХД=4,5X170 м, толщиной стен-
ки 5 = 0,2 м (внутренний диаметр 0=4,5—2-0,2 = 4,1 м), длиной полого участ-
ка печн (р-Но=135 м и участка с навеской цепей ,(п = 35 м. 'В конце полого
участка печи по ходу газов скорость их и> £_п =12,5 м/с, кинематическая вяз-
кость vp_n= 115-10~в м2/с и удельный вес ур_п=3,2 Н/м3. Для участка навески
цепей коэффициент аэродинамического сопротивления Хц = 6 и параметры газов
в конце участка и на выходе из печи w ,г=6 м/с и г =6.8 Н/м3.
— 173 —
Решение. Динамическое давление [см. уравнение (IV.47)]
ДРа)= (62-6,8)/ (2-9,81) = 12,5 Па.
Для полого участка печи
Re = (12,5-4,1) / (115-10-6) =445 000; 6 « 4 мм; 0 = 4:4,1-10-3 = 0,001;
23/Re = 23 i 445 000 = 0,00005.
Так как p>23/Re, то ЛР=0,1Х(М6-0,001 + 100/445(Х)0)0’25 = 0,02.
Потерянное давление на полом участке печи {см. уравнение (1V.49)].
Др^ = 0,02 (135/4,1)-[(12,52-3,2) / (2-9,81)] = 17 Па.
Потерянное давление на участке навески цепей [см. уравнение (IV.54)]
Др* = 6 (35/4,1)-[(62-6,8) / (2-9,81)] = 639 Па.
Общие потери давления при движении газов в печи
Др = ДРа) + Др^ + ДР?_ = 12,5 + 17 + 639 = 666 Па.
Затраты энергии на движение газов в печи [см. уравнение (1V.115). т] =
= 0,7].
#=[669/ (1000-0,7)]0,785-4,12-6 = 75 кВт.
Пример IV.2. (см. § IV.3). Определить затраты энергии при вдувании возду-
ха во вращающуюся печь посредством дутьевого вентилятора через прямую
металлическую трубу с внутренним диаметром 0,4 м и длиной 20 м. На выходе
из трубы скорость воздуха 25 м/с, его кинематическая вязкость 20-10—® м2/с и
удельный вес 12,6 Н/м3.
Решение. Динамическое давление ([см. уравнение (IV.47]
Дрю= (252-12,6) / (2-9,81) = 400 Па.
Для сварных стальных труб 6=2 мм, а при указанных условиях $=2:0,4Х
X103=0,005; Re = (25 • 0,4) / (20 • 10-в) = 500 000; 560/р=560:0,005 =112 000,
т. е. Re>560/$.
Коэффициент трения [см. уравнение (IV.53)]
/ / 3 7 \2
Х= 1 / 21g —— =0,03.
/ \ 6 0,005 )
Потерянное давление [см. уравнение (IV.49)]
ЛРк = 0,03 (20/0,4).[(25». 12,6)/(2-9,81)] = 600 Па.
Общие потери давления при вдувании воздуха
Д р = Д pw + Д рк = 4оо + 600 = 1000 Па.
Затраты энергии при вдувании воздуха в печь {см. уравнение (IV115).
Т]=0,67]
N = [1000/(1000-0,67)] 0,785-0,42.25 = 5 кВт.
Пример IV.3. (см. § IV.4). В трубе постоянного сечения с внутренним диа-
метром 0,05 м установлена диафрагма с диаметром проходного отверстия
0,025 м. По трубе движется вода со скоростью w=3 м/с, удельный вес ее
у =9810 Н/м3. Определить затраты энергии при прохождении воды через диаф-
рагму.
Решение. Скорость потока, отнесенная к площади отверстия диафрагмы
w0 = 3 (0,05/0,025)2 = 12 м/с.
Коэффициент сопротивления диафрагмы [см. уравнение (IV.57)f|
, / 1 +0,707 \»/12
£ = г — — — 1 = 29,7.
\ V 1—3/12/ \ 3 /
— 174 —
Потери давления воды в диафрагме [см. уравнение (IV.55)]
I 42 . ОЯ1 о \
Д р, = 29 71 — = 133 600 Па.
2-9,81 )
Затраты энергии при прохождении воды через диафрагму [см. уравнение
(IV.115), 11=0,735]
V=[133 600/(1000-0,735)] 0,785-0,052-3 = 1.1 кВт.
Пример 1V.4. (см. § IV.4.). Определить затраты энергии при прохождении
газов через решетку с общей площадью S=4 м2 и площадью живого сечения
s=0,4 м2. Скорость газов, отнесенная к общей площади решетки w=2 м/с.
удельный вес газов у—6,1 Н/м3.
Решение. Коэффициент сопротивления решетки [см. уравнение (IV.57)]
е = [5д('+ 0-707 ]/ ‘-ТГ1
= 248.
Потерн давления газов в решетке [см. уравнение (IV,55)]
I 22-6,1\
Д рг = 248 ------- = 308 Па.
Е \2-9,81/
Затраты энергии при прохождении газов через решетку
(IV. 115), т)=0,7]
[см. уравнение
N = [308/ (1000-0,7)]-4-2 = 3,5 кВт.
Пример 1V.5. (см. § IV.5). Определить затраты энергии при прохождении
газов в одну ступень через группу циклонных пылеосадителей типа ЦН= 15 с
начальной запыленностью С=0,1 кг пыли на 1 кг газов. Скорость их, отнесен-
ная к площади поперечного сечения циклона а)о=2,5 м/с, удельный вес неза-
пыленных газов у = 6,8 Н/м3, расход и = 80 м3/с. Коэффициент сопротивления
единичного циклона (см. табл. IV.4) ео=Ю5.
Решение. Потери давления газов при прохождении их через группу цикло-
нов [см. уравнение (IV.61)]
Д р£ = 105
2,52-6,8 (1 +0,1)
2-9,81
= 250
Па.
Затраты энергии при прохождении газов через группу циклонов [см. урав-
нение (IV.115)] т] =0,7
N = [250/ (1000-0,7)] 80 = 29 кВт.
Пример IV.6. (см. § IV.5). Определить затраты энергии при прохождении
газов с начальной запыленностью цементной пылью С=0,25 кг пыли на 1 кг
газов через тканевый фильтр из стеклоткани. Скорость газов, отнесенная к ра-
бочей площади ткани, wo=0,8 м/мин, удельный вес газов 10,8 Н/м3, расход их
10 м3/с.
Коэффициент сопротивления ткани (см. табл. IV.5) ej =370-103. Коэффи-
циент сопротивления пылевого слоя при йп=2 (см. рис. IV.6,e.). е о =10-10’.
Решение. Потери давления газов при прохождении тканевого фильтра [см.
уравнение (1V.62)] .
. л (0.8/60)2 10,8 (1 + 0,25)
Д р* = (0,37 + 10)- 10е — 2 9 81 = 1270 Па‘
Затраты энергии при прохождении газов через тканевый фильтр [см. урав-
нение (IV.115)] п = 0,67
#= [1270/ (1000-0,67)] 10= 19 кВт.
Пример IV.7. (см. § IV.6). Определить затраты энергии при прохождении
охлаждающего воздуха через гравитационный (неподвижный по сравнению С
-
воздухом) слой цементного клинкера толщиной Л=0,5 м следующего зернового
состава:
d{, мм 5 10 | 15 20 25 30 35 40
х, % 5 10 15 20 20 15 10 5
= 2790 Па.
Плотность частиц материала р=3000 кг/м3, насыпная плотность слоя
Рс = 1650 кг/м3, средняя скорость воздуха, отнесенная ко всему поперечному се-
чению слоя и)0=2 м/с: средний удельный вес воздуха <у=7,35 Н/м3 и его кине-
матическая вязкость у—35-10-3 м2/с, площадь сечения слоя, перпендикулярная
току воздуха 5=10 м2.
Решение. Эквивалентный диаметр частиц [см. уравнение (IV.65)]
106
= 5 , 10 , 15 , 20 . 20 , 15 , 10 , 5 = 175 мм'
75 + 77 77 77 +-35 77
Пористость слоя материала [см. уравнение (IV.67)]
<р = (3000 — 1650)/3000 = 0,45.
Модифицированное число Рейнольдса [см. уравнение (IV.69)]
Re0 = (2-0,0175) / (35-10“6) = 1000.
Коэффициент сопротивления слоя материала [см. уравнение (IV.75)]
g _ Ь53 167 (1—0,45)]/ 0,45 + 22,4 V (1 — 0,45) /0^5 65
0,454,2 юоо V 1000
Потери давления воздуха при прохождении через слой цементного клинке-
ра [см. уравнение (IV.70)]
0,5 ( 2а-7,35
л ПФ = 65-------I---------
0,0175 \ 2-9,81
Затраты энергии при прохождении воздуха через слой [см. уравнение
(IV.115)] т]=0,67
У = [2790/(1000-0,67)] 10-2 = 85 кВт.
Пример IV.8. (см. § IV.12). Определить мощность тепловых потоков' в техно-
логических зонах цементной вращающейся печи с диаметром по кожуху DK —
=4,5 м прн толщине футеровки 5=0,2 м, производительности печи 12,6 кг клин-
кера за 1 с. Найти по мощности тепловых потоков и данным теплового балан-
са необходимую длину корпуса печи.
Заданный температурный режим и параметры газов (по данным зональных
тепловых балансов) приведены в табл. IV.8.
В подготовительной зоне навешены круглозвенные цепи с плотностью Кя =
=6 [см. уравнение (IV.195)] диаметр прутка звеньев —25 мм. Система наве-
ски цепей — тирляндиая. В холодной части реакционной зоны установлен ме-
таллический теплообменник с параметром Ks—З [см. уравнение (1V.191)]. По-
тери теплоты через корпус печи в окружающую среду (см. пример 2 в § III.5)
<7о.с=775 кДж на 1 кг клинкера с распределением по зонам в долях единицы
(Зп=О,2; (Зр = О,6; (Зо=О,2 [см. уравнения (IV.2O6)...(IV.2O9)]. Участок реакци-
онной зоны, на котором расположен топливный -факел, составляет 30% ее об-
щей длины. Металлический теплообменник установлен в реакционной зоне на
участке, равном 10% ее общей длины. Давление газов в печи 0,1 МПа; среднее
парциальное давление трехатомных газов в реакционной зоне: СО2 — 0,02 и
— 176 —
НгО — 0,013 МПа. Эквивалентный диаметр частичек пыли rfa = 50 мкм, кон-
центрация их С=0,01 кг на 1 кт газов в реакционной зоне. Коэффициент излу-
чения топливного факела принимаем ефЯаО,4 [см. уравнение (IV.144)]. Сред-
няя температура корпуса печи в реакционной зоне 470 К, в рекуперативной
420 К, окружающего воздуха 290 К. Толщина излучающего газового слоя [см.
уравнение (IV. 129)] So=0,75(4,5+2-0,2) =3,08 м.
Решение. Реакционная зона. Коэффициент черноты газов [см. уравнения
(IV.128), (IV132)...(IV.134)]:
k
0,013 ,
(0,8+ 1,6-уу- (! — 0,38-Ю“3-1415)
------- ' ---------------= 0,46 м-1;
^.02j0>013)3,08 .
з___________________
Лп = 0,5/ (1415-50-10~6)-2 = 3,3 м-1;
/0,02 + 0,013\ ,
k = 0,46| -——) Н- (3,3-0,01) = 0,18 м“‘;
0,1
е = 1 — е~°’18'3-08 = 0,425.
Мощность теплового излучения в реакционной зоне
а) на участке расположения топливного факела [см. уравнение (IV.180)]
9»зл = 0,015-0,4-4,1
+ 2,5|
41 ।
| = 1045 кбт/м.
б) в остальной части зоны [см. уравнение (IV. 181)]
изл а з/ 0.425 \ Г/ 1,05/ 1415-800
изл = 0 176. ю-з -------:-------- 4,1 — --------------
р \ 1 +0,43-0,425/ [Д 100
X (1415— 1,1-800) + 3f X
\ 100
х (1415—1,05/1415-800 1] = 640 кВт/м.
Средняя мощность теплового излучения в реакционной зоне по условиям за-
дачи
9рЗЛ = 0,3-1045 + 0,7-640 « 760 кВт/м.
Мощность конвективных потоков теплоты в реакционной зоне при Re=
= (12 • 4,1) /(200 • 10-в) =246 000:
а) в полой части зоны [см. уравнение (IV. 189)]
q* = 0,015-100-10-6 (246 000)0’8^ 0,3 (4,25 —& j . (1415- 1,1-800) +
-+0,85(4,5 — 1/-J2LW 1415 — 1,05-/ 1415-800 'll = 48 кВт;
\ г 1415 / \ /|
— 177 —
Таблица IV.8. Режим вращающейся печи
Зона Температура газов в К Температура материала в К Средние параметры газов
на вхо- де на вы- ходе средняя на входе на вы- ходе средняя скорость W, м/с кинематичес- кая вязкость VX106, м2/с теплопровод- ность ХХ106 кВт/м-град
Подготовительная 1000 550 /1000- 550=740 290 370 /290-370=330 8 75 60
Реакционная 2000* 1000 /2000-1000=1450 370 1720 /370-1720=800 12 200 100
Рекуперативная 570** 670** У 570-670=620 1720 1430 У 1720-1430= = 1570 5 60 45
* Температура горения топлива
** Температура воздуха.
б) на участке расположения металлического теплообменника [см. уравне-
ние (IV.191)]
<?р Т = 48-3 =144 кВт/м.
Средняя мощность конвективных потоков теплоты в реакционной зоне по
условиям задачи
<7 £ = 0,1-144 + 0,9-48 = 58 кВт/м.
Общая мощность тепловых потоков в реакционной зоне
q £зл + q* = 760 + 58 = 818 кВт/м.
Подготовительная зона. Эквивалентный диаметр цепи [см уравне-
ние (IV. 194) Рэкв = 4,3-0,025=0,107 м; Re = (8-4,1)/(75- 10~в) =437 000;
'«ец=(8-0,107)/(75-10-в) = 11 400.
Мощность конвективных потоков теплоты в подготовительной зоне [см.
уравнение (IV.200)]
ц = 0,455-10“2-60.10~6
n Q / OOV \
437 0000’8 /4,25— (740- 1,1-330) +
+ 120-11 400°>6^740— 1,05-/ 740-330 1'6 ~ = 630 кВт/м.
Рекуперативная зона. Число Рейнольдса
Re = (5-4,1) / (60-10-6) = 342 000.
Мощность теплового излучения в рекуперативной зоне [см. уравнение
(IV.182)]
q™ = 0,32-10-2-4,1 Г( _ (0,95/ 1570-620 f 1 = 445
0 [\ юо ) \ юо / J
Мощность конвективных потоков теплоты в рекуперативной зоне [см. урав-
нение (IV. 190)] .
9о =
0,015-45-10—6-342 ООО0’8
г620 0.55
1570 /
0,91-1570 —620 +
+ 3|/ ^-.^0,95/ 1570-620 —620^1 = 216 кВт/м.
Общая мощность тепловых потоков в рекуперативной зоне
9«зл + 9£ = 445 + 216 = 661 кВт/м.
Балансовый расход теплоты. Эффективное количество теплоты,
Участвующее в теплообмене;
а) в подготовительной зоне
д9п = (
100 / 100 \
100-34-1 /\100 —0,8/
0,92 ( 370 — 290) = 112 кДж/кг клинкера,
9нгО 4“ 9наО 4“ А 9П Рп qo.c— 2345 + 313 + 112 + 0,2-775 —
= 2925 кДж/кг клинкера;
б) в реакционной зоне
/ 100 \/ 100 \
Д 9р =0,75 —------—— ——— 0,92(1720 — 370) =
100 — 34,1 /\100 —0,8/
= 1895 кДж/кг клинкера;
179 —
<?эНД-‘7экз) +9*пИп + Д9Р + рр 9о.с = (2125 - 450) +74 + 1895 + 0,6-775 =
= 4110 кДж/кг клинкера;
в) в рекуперативной зоне
Д ?о = 0,88 (1720— 1430) + 0,2-775 = 445 кДж/кг клинкера.
Длина корпуса печи. Согласно уравнениям (IV.206)...(IV,209) в под-
готовительной зоне
/п = 12,6 (2925/630) = 58,5 м;
в реакционной зоне
/р = 12,6 (4110/818) = 63,5 м;
в рекуперативной зоне
/0= 12,6 (445/661) = 8,5 м.
Общая длина корпуса печи
£ = 1,3.(58,5 + 63,5 + 8,5) я 170 м.
Пример 1V.9: (см. § IV.13). Определить мощность тепловых, потоков в техно-
логических зонах известковой шахтной печи круглого сечения с внутренним по-
стоянным по высоте диаметром 0=4 м; производительность печи 2,3 кг изве-
сти за 1 с. Найти по мощности тепловых потоков и данным теплового баланса
(см. пример 3 в § III.5) необходимый рабочий объем и высоту шахты.
Заданный температурный режим и параметры газов (по данным зональных
тепловых балансов) приведены в табл. IV.9.
Таблица IV.9. Режим шахтиой печи
Зона Температура газов в К Температура мате- риала в К Средние параметры
условная скорость газов в м/с (см.IV.211) теплопро- водность материала в Вт/ (м-град)
на входе на выходе иа входе на выходе
Реакционная 1800* 450 290 1370 0,3...0,35 0,8
Рекуперативная 290** 970** 1370 450 0,3 0,6
♦ Температура горения топлива.
♦♦ Температура воздуха.
Сырье — фракционированный известняк, в массе которого в реакционной
зоне содержится кусков с диаметром 80 мм — в среднем 20%, 100 мм — 30%,
120 мм — 30% и 140 мм — 20%. В рекуперативной зоне кусков с диаметром
80 мм содержится в среднем 30%, 100 мм — 30%, 120 мм — 20% и 140 мм —
20%. Пористость слоя материала в реакционной зоне 0,45, в рекуперативной —
0,4.
Потери теплоты через корпус печи в окружающую среду д0.с=475 кДж на
1 кг. извести с распределением по зонам в долях единицы $р=0,6 и 0о=О,4
[см. уравнения (IV.214) >(IV.215)].
Решение. Реакционная зона. Эквивалентный диаметр кусков материа-
ла [см. уравнение (IV.65)]
100
“э = —77-------7----------7------7— = 106,5 ММ.
3 20 30 30 20
80 + 100 + 120 + 140
_ 180 —
Коэффициент теплоотдачи [см. уравнение (IV.212)]; в холодном конце зо-
ны (загрузка сырья)
а*ол = 46
0,35°’9- (450-290)°'15
(0,1O65)0'75
= 485 Вт/(м3-град);
в горячем конце зоны
0,з0’9 (1800 У1800-1370 )°’15
(0,1065)°'75
= 670 Вт/(м3-град).
Коэффициент теплопередачи [ см. уравнение (IV.210)]; в холодном конце
зоны (загрузка сырья)
ь*ол
яа
1
1 (0.1065)2
485 + 72-0,8 (1 —0,45)
в горячем конце зоны
1 (0.1065)2
670 + 72-0,8 (1 —0,45)
= 368 Вт/(м3-град);
= 540 Вт/(м3-град).
Температурный напор: в холодном конце зоны
А/хол = 450 — 290 = 163 К; .
в горячем конце зоны
А /гор = 1800 — У1800-1370 = 230 К.
Мощность тепловых потоков в реакционной зоне [см. уравнение (1V.213)]
540-230 — 368-160
I 540-230 \
In ---------
( 368-160 /
Яр-
10-3 =87,5 кВт/м3.
Рекуперативная зона. Эквивалентный диаметр кусков материала
[см. уравнение (IV.65)]
100
= ---------------------------------= 101,5 мм.
э 30 30 20 20
~8о" + 100 + 120 + 140
Коэффициент теплоотдачи" [см. уравнение (III.212)]: в холодном конце зо-
ны (выгрузка извести)
ах°л = 46
’ 0,3°-9(290/450-290 )°’15
(O.1O15)0'75
= 405 Вт/(м3-град);
в горячем конце зоны
0,3°’9 (970/1370-970 )0,15
(O.1O15)0’75
Коэффициент теплопередачи [см. уравнение (IV.210)]: в холодном конце зо-
ны (выгрузка извести)
яа —
агор =
V
1
1 (0.1015)2
405 + 72-0,6 (1 —0,4)
= 580 Вт/(м3-град).
= 349 Вт/(м3-град);
— 181 -
в горячем конце зоны
*™р=
1
1______________(0,1015)2
580 + 72-0,6 (1 —0,4)
= 470 Вт/(м3-град).
Температурный напор: в холодном конце зоны
А /хол == у450-290 — 290 = 70 К,
в горячем конце зоны
А Л°₽ = У1370-970 — 970 = 180 К.
Мощность тепловых потоков в рекуперативной зоне
470-180-349-70 '
/ 470-180 \
1п I--------J
\ 349-70 /
10 3 = 48,3 кВт/м3.
Балансовый расход теплоты. Эффективное количество теплоты,
. участвующей в теплообмене;
а) в реакционной зоне [см. уравнение (IV.214)]
Д Qp = 0,75-1,69-0,92 (1370 — 290) = 1260 кДж/кг извести;
‘/HjO + <7н”о + (?энд — 9экз) + <7ппп + А Яр + ₽р Яо.с = 224 + 50 +
+ (2740 — 0) + 196Ц- 1260 + 0,6-475 = 4755 кДж/кг извести;
б) в рекуперативной зоне ;[см. уравнение (IV.215)]
A Qo = 0,9 (1370 — 450) + 0,4-475 = 1020 кДж/кг извести.
Рабочий объем печи. Согласно уравнениям (IV.214), (IV.215):
а) в реакционной зоне
ор = 2,3 (4755/87,5) = 125 м3;
б) в рекуперативной зоне
ц0 = 2,3 (1020/48,3) = 49 м3.
> Общий рабочий объем [см, уравнение (IV.216)]
V= 1,3 (125 + 49) « 226 м3.
Рабочая высота шахты (полезная)
Н = 226/(0,785-42) « 18 м.
Глава V. ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ СУШКИ, ДЕГИДРАТАЦИИ И ТЕРМОВЛАЖНОСТНОЙ
ОБРАБОТКИ ВЯЖУЩИХ СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
§ V.1, ВИДЫ ОБОРУДОВАНИЯ И ОБЛАСТЬ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ
Сушка, дегидратация и термовлажностная обработка мате-
риалов и изделий (см. § III.1) относятся к низкотемпературным
технологическим процессам осуществляемым при температурах
нагрева материала ниже 200°С). В производстве вяжущих мате-
риалов сушат сырье, минеральные добавки и каменноугольное
топливо (см. рис. 1.4... 1.9). Для сушки этих материалов приме-
— 182 —
яяют барабанные сушилки и сушильно-размольные машины, как
например, шаровые и молотковые сепараторные мельницы. Про-
цесс дегидратации гипсового камня осуществляют в 1гипсовароч-
ных котлах, запарниках, барабанных сушилках и в шаровых се-
параторных меЛьницах (см. рис. 1.8 и 1.9). Для термовлажностной
обработки паром бетонных изделий применяют автоклавы и про-
парочные камеры.
Если начальная (природная) влажность материала, например
сырья или угля, подлежащего помолу, меньше 10%, то сушку и
помол можно совмещать в одном сушильно-размольном агрегате,
называемом сепараторной мельницей. При начальной влажности
материала 10% и больше его сушат в две стадии: сначала в бара-
банной сушилке удаляют избыточную влагу, затем, после доведе-
ния остаточной влажности до 10% |И менее, материал направляют
в сушильно-размольный агрегат для получения из него сухого
порошка.
§ V.2. БАРАБАННЫЕ СУШИЛКИ
Корпус сушилки представляет собой сварной стальной цилиндр
с двумя бандажами, каждый из которых опирается на пару роли-
ков. Наклон барабана 2... 4°, скорость его вращения вокруг оси
около 5 мин-1. Барабан приводится в движение от электродвига-
теля через редуктор, подвенцовое и венцовое зубчатое колесо,
насаженное на корпус барабана.
Материал, предназначенный для сушки, загружается через
верхний открытый конец барабана, выгружается через нижний,
слой материала передвигается по барабану в результате его на-
клона и вращения. Если применяется прямоточная тепловая схема
(см. рис. IV.15,a,a), то сушильный агент вводится в барабан со сто-
роны верхнего конца и движется к нижнему концу попутно с движе-
нием материала. В случае применения противоточной схемы (см.
рис. IV. 15,5,5) он поступает в барабан через нижний конец и дви-
жется по нему навстречу движущемуся материалу.
В производстве вяжущих материалов при сушке угля применя-
ются прямоточные тепловые схемы как более приемлемые для
предотвращения возгорания угля и сохранения в нем летучих
горючих веществ в процессе сушки. Для сушки негорючих мате-
риалов и дегидратации гипсового камня применяют обе схемы.
Прямоточная схема по сравнению с противоточной обеспечивает
более интенсивную сушку и максимальный удельный съем пара,
вследствие достижения высоких температурных напоров в начале
процесса —в тот период, когда влажность материала максималь-
на и он легко сушится. С другой стороны противоточная схема поз-
воляет по сравнению с прямоточной достигать наиболее полного
использования теплоты и экономии топлива.
На рис. V.il,a показан общий вид прямоточной барабанной
сушилки со вспомогательным оборудованием. Со стороны загру-
зочного конца барабана установлена топочная камера, бункер
сырого материала и питатель, а со стороны разгрузочного конца —
183 —
Рис.' V.l. Устройство и размеры (см. табл. V.2) барабанных сушилок
а — общий вид; б — типы теплообменников; в — герметическая схема; / — разгрузочная ка-
мера; 2 — пылеуловитель; 3 — дымосос; 4 — питатель; 5 — буикер сырья; 6 — смесительная
камера; 7 — топка; 8 — загрузочные лопасти; 9— теплообменники; 10 — верхняя роликоопо-
ра; // — привод; 12 — пылевой шнек; 13 — нижняя роликоопора; 14 — уплотняющее устрой-
ство; 15 — конвейер высушенного материала; 16 — лопастной теплообменник; 17 — навеска
цепей; 18 — ячейковый теплообменник
— 184 —
пылеуловитель для очистки отработанного сушильного агента и за
ним дымосос, посредством которого создается принудительное дви-
жение греющих газов. На обоих торцах барабана монтируют
скользящие газоуплотняющие устройства, значительно сокращаю-
щие подсосы окружающего воздуха.
Внутри барабана устанавливают различные теплообменные
устройства (рис. V.1,6), способствующие увеличению контакта ма-
териала, предназначенного для сушки с сушильным агентом для
интенсификации процесса. В загрузочном конце монтируют спира-
леобразные лопасти, основное назначение которых — предотвра-
тить пересыпание материала в смесительную камеру. При сушке ма-
териалов, склонных к налипанию на внутренние стенки барабана,
целесообразно применять лопастные теплообменники (в виде
полок) или навеску цепей. При сушке хорошо сыпучих (не липких)
материалов целесообразно иметь ячейково-секторные теплообмен-
ники. Можно также использовать и комбинацию перечисленных
теплообменников, применяя в начальной стадии сушки лопасти
или цепи, в конечной ячейково-секторные устройства.
При прочих равных условиях съем пара, достигаемый на бара-
банных сушилках, зависит от физических свойств, главным обра-
зом от начальной влажности и размеров кусков материала для
сушки. Чем выше начальная влажность и мельче куски, тем ин-
тенсивнее протекает испарение влаги.
Частоту вращения барабана п в мин-1, время прохождения че-
рез него материала т в мин и необходимую мощность привода для
вращения барабана N в кВт подсчитывают по формулам:
п = mkLjx D tga; (V.l)
т = 120 РРм • (V 2)
А [200— (шс — оум) ]
N = 0,00130» L рм п 6, (V.3)
где wc и wM—влажность исходного сырья и высушенного материала в %; -О и
L — диаметр и длина барабана по кожуху в. м; а и ф— утол наклона барабана
в град и коэффициент заполнения барабана материалом в долях единицы (0=
= 0.1 . . . 0,25); рм и А—средняя насыпная плотность материала в кг/м3 и
паросъем в кг/(м3-ч); т, k и б—экспериментальные коэффициенты, значения
которых приведены в табл. V.I.
Таблица V.I. Экспериментальные коэффициенты
в уравнениях (V.1) и (V.3)
Теплообменник т при прямого ке k при противо- токе Л
Лопастной или навеска цепей Ячейково-сепараторный 0,5 1 0,2... 0,7 0,7... 1,2 0,5... 0,7 1,2... 2 0,04 ... 0,07 0,01 ... 0,02
Тепловой баланс барабанной сушилки составляют согласно
данным табл. Ш.З с уточнениями, сформулированными в уравне-
ниях (III.62) ... (111.65). Производительность сушилки по выходу
— 185 —
влаги Bw и высушенного материала В в кг за 1 с (см. уравнение
(III.66) имеет между собой количественную связь
где IV с и IVм— относительная влажность исходного и высушенного материала..
В практике нормирующим показателем’- работы барабанных
сушилок является паросъем А в кг/м3/ч, связанный с Bw и В зави-
симостью
А = 4590 (Bw /D* L) = 4590 (B/D* L) (Wc - FM). (V,5)
При нормировании параметра А рабочий объем сушилки V в.
м3 может быть найден по формуле
V = 3600 (Bw/A) = 3600 (В/A) (Wc — Wu). (V.6>
Практические данные о съеме пара и других режимных пока-
зателях барабанных сушилок приведены в табл. V.2, а нормируе-
мые размеры их корпуса (рис. V.l,e) в табл. V.3.
§ V.3. СУШИЛЬНО-РАЗМОЛЬНЫЕ АГРЕГАТЫ
В этих агрегатах протекает совмещенный сушильно-размоль-
ный процесс, что по сравнению с разделенными процессами сушки
и помола позволяет сократить количество единиц и стоимость тех-
нологического оборудования, повысить производительность труда:
Таблица V.2. Режимные показатели I—III барабанных сушилок
Показатель Материалы для сушки
Глина Известняк
I п I II
Теплообменные устрой- ства и тепловая схема Лопастные, прямоток (см. рис. IV.15, а) Ячейковые, противоток (см. рис. IV.15, б)
Влажность материала в %: исходного высушенного 22 5| 9 0,7 10... 15 1,5 8... 10 0,5
Относительная влаж- ность материала в Не- исходного высушенного 0,282 о,о5а 0,099 0,007 0,11 ...0,18 0,0015 0,09... 0,11 0,005
Температура в °C: газов начальная материала конечная 600 . . . 700 80 ... 100 800... 1000 70 ...80 10-00. 80 800 120
Размеры кусков мате- риала в мм — — 0... 15 0... 20
Паросъем в кг/(м3-ч) 50... 60 60 45... 65 30 ... 40
— 186 —
Продолжение табл. V.2
- Материалы для сушки
Показатель Песок Уголь
и III каменный ПОДМОСКОВНЫЙ
Теплообменные устрой- ства и тепловая схема Навеска цепей, прямоток (см. рис IV. 15,а, г') Лопастные, прямоток (см. рис. IV. 15,а, г)
Влажность материала в %: ИСХОДНОГО высушенного 4...8 0,05 6 0,3 15 3 9 0,6 30 10...15
Относительная влаж- ность материала в %: исходного высушенного 0,04...0,09 0,0005 0,064 0,003 0,18 0,031 0,099 0,006 0,429 0,11...0,18
Температура в °C: газов начальная материала конечная 840’ .100 1000 80 700 80 800...1000 60 430 150
Размеры кусков матери- ала в мм — 0...15 — —- 0...10
Паросъем в кг/(м3-ч) 45...65 80 90 30...40 40...60
и экономить капиталовложения. К сушильно-размольным агрега-
там, применяемым в производстве вяжущих строительных мате-
риалов в настоящее время, относят шаровые и молотковые сепа-
раторные мельницы. Весь измельченный материал выносится из
них сушильным агентом по законам пневмотранспорта (см.
§ IV.7), в связи с чем они работают только по прямоточной теп-
ловой схеме (см. рис. IV. 15,а). При работе на каменном угле
сушильно-размольные машины должны быть снабжены предохра-
нительными взрывными клапанами. Угольная пыль и воздух обра-
зуют взрывоопасную смесь различной концентрации (табл. V.4).
Необходимо выполнять «Правила взрывобезопасности установок
для приготовления и сжигания топлива в пылевидном состоянии».
Взрыв угольной пыли может произойти в результате воспламенения
в замкнутом пространстве газообразных компонентов, которые по-
лучаются при нагревании взрывоопасной смеси. Если в составе
сушильного агента содержится кислорода воздуха меньше 16...
19%, то взрыв не произойдет. Это требование выполняют соответ-
ствующей дозировкой топочных газов и воздуха при получении
сушильного агента. Следует не допускать тлеющих отложений
угольной пыли внутри системы пылеприготовления. Нельзя пере-
сушивать, переизмельчать и перегревать уголь выше установлен-
ных норм.
Шаровые сепараторные мельницы (рис. V.2) относятся к тихо-
ходным агрегатам. Материал измельчается при вращении брони-
— 187 —
Таблица V.3, Основные типоразмеры в м, нагрузки иа опоры
и частота вращения барабаииых сушилок (все барабаны иа двух опорах)
Рабочий объем V в ма Размеры (см. рис. V. Л в, м) Отношение L/D Номинальная нагрузка иа опору в кН Частота вра- -1 щения в мин
D L 1 1х
20 1.6 10 2,05 5,9 6,25 250 3,2:. 6,4
38 2 12 2,5 7 6 400 3,2.. 6,4
53 2,2 14 2,9 8,2 6,36 400 3,2.. 6,4
88 2,5 18 3,75 10,5 7,2 630 2.. 6
123 2,8 20 4,15 11,7 7,15 800 2.. 6
141 3 20 4 12 6,67 1000 2.. 6
177 3,2 22 4,5 13 6,88 1250 2... 6
259 3,5 27 5 17 7,7 1600 2.. 6
352 4 28 5 18 7 2000 2.. 6
556 4,5 35 6,5 22 7,78 2500 2.. 6
686 5 35 6,5 22 7 3150 2.. .6
Таблица V.4. Взрывоопасная концентрация угольной пыли в воздухе
Топливо Взрывоопасная концентрация в кг/м3 Развиваемое давление га- зов при взры- Минимальная объемная кон- центрация О? в %, выше которой воз- можен взрыв пыли
минимальная максимальная
ве пыли в кПа
Каменный уголь 0,32 . .0,47 3. .4 130 ... 170' 19
Бурый уголь 0,215. .. 0,25 5. .6 310 ...330 18
Сланец и торф 0,16. .0,18 13. • 16 300 ...350 16
— 188 —
Рис. V.2. Шаровая сепараторная мельница
/ — питатель сырого материала; 2 — подводящий газоход сушильного агента; 3 — газоуп-
лотиитель (мигалка) при загрузке сырого материала; 4 — шахта для предварительной
подсушки материала; 5 — выравнивающее кольцо; 6 — загрузочный патрубок; 7 — входная
цапфа мельницы; 8 — корпус мельницы с теплозвукоизоляцией; 9 — бронефутеровка кор-
пуса; 10 — выходная цапфа мельницы; 11 — разгрузочный патрубок; 12 — венцовое зубча-
тое колесо привода; 13 — редуктор; 14 — электродвигатель; 15— выходная труба; 16 — на-
ружный конус сепаратора; 17 — внутренний конус сепаратора; 18 — регулирующие лопатки-
79 — выходной трубопровод сепаратора; 20 — предохранительный клапан (прн работе на уг
ле); 21 — газоуплотнитель (мигалка) на выгрузке крупкн из сепаратооа: 22 — течка возвра-
та крупки
— 189 —
рованного стального барабана загруженными в него шарами, изго-
товленными из твердой марганцовистой стали. Агрегат состоит из
цилиндрического корпуса (барабана) с торцевыми днищами, в
центре которых имеются полые цапфы, опирающиеся на подшип-
ники скольжения. Внутри цапф вставлены втулки со спиральны-
ми выступами, способствующими ускорению продвижения загру-
жаемого материала и возвращению в барабан шаров, попавших
в цапфу. Барабан приводится в движение от электродвигателя
через редуктор, подвенцовое и венцовое зубчатое колесо, наса-
женное на корпус барабана. Со стороны загрузочного конца цап-
фа барабана снабжена патрубком, через который загружается ма-
териал и вводится сушильный агент с температурой до 450°, а со
стороны разгрузочного конца — подсушивающей вертикальной
трубой, соединенной наверху с сепаратором.
В сепараторе порошок, вынесенный сушильным агентом из
барабана, разделяется на крупные частицы, которые возвращают-
ся в барабан для домола, и мелкие частицы, являющиеся готовым
продуктом —они поступают вместе с отработанным сушильным
агентом в пылеуловитель. За ним установлен мельничный венти-
лятор, с помощью которого поток сушильного агента непрерывно
циркулирует через всю мельничную систему. Тонину помола ма-
териала регулируют изменением расхода (скорости) потока по-
средством открытия или закрытия шибера перед вентилятором, а
также поворотом лопаток сепаратора.
Опорные цапфовые подшипники мельницы снабжены водяным
охлаждением и принудительной жидкой масляной смазкой. Зуб-
чатые колеса имеют капельную смазку. В местах соединения
вращающихся цапф барабана с неподвижными патрубками уста-
навливают войлочное уплотнение, прижатое пружинами. Бара-
бан мельницы выложен изнутри броневыми плитами волнообраз-
ной формы, выполненными из марганцовистой стали с глубиной и
шагом волн соответственно 25... 35 и 200...250 мм. На современ-
ных агрегатах предусмотрена тепловая и звуковая изоляция
корпуса. Между ним и броневыми плитами проложен листовой
асбест толщиной 10 мм, а с наружной стороны корпуса слой вой-
лока толщиной 40 ... 70 мм. Войлок закрыт снаружи тонколистовой
сталью. В барабан загружают стальные шары диаметром 25 ...
•60 мм, они занимают 18..: 22% объема барабана, насыпная масса
шаров 4,9 т/!м3.
В мельницу можно загружать обрабатываемый материал с раз-
мерами кусков до 40 мм. Оптимальные условия работы шаровой
загрузки соответствуют скорости вращения барабана, подсчитан-
ной по формуле,' в мир1-1
n = 32//D, (V.7)
где D — внутренний диаметр барабана в м.
Характеристики серийных шаровых сепараторных мельниц
приведены в табл. V.5.
Молотковые сепараторные мельницы относятся к быстроход-
ным размольным агрегатам. Материал измельчается при враще-
— 190 —
Таблица V.5? Характеристики шаровых сепараторных мельниц
Характеристики Типы мельниц
287/470 (Ш-16) 320/570 (Ш-25) 340/650 (Ш-32А) 370/850 (Ш-50А) 400/1000 (Ш-70)
Диаметр бара- бана D в м 2,87 3,2 3,4 3,7 4
Длина бараба- на L в м 4,7 5,7 6,5 8,5 10
Внутренний объем барабана V в м3 30,4 45,8 59,2 91,5 125,6
Масса шаровой загрузки бш в т 34 53,9 68,2 101,5 143
Частота враще- ния барабана п в мин—1 18,7 17,8 17,2 17,6 17,1
Производи- тельность Вр в кг/с по углю АШ при /?008 = = 7% 4,5 6,9 8,9 13,9 19,5
Мощность элек- тродвигателя N в кВт 500 80 0 1000> 2000 2460
Удельный рас- ход электро- энергии Эм в кВт-ч/т 31 32 31 40 35
Масса мельни- цы без электро- оборудования в т 59 98,8 154 168 247
Диаметр сепа- ратора Dc в м 3,35 3,5 4 4,5 5
Производи- тельность мель- ничного венти- лятора Им.в в м3/с 11,5 * 17,5 22,5 32,5 44
— 191 —
П-образное ба ио
Рис. V.3. Молотковая сепараторная мельница
4J — общий вид. б — типы теплообменников; в — герметическая схема; / — разгрузочная ка-
мера; 2 — пылеуловитель; 3 — дымосос; 4 — питатель; 5 — бункер сырья; 6— смесительная
камера; 7 — топка; 8 — загрузочные лопасти 9— теплообменники; 10 — верхняя роликоопо-
ра; // — привод; 12 — пылевой шнек; 13 — нижняя роликоопора; /4 — уплотняющее устрой-
ство; 15 — конвейер высушенного материала; 16 — лопастной теплообменник; 17 — иавеска
15 — камера-ловушка
нии ротора (окружная скорость 50 ... 85 м/с) с шарнирно-наса-
женными на него молотками (билами). Вал ротора пустотелый,
охлаждается водой и опирается на водоохлаждаемые подшипни-
ки скольжения. Агрегаты комплектуются центробежными, либо
шахтно-гравитационными сепараторами. Подвод в мельницу су-
шильного агента с температурой до 450°С может быть аксиаль-
ным вдоль оси ротора (мельницы ММА) и тангенциальным по
касательной окружности ротора (мельницы ММТ). На рис. V.3 по-
— 192 --
казана мельница с аксиальным вводом газов и центробежным се-
паратором. Применяются также и мельницы с комбинированным
вводом сушильного агента (ММАТ). Ротор состоит из закреплен-
ных на валу дисков, оснащенных билодержателями с шарнирно на-
детыми на них бил'ами.
Наибольшее применение находят била П-образной формы и
выдвижные била с удлиненной рабочей частью. По мере ее износа
била выдвигают вперед. Била изготовляют из марганцовистой ста-
ли. Для повышения срока службы рабочую часть бил наплавляют
твердыми сплавами. Ротор заключен в металлический корпус,
выложенный изнутри броневыми плитами из марганцовистой ста-
ли. В нижней части корпуса имеется небольшая камера (ловуш-
ка), в которой могут скапливаться металлические предметы, слу-
чайно попавшие в мельницу. Это устраняет опасность поврежде-
ния ротора и бронеплит мельницы.
В результате вращения ротора и просасывания через мельницу
сушильных газов измельченный материал выносится в располо-
женный над ротором сепаратор, снабженный отбойной плитой.
Особо крупные частицы материала, ударяясь о плиту, выпадают
из потока и возвращаются в мельницу для домола. Остальная
часть материала, вынесенного из мельницы, поступает вместе с
газами в сепаратор. В нем крупные частицы выпадают в нижнюю
часть внутреннего конуса, а из нее возвращаются в мельницу для
домола. Мелкие частицы, представляющие собой готовый продукт,
выносятся потоком газов и поступают в пылеосадительный аппа-
рат, за которым установлен мельничный вентилятор. Тонину по-
мола регулируют изменением положения входных створок сепа-
ратора. Молотковые мельницы отличаются от шаровых меньшей
массой и экономным расходованием электроэнергии. Характери-
стики серийных молотковых сепараторных мельниц приведены в
табл. V.6.
Теплотехнологический расчет сушильно-размольных агрегатов
(см. табл. V.5 и V.6) делают с целью определения производи-
тельности по размолу и увязки ее, с производительностью по
сушке. Оба параметра должны быть численно одинаковы. В об-
щем виде производительность по выходу готового продукта Вр в
кг за 1 с можно представить произведением пяти параметров
Вр — Си Кр Kr Кв» (V. 8)
Входящие в эту формулу параметры имеют свои индивидуаль-
ные зависимости. Конструктивный параметр Ск определяют по
формулам: ,,
а) для шаровых сепараторных мельниц
Ск = 0,834-10~2 О2’4£п°-^бКи; (V.9)
б) для молотковых сепараторных мельниц
Ск = 0,278-10—5 aw^l-m^Kp, (V.10)
где D, L, п — внутренний’ диаметр, длина в м и частота вращения в мин-1
барабана мельницы; Кб — коэффициент, учитывающий тип бронефутеровки ба-
7 Зак. 869
— 193 —
Таблица V.6. Характеристики и типоразмеры (I—IV) молотковых
сепараторных мельниц
Характеристики Аксиальные мельницы ММА « / Аксиальио-тангенци- Тангенциальные мельницы/ альные мельницы ММТ 1 ММАТ
I II I II Ш IV I 11 in
Диаметр ротора D в м 1,5 1,66 1,5 1,5 2 2,6 1,5 1,6 2
Длина ротора L в м 1,67 2,03 2,51 3,23 2,2 3,36 1,55 2,39 3,23
Общее количест- во бил т в шт. 84 102 126 162 1С2 168 60 88 . 116
Количество бил в одном ряду ть шт. 6 6 6 6 6 6 . 6 6 6
Частота вращения ротора п, мин-1 735 735 735 735 735 590 735 740 740
Производитель- ность Вр в кг/'с по бурому углю при Яоо8 = 55.% 5,7 6,7 8,5 11 14,8 28 6,4 10,6 18
Мощность электро- двигателя N в кВт 320 400 400 500 630 800 320 500 550
Удельный расход электроэнергии Эм в кВт-ч/т 15,7 16,7 13 12,6 11,4 7,9 13,8 13,1 8,5
Масса мельницы 8,7 10,7 18,8 23,5 32 55 18,9 29,1 37,4
без электродвига-
теля в т
рабана мельницы: для гладкой брони Ле = 1, для каблучковой Кб=1,1; Кя—
коэффициент, учитывающий износ мелющих органов; для шаровых мельниц
Ки=0,9 для молотковых 0,85; а — коэффициент, учитывающий тип сепаратора:
для инерционного сепаратора а = 1,5, для центробежного а =1,4 и для шахт-
ного а=1 . . . 1,2; щОкр — окружная скорость вращения ротора в м/с, равная
ц>о,-Р = лсМ/60; d, I — диаметр и длина ротора мельницы; mi — число бил в од-
ном ряду по окружности ротора.
Нагрузочный параметр Сн= определяют по экспериментальным
зависимостям:
а) для шаровых сепараторных мельниц
Сн = ф0,6 = (Сш/У рш)0,6; (V.H)
б) для молотковых сепараторных мельниц
— 194 -
I N \*
CB= 1,43—-1 , (V.12)
\ A\ /
где Ош, Рш, V — масса в кг, насыпная плотность загруженных шаров, равная
рш=4900 кг/м3 и рабочий объем барабана мельницы в м3; N, NT— общая по-
требляемая мощность и затрачиваемая при работе мельницы на холостом ходу
в кВт; х—экспериментальная константа: для инерционного и центробежного
сепаратора х=0,7, для шахтного х=0,5.
Мощность холостого хода молотковой мельницы в кВт подсчиты-
вают по формуле
^ = 7.Ю-5щЗкрСб0/^й/, (V.13)
где Се, Р — коэффициенты, учитывающие: лобовое аэродинамическое сопротив-
ление бил — Сц=0,6 ... 1 и относительную высоту бил, согласно выражению
f5=l—0,7(1— 0,4/d)‘.
Параметр Си [см. уравнение (V.12)] можно также найти по
графику (рис. V.4,a), на котором показана экспериментальная
зависимость N/'Ni==f(w0Kp).
Коэффициент размолоспособности материала Кр в формуле
(V.8) для мельниц того и другого типа находят по соотношению
вспомогательных параметров.
Пт
---п----(v14)
Д
где Ал — лабораторный коэффициент размолоспособности материала, характе-
ризующий собой сопротивляемость материала измельчению.
Он равен отношению удельных расходов электроэнергии на
размол материала, принятого за эталон и испытуемого материала
при одинаковых для обоих материалов начальной крупности ку-
сков и конечной тонине помола. Для его определения применяют
метод ВТИ (по углям), который может быть распространен и на
другие материалы. Метод предусматривает размол пробы материа-
ла в лабораторной шаровой мельнице диаметром 270 и длиной
210 мм, заполненной 6- и 2-килограммовыми фарфоровыми шарами
диаметром соответственно 30...36 и 15...20 мм. В лабораторную
мельницу загружают 0,5 кг испытуемого материала с размерами
частиц 1,25 ... 3,2 мм и пускают ее в ход на 15 мин, в течение кото-
рых она сделает 624 оборота (41,6 мин-1). Затем измельченную
пробу просеивают через сито № 008 и определяют остаток /?оов в
% на этом сите, по которому находят величину ka по формуле
Ал= 1,96 ^(1п (100/Я0 08)Р . (V.15)
При испытании углей в качестве эталона принят донецкий ан-
трацит АШ, для которого ka = 1 и /?008 = 69,2%. Для других видов
углей 0,8<Лл<12,5. В данном случае параметр Пя :(рис. V.4,6) в
качестве эталона равен единице, что соответствует 20% остатка
на сите с отверстиями 5 мм при максимальном начальном размере
кусков пробы 15 мм. При испытании на размолоспособность по
методу ВТИ сырьевых материалов для получения известняковой
и гипсовой муки, цемента и молотой извести. эталоном может
остаться донецкий антрацит АШ. Это ббосновываетсяприменением
7* Зук 369
195 —
а)
5,5
4,5
3,5
25.
7,5
а)
Рис. V.4. Виды затрат энергии иа молот-
ковых мельницах и характеристики уголь-
ной пыли
Рис. V.5. Влияние интенсивности венти-
ляции и степени загрузки шарами на
производительность мельниц
а — значения К ; б — значения К.
в яр;
/ — для антрацита АШ; 2 — для буро-
го, тощего и каменного угля
а — связь мощности и скорости вращения
ротора молотковых мельниц [см. уравне-
ние (V.12)]; 6 — поправка на крупность
дробления исходного материала П д
(уравнение V.14); в — зависимость удель-
ной поверхности угольной пыли от
остатков иа ситах /?0ов и Z?02ii f — мини-
мальные значения; 2 — средние для мель-
ниц С инерционными и центробежными
сепараторами; 3 — средние для мельниц с
шахтными сепараторами
в производстве вяжущих матери-
алов систем углепылеприготовле-
ния с использованием шаровых и
молотковых сепараторных мель-
ниц, сходственных с другими име-
ющимися мельницами.
Поправки на влажность 77wi
и nW2 подсчитывают в зависи-
мости от влажности исходного wc
и высушенного материала wM в %| средней влажности w в процессе
сушки и гигроскопической влажности материала w0 в % по фор-
мулам:
/ 100 — w \
Л™ = \ 100 —в>с /’
Средняя влажность материала составляет в %:
а) для шаровых сепараторных мельниц
/ а>с + 3 \ _
W ~ \ 4 ) ’
(V.16)
(V.17)
(V.18)
— 196 -
б) для молотковых сепараторных мельниц
В уравнение (V.14) входит также поправка 77д на крупность
кусков материала, поступающего в мельницу. Значение ее находят
по графику (см. рис. V.4,6) в зависимости от остатка /?5 в % при
просеивании пробы исходного материала через сито с отверстия-
ми 5 >мм.
Коэффициент тонкости помола материала Кя в формуле (V.8)
определяют по остатку Roos в % при просеивании пробы получен-
ного порошка через сито № 008 по формулам:
а) для шаровых сепараторных мельниц
KD = —/==Х.——; (V. 20)
* У In (100/^ов) ’
б) для молотковых сепараторных мельниц
= [In (ЮО/Лоо8)р~ ’ (V 21)
где р — экспериментальная константа; для инерционного и центробежного сепа-
раторов р=0,6, для шахтного р='1.
Тонина помола материала, определяемая экспериментально по
остатку Roos в %, при просеивании только на одном сите не может
полностью характеризовать его удельную поверхность S3 [см.
уравнение (IV.64)]. Для оценки ее необходимо иметь остаток при
просеивании хотя бы еще на одном сите, например № 021 (/?02i
в %). Тогда для каждого материала с одинаковыми физическими
свойствами можно найти зависимость Sa=f(Roos, Roai) в м2/кг.
Для угольной пыли с насыпной плотностью рс«1000 кг/м3 и ко-
эффициентом формы |[см. уравнение (IV.68)] -ф» 1,75 указанная
зависимость представляется кривыми графика на рис. V.4,e.
Коэффициент Къ, ,[см. формулу (V.8)} представляет собой для
шаровых мельниц отношение действительной производительности
мельничного вентилятора t/M.B и оптимального расхода сушильного
агента t/c.a в м3/с. Экспериментальная зависимость KB = f
/^с.а) показана в виде графика на рис. V.5,a. Можно также выве-
сти расчетную формулу для определения оптимального расхода
сушильного агента Uc.a. в м3/с и Лв '[см. формулы (V.9) ... (V.21),']:
а) для шаровых сепараторных мельниц
0,0105 . зЛ— 3-—.
V (100° Г*л + 36/? 008 У k„ К ф) . (V.22)
б) для молотковых сепараторных мельниц
к = 1
(1 + ид/а)
Скорость сушильного агента в продольном сечении ротора составляет
и,с.а = им.в/(Ц в м/с; й — экспериментальная константа; по практическим дан-
ным при помоле углей: для инерционного сепаратора шс;а=3,5 . . . 4,5 м/с 6 =
= 1,5, для центробежного сепаратора шс.а=2 ... 3 м/с 16=0,5.
(V.23)
— 197 —
Мощность, потребляемую шаровой сепараторной мельницей N
в кВт подсчитывают по экспериментальной формуле [обозначения
см. в формулах (V.9) и (V.11)'],
Л^= j2!A±(Oi5D^o,9K6K ,OjO5)+JV (V24)
Т]п Пэ V
где Ку—коэффициент, учитывающий степень загрузки мельницы шарами (рис.
V.5,6); Na — дополнительная мощность, затрачиваемая на охлаждение агрега-
та; при тихоходном двигателе Мд«50 кВт, при быстроходном Лд«15 кВт;
Чп-КПД привода, равный т]п = 0,85 . . . 0,95; т)э — КПД электродвигателя,
обычно составляющий 0,92.
При составлении теплового баланса сушильно-размольного аг-
регата температура отработанного сушильного агента t0.T является
заданной. Ее принимают равной 80 ... ^О^С. Температуру свежего
сушильного агента (с.а принимают до 450°С. Доля потерь теплоты
радиацией от корпуса агрегата в окружающую среду п [см. урав-
нения (1.21), (Ш.46) и табл. III.3], составляет на теплоизолиро-
ванных установках 5 ... 8%, а на установках без теплоизоляции —
15...35% от значения <7суш- С учетам уравнений (III.62) ..:
(Ш.65) находят расход топочных газов технологического
водяного пара vw = Gw/0,804 и подсасываемого в сушильную си-
стему окружающего воздуха Осуш в м3 на 1 кг высушенного мате-
риала.
Общий расход сушильного агента Uc а в м3 за 1 с, отнесенный
к То=а)73К
Пс а=(Вр-В^) (ц[ + ам + ц’уш), (V.25)
где Вп — производительность сушилки по выходу влаги в кг за 1 с [см. фор-
мулу (V.4)].
Необходимая производительность мельничного вентилятора
Um.b (в м3 за 1 с) при температуре отработанного сушильного
агента Т0.г (в К) с расчетным запасом примерно 30% может быть
подсчитана по формуле
Пм.в«1,3 (ц[ + ои +^уш) (V.26)
'Аэродинамический расчет сушильно-размольных агрегатов(поз-
воляет определить сопротивления и затраты энергии согласно зави-
симостям, описанным в §§ IV.3, IV.4, IV.5 и IV.7. По результатам
расчета выясняют необходимые характеристики мельничных вен-
тиляторов по данным, изложенным в § IV.8. Коэффициент со-
противления мельницы может быть принят ьм~3,5, мельничного
сепаратора £с = 2,5... 3: Коэффициент £м отнесен к скорости газов
внутри мельницы, а £с — к скорости газов при входе в сепаратор.
Концентрация твердой взвеси в газах, вышедших из мельницы, в
кг/кг газов может быть подсчитана
1,3 (1,35ц[ + 0,8^+ 1,29«’уш) ’ '
где К — коэффициент циркуляции материала через мельничный сепаратор, пред-
— 198 —
ставляющий собой отношение всего количества материала, входящего в сепаратор,
к выходу из него готового продукта, соответствующего разности (йр—Bw).
Значение К нормируют в пределах 1,5 ... 2.
Значения С следует использовать при подсчете аэродинамиче-
ских сопротивлений. Скорость газов внутри барабана шаровой
мельницы нормируют в пределах рум=1 ... 3 м/с, а в трубопроводе
перед сепаратором и за ним w=il5... L8 м/|с.
§ V.4. ГИПСОВАРОЧНЫЕ КОТЛЫ И ЗАПАРНИКИ
Гипсоварочные котлы нашли широкое распространение для
получения полувюдного ^-гипса. Высокопрочный а-гипс выраба-
тывают с применением запарочных аппаратов. В этих котлах и
аппаратах получают чистый типе однородного состава. Недостат-
ками их по сравнению с барабанными сушилками и сушильно-раз-
мольными агрегатами (см. § V.2 и § V.3), применяемыми тоже для
выработки гипса, являются прерывистость цикла работы и малая
производительность. Более экономично получение гипса в су-
шильно-размольных агрегатах при непрерывном цикле работы и
совмещение процессов сушки, дегидратации ,и помола.
Гипсоварочные котлы, применяемые в настоящее время, в ос
новном представляют собой аппараты периодического действия,
работающие с нестационарным во времени тепловым режимом,
вследствие периодической загрузки сырья и выгрузки готового
продукта. По габаритам и производительности эти аппараты мож-
но разделить на два вида: малогабаритные (с рабочим объемом 2—
2,5 м3) и крупногабаритные (с рабочим объемом до 12 м3 и бо-
лее). Внедряются и осваиваются также котлы непрерывного
действия со стационарным тепловым режимом.
На рис. V.6,a показан пипеоварочный котел объемом 12 м3
периодического действия, отапливаемый топочными газами. Он
состоит из сварного стального корпуса толщиной 12 ... 16 мм с
выгнутым кверху сферическим днищем, которое обогревается то-
почными газами. Для усиления обогрева внутри корпуса установ-
лены горизонтально четыре дымогарные трубы (в котлах малой
емкости труб нет). Снаружи корпус котла обмурован кирпичной
кладкой — она образует с топкой одно целое. По вертикальной
оси котла установлен вращающийся вал с надетыми на него тра-
версами, к которым прикреплены лопасти. При вращении вала в
процессе варки материал в котле непрерывно перемешивается
Для предупреждения привара гипса к сферическому днищу котла
на нижнюю траверсу навешиваются цепи с целью очистки поверх-
ности днища.
Порошок гипсового камня загружают в котел из бункера дву-
мя параллельно действующими винтовыми питателями. Загрузка
порошка в котел должна быть постепенной во избежание поломки
мешалки, так как овеженасыпанный материал не сразу приобре-
тает подвижность и нахождение его в котле в неподвижном со-
стоянии более чем на четверть высоты корпуса может тормозить
вращение мешалки. Температура материала в котле в процессе
— 199 —
Рис. V.6. Гипсоварочный котел
а — периодического действия; б — непрерывного действия; 1 — отверстие для выгрузки сва-
ренного гипса; 2 — дымоход отработанных газов; 3 — привод мешалки; 4 — загрузчик сыро-
го гипса; 5 --дымогарные трубы; 6 — бункер сырья; 7 — запасный (растопочный) дымоход;
8— шиберы; 9 — топка; 10 — топливный бункер; И— обогревающий дымовой канал; 12 —
выпуклое днище котла; 13 — траверсы мешалки; /4 —дымоход топочных газов; 15 — шла-
коприемиик топки; 16 — загрузчик тоцдива; 17 — дутьевой вентилятор; 18 — вертикальный
шнек; 19 — конвейер шлака; 20 — вход' газов в жаровую рубашку; 21 — обводиои дымоход;
22 — жаровая рубашка; 23 — подпятник шнека
— 20'0 —
варки поддерживается в пределах 125... 155°С, об окончании про-
цесса дегидратации судят по прекращению передвижения (кипе-
ния) материала в котле, которое происходит под действием вы-
деляющегося пара. Продолжительность процесса варки гипса
составляет 1 ... 2,5 ч, расход условного топлива — 5...7% массы
полученного продукта. Сваренный гипс выгружают через шибер-
ный затвор, расположенный в нижней части боковой стенки
котла.
Гипсоварочный котел непрерывного действия (рис. V.6,6)
производительностью по готовому продукту 5... 6 т за 1ч имеет
сферическое днище, собранное из чугунных элементов с асбесто-
вым уплотнением. Материал в котле подогревается топочными га-
зами,через днище и боковые стенки котла (дымогарных труб в
нем нет). Дополнительной теплопередающей поверхностью служит
жаровая рубашка, которая подвешивается внутри котла на уста-
новленной сверху металлической раме. Внутри жаровой рубашки
вертикально установлен винтовой конвейер, непрерывно подни-
мающий материал из нижней части котла в верхнюю. Рядом с
подпятником вала винтового конвейера на вал надета траверса с
закрепленными на ней лопастями и цепями для перемешивания
материала в процессе варки.
Порошок гипсового камня загружают из бункера в перифе-
рийную часть котла шнеком-дозатором. Материал в котле переме-
шивается и одновременно циркулирует: опускается вниз по пери-
ферии под действием силы тяжести и поднимается вверх с по-
мощью вертикального винтового конвейера. Варка гипса в котле
непрерывного действия автоматизирована. За контрольную темпе-
ратуру, подлежащую стабилизации на заданном уровне, принята
температура массы, выходящей из котла. Загрузку котла материа-
лом регулируют по этой температуре — если она понижается, то
подача материала в котел сокращается и наоборот. При стацио-
нарном тепловом режиме сваренный гипс, имеющий меньшую
плотность по сравнению с плотностью свежезасыпаемого порошка
гипсового камня, всплывает вверх, доходит до выгрузочного окна
и через него удаляется из котла.
При проектировании гипсоварочного котла непрерывного дей-
ствия заданной производительности определяют необходимые раз-
меры винтового конвейера и затраты энергии на его вращение.
Производительность конвейера связана с его параметрами зави-
симостью в (Кг за 1 с:
Вк = 0,013 (Р2— d2) s <р п рс, (V.28)
где D, d и s — соответственно диаметры винта н вала и шаг вннта в м; <р и
п — степень заполнения конвейера материалом (<р=0,5 . . . 0,8) и частота вра-
щения винта (п=150 . . . 200 мин-1); рс—насыпная плотность материала (см.
уравнение IV.67), равная 1200 . . . 1400 кг/м*.
В связи с циркуляцией материала внутри котла производи-
тельность конвейера Вк по сравнению с производительностью кот-
ла по выходу готового продукта Во должна быть значительно
больше — в расчетах принимают Вк/Во,=4О... 50.
— 201 —
Рис. V.7. Гипсозапарочные аппараты
б —аппараты с пропаркой материала паром, получаемым от котельной;
в, г —аппараты «самозапарннки»; / — наружный корпус; 2 — кольцевой кол-
лектор пара; 3 —1 пароотводящая труба; 4 — затвор загрузочного люка; 5 —
паропроводящий трубопровод: 6 — центральная парораспределительная труба;
7 _ конденсатоотводчнк; 8 — затвор разгрузочного люка; 9 — обогревающие
трубы; 10 — выходной паро-газовый коллектор; // — входной паро-газовый кол-
лектор; /.2 — отводящие паро-газовые каналы; 13— опорные бандажн; 14 — вал
привода; 15 — ведущие ролики; 16 — опорные ролики
— 20(2 —
Мощность, затрачиваемая на вращение винта конвейера, скла-
дывается из двух составляющих: мощности Ai на подъем мате-
риала на высоту Н в iM и мощности N2 на преодоление сил трения
при движении материала. Указанные мощности подсчитывают по
формулам в кВт:
М = 0,0098 Вк И; (V.29)
N2 = 2,72-10~5 ВкНп? (D + d) f, (V.30)
где Н и / — высота винта в м и коэффициент трения, равный приближенно
(«0,2 . . . 0,25.
Мощность электродвигателя привода винтового конвейера в
кВт с запасом расчета в 30% может быть найдена по формуле
Л/= 1,3 (М + М). (V.3I)
Запарочные аппараты периодического действия предназначены
для обработки гипсового щебня (125 ... 50 мм) паром под избыточ-
ным давлением до 150 кПа. Имеются аппараты, предусматриваю-
щие использование пара от котельной, и аппараты — самозапар-
ники, в которых используется пар, выделившийся в процессе де-
гидратации гипсового щебня. Аппараты первого типа (рис. V.7,a, б)
отличаются в основном конструкцией пароподводящих устройств.
Каждый из них выполнен в виде вертикально установленного
стального цилиндра с толщиной стенок 8... 10 мм, диаметром 2...
3 м и высотой 4 ... 5 м, имеющего конусную кровлю с загрузочным
люком, снабженным винтовым зажимом, и конусное днище, в се-
редине которого установлен разгрузочный шарнирный люк, при-
жимаемый к днищу рычагом с грузом. Оба люка герметичны, что
необходимо для создания в аппарате давления пара, который под-
водится в аппарат через периферийный паропровод (см.
рис. V.7,a), либо через внутреннюю перфорированную трубу (см.
рис. V.7,6). Аппарат снабжен периферийной двухстенной кольце-
вой рубашкой с внутренней дырчатой стенкой. Она используется
при обогреве аппарата горячими газами. Полученный в аппарате
конденсат стекает через сито и отводится по трубе.
После загрузки в аппарат гипсовый щебень сначала подогре-
вают в течение 20 ... 30 мин до 60 ... 70°С горячими газами, кото-
рые нагнетаются вентилятором через паропроводящие трубы и
отводятся через периферийную рубашку. Это позволяет экономить,
пар и уменьшить выход конденсата. Затем оба люка задраивают
и переключают трубопроводы на подачу насыщенного пара, кото-
рым щебенка пропаривается в течение 5 ... 7 ч при температуре
около Г25°С. Через каждые 15 мин из аппарата выпускают конден-
сат. После отключения пара материал вновь подогревают горя-
чими газами в течение 4...5 ч до 16О...165°С. При этом из мате-
риала удаляется внешняя влага, после чего материал выгружают
из аппарата. Общая продолжительность термообработки гипсовой
щебенки в запарочном аппарате составляет 10... 12 ч.
Аппараты (рис. V.7,s) имеют конфигурацию корпуса, загрузоч-
ный и разгрузочный люки такие же, как ранее указанные аппара-
ты, но их линейные размеры меньше. Устройство' отличается тем.
- ' 203 —
что по периферии вдоль цилиндрической стенки корпуса вертикаль-
но установлен кольцевой трубный пучок. Концы труб вварены в
верхнюю и нижнюю трубные решетки, каждая из них соединена
с кольцевым коллектором. По трубам через нижний коллектор про-
пускают топочные газы, нагретые до 500 ... 600°С, отводят их через
верхний коллектор.
Схема и последовательность операций по варке гипса здесь
почти аналогична описанным выше. После загрузки гипсового
щебня задраивают люки и аппарат плавно подогревают топочными
газами до 60... 70°С. Образовавшийся конденсат выпускают через
конденсатоотводчик. Затем температуру нагрева поднимают до
125°С, после чего в течение 5...6 ч происходит самозапариванйе
щебня технологическим паром, выделившимся в результате де-
гидратации материала. Этот пар частично конденсируется и при-
ходится периодически выпускать из аппарата конденсат. В конце
каждого цикла избыточное давление пара в аппарате сбрасывают
и полученный продукт сушат топочными газами в течение 2...3 ч
при температуре ниже ЮО^С.
Разновидностью аппарата — самозапарника периодического
действия является горизонтальный вращающийся барабан
(рис. V.7,a). Он имеет внутреннее устройство, сходственное с
устройством вертикального неподвижного аппарата (см. рис. V.7,e).
Вращающийся барабан объемом около 10 м3 с внутренним труб-
ным пучком имеет снаружи три бандажа, через которые он опи-
рается на роликоопоры. Барабан приводится в движение со ско-
ростью 0,5 ... 0,7 мни-1 от электродвигателя через редуктор, вы-
ходной вал которого соединен с одним из опорных роликов.
Загрузка барабана и выгрузка из него осуществляется периодиче-
ски через люки с герметичными крышками. Пар, образующийся
при дегидратации гипсового щебня, отводится через отверстия и
трубопровод в паросборник, из которого он удаляется в атмосфе-
ру. Топочные газы подводятся к трубному пучку через одну цап-
фу и отводятся через другую. Цапфы установлены на торцовых
стенках по горизонтальной оси барабана. Конденсат технологиче-
ского пара удаляется из аппарата через штуцеры.
Преимуществом вращающегося барабана по сравнению с
неподвижным является непрерывное перемешивание массы в про-
цессе варки гипса, что сокращает продолжительность цикла. Са-
мозапаривание под давлением 130 кПа длится 1,5 ч, последующая
сушка при сброшенном давлении — 1 ч. Весь цикл варки продол-
жается примерно 3 ч. Другое преимущество — отсутствие отходов
мелкокускового сырья, так как в этом «самозапарнике» варится
мелкоизмельченный камень, не требующий фракционирования и
отсева мелочи — все сырье идет в переработку.
Для сокращения потерь теплоты радиацией во внешнюю среду
и предотвращения излишней конденсации пара корпус запароч-
ных аппаратов целесообразно снаружи теплоизолировать. С целью
достижения большей полноты дегидратации предложен способ
варки гипса в жидких средах, представляющих собой растворы
— 204 —
солей. Растворы соды, поваренной соли и др. кипят при атмосфер-
ном давлении и температуре, превышающей температуру дегидра-
тации двуводного гипса, что исключает необходимость создавать
при варке пипса повышенное давление среды и применять закры-
тые сосуды. Получаемый продукт отличается однородностью
структуры и практически полностью содержит полуводный гипс.
Однако данное предложение пока не внедрено в промышленность,
так как возникли затруднения в разработке способов быстрого
обезвоживания готовой суспензии с большим количеством воды.
§ V.5. АВТОКЛАВЫ И ПРОПАРОЧНЫЕ КАМЕРЫ
В автоклавах протекает термовлажностная обработка материа-
лов и изделий водяным паром, получаемым из котельных под избы-
точным давлением 800 ... 1200 кПа. Эти аппараты — периодиче-
ского действия со съемными торцовыми крышками, снабженными
безболтовыми быстродействующими байонетными затворами.
Автоклавы называют проходными, если обе крышки съемные
(рис. V.8,a) и тупиковыми, если одна крышка съемная, а другая —
глухая. Материалы и изделия загружают в проходные автоклавы с
одного конца, а выгружают с другого, в тупиковых загружает и
выгружают с одного конца, на котором установлена съемная крышка.
Автоклавы изготовлены в виде горизонтального металличес-
кого сварного барабана с нормализованными размерами: диаметр
2; 2,6 и 3,6 м и длина — соответственно 17; 19,1 и 21 м. Для откры-
вания и закрывания съемных крышек предназначены подъемный и
поворотный механизмы, консольно подвешенные на рычагах. С по-
мощью байонетного кольца (рис. V.8,6), поворачивающегося вок-
руг оси автоклава, уплотняют крышки. Такое кольцо снабжено
выступами, равномерно расположенными по окружности. На
крышках автоклава выступы расположены по окружности так, что
когда автоклав закрыт, выступы крышки находятся в промежут-
ках между выступами байонетного кольца. Получается прочный
замок по всей окружности. Между крышкой и байонетным кольцом
в качестве уплотнения установлено резиновое кольцо.
Открывают крышку с отводом ее в сторону, а закрывают при
помощи привода с электродвигателем, редуктором и открытой
зубчатой передачей. Крышка передвигается по монорельсу на
катках. Для создания замка байонетное кольцо гидравлическим
приводом поворачивается на расстояние, равное половине шага
между выступами. После того, как крышка установлена и сцеп-
ление ее с кольцом произошло, через штуцер пускают пар, давле-
нием которого резиновое уплотнение плотно прижимается к ли-
нии разъема крышки. Так исключается проскок пара через зазоры
между крышкой и корпусом автоклава. Управление механизмами
открывания и закрывания крышек автоматизировано.
Внутри автоклава уложен рельсовый путь нормальной колеи,
по которому закатывают и выкатывают вагонетки с материалами
— 205 —
/о
Рис. V.8. Автоклав
а — общее устройство; б — байонетное кольцо (вид с торца); 1 — шарнирный рычаг крыш-
ки; 2 —зубчатое колесо поворота н подъема рычага крышки; 3 — зубчатая рейка со што-
ком гидроцнлиндра; 4 — гидроцилиндр с поршнем; 5 — масляный насос с приводом подъ-
ема крышки; 6 — корпус крышки; 7 — байонетное кольцо; 8—корпус барабана; 9 — фла-
нец барабана; 10 — скользящая опора автоклава; // — вагонетка с пропариваемыми изде-
лиями; /2—рельсовый путь для вагонеток; 13 — вал зубчатой передачи; 14 — механизм по-
ворота крышки; /5 — выступ на корпус крышки; 16 — уплотняющее резиновое кольцо; 17 —
штуцер в крышке для зажатия резинового кольца давлением пара
или изделиями. На корпусе автоклава предусмотрены фланцы
для подключения паропровода, конденсагоотвода, установки при-
боров и арматуры. Внешняя поверхность барабана и крышек ав-
токлава покрыта тепловой изоляцией.
Автоклавы — сосуды, работающие под избыточным давлени-
ем более 70 кПа, в связи с чем они подконтрольны гостехнадзо-
ру и подлежат регистрации в его органах. Аварийноопасными
являются байонетные затворы, представляющие собой тяжелые
— 206 —
съемные устройства. Применяют устройства безопасности откры-
тия и закрытия байонетных затворов. Средства автоматики поз-
воляют открывать крышку автоклава только при полном сбросе
избыточного давления пара, а подавать пар в автоклав — лишь
при нормальном зацеплении байонетного затвюра.
При расчете автоклавов на прочность определяют необходи-
мую толщину стенок цилиндрической части корпуса и крышек по
заданному давлению пара (проектный расчет) или допустимое
рабочее давление пара по заданной толщине стенок (поверочный
расчет). Толщину стенок барабана s в мм определяют по фор-
муле
где D — внутренний диаметр барабана в мм; С—прибавка (запас) на толщину
стенки в мм, значение которой можно принимать равным 1 мм; р— расчетное
избыточное давление пара в кПа, равное максимальному давлению пара в ко-
тельной с прибавкой 5%, учитывающей настройку предохранительного устройства
автоклава; <р — коэффициент прочности, учитывающий ослабление кольцевого
сечения стеики технологическими отверстиями: <p=Sd/nZ), тде Sd—сумма диа-
метров отверстий, входящих в ослабленное кольцевое сечение барабана.
Допускаемые напряжения ст в кПа стального листа, из кото-
рого изготовлен автоклав в зависимости от марки стали состав-
ляют:
15 К 20 К 22 К 25 К
112-103 120 103 132-103 150-103
Толщину стенки торцовой крышки барабана «к в мм опреде-
ляют по формуле
sK = 0,312) . (V.33)
Силикатобетонные сырцовые изделия загружают в автоклав
после того, как они в сформованном виде достигли определен-
ной прочности, не допускающей разрушения. Для каждого вида
Изделия устанавливается режим термовлажностной обработки,
исключающий нарушение его структуры и снижение прочности.
В соответствии с трехстадийной термовлажностной автоклавной
обработкой изделий (см. § III.1), в первой стадии температура и
давление пара поднимают до максимальных значений, обычно до
175...180°С и 800...900 кПа, во второй — выдерживают в изотер-
мических и изобарных условиях, когда температура и давление
пара постоянны, и в третьей — температура снижается до 100°С
или ниже и давление — до атмосферного.
В первой стадии автоклав продувают паром для удаления из
него воздуха. При прогреве аппарата образуется много конден-
сата и для предотвращения размыва им изделий применяют эк-
ран из отдельных листов, отводящий конденсат в нижнюю
' — 207 —
часть автоклава, в сосуд-отстойник, установленный рядом с авто-
клавом.
Продолжительность автоклавной обработки зависит от тепло-
обмена внутри изделий, скорость которого пропорциональна их
теплопроводности. Наблюдается также молярный перенос тепло-
ты и массы в результате диффузии и конденсации пара, происхо-
дящих в порах изделий. Теплообмен между паром и открытой по-
верхностью изделий (естественная конвекция) в данном случае
практически не. является определяющим.
Первая стадия процесса обычно протекает 1...3 ч, вторая —
5...10 ч и третья — 1,5...2 ч, а общая продолжительность процес-
са 7...15 ч. Наибольшая продолжительность каждой стадии про-
цесса соответствует обработке силикатобетонных изделий боль-
шей толщины и наименьшим значениям параметров
пара. Средний расход пара в процессе термовлажностной обработ-
ки составляет 100...150 кг на 1 м3 изделий за 1 ч, что соответст-
вует расходу за весь цикл 600...2000 кг пара на 1 м3 изделий.
Способ автоклавирования для получения высокопрочного а-
гипса в нашей стране применяется мало, хотя в зарубежной прак-
тике этот способ распространен. В автоклав загружают гипсовый
щебень (15...50 мм), находящийся в вагонетках и пропаривают
под давлением до 150 кПа при температуре около 135°С. Даль-
нейшее повышение давления пара приводит к образованию длин-
ных и тонких кристаллов. Отливки из такого полуводного гипса
менее прочны по сравнению с отливками из мелкокристалличес-
кого гипса, полученного давлением пара менее 150 кПа. Предел
прочности автоклавного гипса при сжатии 30...40 МПа, а при
растяжении — 3...4 МПа.
Автоклавная обработка асбестоцементных изделий (плиток и
листов) позволяет экономить портландцементный клинкер, так
как асбоцементные плитки и листы в этом случае могут изготов-
ляться из цемента со значительной добавкой песка. Однако та-
кую обработку пока не применяют. В настоящее время изделия
после формования укладывают в стопы и загружают на специаль-
ных вагонетках в герметичные камеры твердения. Здесь их вы-
держивают в течение 12... 16 ч, в течение которых в результате эк-
зотермии процесса твердения выделяется теплота и изделия наг-
реваются до 4О...5О°С. Затем их твердение продолжается на скла-
дах при температуре не менее 10°С в течение 7...10 сут. Если эти
изделия подвергать 8-часовой автоклавной обработке под давле-
нием пара до 800 кПа, то на весь цикл их твердения с учетом
загрузочно-разгрузочных и транспортных операций будет затра:
чиваться не более 12...14 ч, что позволяет резко сократить складс-
кие площади.
Основную часть сборного бетона составляют изделия из порт-
ландцемента. Для ускорения их твердения, позволяющего увели-
чить примерно на один порядок оборачиваемость металлических
форм, указанные изделия пропаривают насыщенным паром низ-
кого давления, нагревая до 100°С. Режим пропаривания цемент-
— 208 —
Рис. V.9. Пропарочные камеры и устройства
а, б — туннельные камеры; в — башенная камера; г —устройство для контактного нагрева-
ния изделий паром; / — рабочее пространство, камеры; 2— пароподводящие трубы; 3 —
перфорированные трубы для выпуска пара; 4 — съемная крышка камеры; 5 — регулятор
отвода конденсата н выход конденсата; 6 — конденсатоотводящая труба; 7 — змеевик кон-
денсатора; 8 — гидравлический клапан; 9— вентиляционный канал; 10 — водяной затвор;
11 — водопровод; 12 — механизм передвижения изделий внутри камеры; 13 — механизм за-
талкивания изделий в камеру; 14 — тележка; /5 —форма с изделием; ]6 — отсекатель форм
при их подъеме и опускании; 17 — паропроводной шланг; 18 — изделие; 19 — форма с
двойными стенками; 20 — сборник конденсата; 21 — канализация
— 209 —
нобетонных изделий, как и силикатобетонных (известково-песча-
ных), трехстадийный: подъем температуры до 100°С — 2...3 ч,
изотермическая выдержка при 100°С 3...5 ч и охлаждение — при-
мерно 2 ч, общая продолжительность цикла 7...10 ч.
Пропарочные камеры для термовлажностной обработки изде-
лий из цементных бетонов работают под небольшим избыточным
давлением насыщенного пара при температуре около! 100°С. Про-
париваемые изделия занимают 10...15% рабочего объема камер.
Расход пара в горизонтальных (туннельных) камерах за весь
цикл пропарки составляет 200...400 кг на 1 м3 изделий.
Распространены горизонтальные (туннельные) пропарочные
камеры периодического действия с верхней и нижней подачей
пара по кольцевым перфорированным трубам (рис. V.9,a) и
камеры только с нижней подачей пара (рис. V.9,6). Изделия
загружаются в горизонтальные камеры на вагонетках через две-
ри торцевых стенок. При подаче пара в камеры он вытесняет воз-
дух, после чего во всем объеме камер поддерживается одинако-
вая температура. Для поддерживания постоянной температуры в
камерах они снабжаются гидравлическими клапанами или водя-
ными затворами, через которые проходит избыток пара при не-
котором избыточном давлении его в камерах. Процесс термо-
влажностной обработки изделий в камерах регулируется автома-
тически с помощью программных регуляторов.
Применяются также вертикальные (башенные) пропарочные
камеры непрерывного действия с многоярусным расположением
изделий (рис. V.9,в). Изделия загружают в камеры в формах
через проемы, расположенные в нижней части торцевых стечок.
Внутри камер изделия с помощью крана поднимают вверх с за-
данной скоростью. В верхней части камеры изделия перемещают
горизонтально из первой во вторую половину камеры, здесь их
опускают вниз и затем выгружают через торцевые проемы, про-
тивоположные загрузочным.
Перфорированные паропроводные трубы расположены в верх-
ней части вертикальных камер. Расход пара в них, благодаря ус-
Таблица V.7. Характеристики безнапорных пропарочных камер
Показатель Типоразмер
I П III
Внутренние размеры камер в м: длина ширина глубина 7 2,5 3,5 7 3,75 3,5 14,5 4 4
Наибольшие размеры пропариваемых изделий в м 2x6 3x6 3x12
Коэффициент загрузки камер изделиями 0,11...0,15 0,07...0,014 0,09...0,1
— 210 —
корению обработки изделий за счет непрерывного цикла, в 4...5
раз меньше по сравнению с горизонтальными камерами — он
равен 50...80 кг пара на 1 м3 изделий.
Вместо пропаривания в среде пара в ряде случаев применяют
так называемый контактный способ нагревания изделий через
металлические формы, имеющие двойные стенки, между которы-
ми пропускают пар (рис. V.9,a). При этом изделия в формах уло-
жены в стопу и каждая форма с помощью шлангов присоединена
с одной стороны к коллектору пара, а с другой — к отводчику
конденсата. Характеристики камер периодического действия, ши-
роко применяемых в практике, приведены1 в табл. V.7.
§ V.6. ПЕРСПЕКТИВНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
В производстве вяжущих строительных материалов для меха-
нического обезвоживания сырья перед обжигом с целью экономии
топлива можно использовать новое эффективное оборудование,
которое успешно применяют в других отраслях. В зарубежной
практике цементного производства применяют комбинирование
мокрого и сухого способов (см. § 1.2). Размол и корректирование
сырьевой смеси ведут по мокрому способу (приготовление шла-
ма), а затем шлам обезвоживают в фильтрах и направляют на
обжиг в полусухом виде, благодаря чему экономятся топливо,
вода и создаются хорошие санитарные условия работы в сырье-
вых отделениях (без пылеобразования).
Вакуум-фильтры широко применяют для разделения жидкос-
тей, содержащих твердую взвесь, на жидкую фазу — фильтрат и
твердую фазу — кек. Фазы разделяются при прохождении исход-
ной жидкости через пористую фильтрующую перегородку. Эти
аппараты используют для обезвоживания шлама с получением
кека, подлежащего обжигу, и фильтрата, возвращаемого на вто-
ричный цикл. Отечественное машиностроение выпускает вакуум-
фильтры с характеристиками, приведенными в табл. V.8.
Производительность каждого фильтра по выходу осадка под-
считывают, исходя из возможности получения при фильтровании
под вакуумом слоя осадка толщиной около 8 мм за отрезок вре-
мени не более 3 мин. Вакуум-фильтры применяют в крупнотон-
Таблица V.8. Характеристики вакуум-фильтров
Тип Площадь фильтрующей ткани, в м2 S Q. 02 Ф * S 0:1 Я * s У Число дисков Масса аппа- рата в кг Скорость вра- щения дис- ков в МИИ—1 Мощность привода дис- 1 ков, в кВт I Производи- тельность по выходу кека в кг за 1 с
ДУ-51-2,5 51 2500 6 10500 0,22.„О,97 3 2...2,5
ДУ-68-2,5 68 2500 8 12400 0,22...0,97 3 3...3.5
ДУ-100-2,5 100 2500 12 22160 0,22...0,97 3 4...4,5
ДУ-250-3,75 250 3750 14 77765 0,32...0,9 8,5 И...12
— 211 —
важных производствах на обогатительных фабриках горнорудной,
угольной и металлургической промышленности. Дисковый ваку-
ум-фильтр (рис. V.10) состоит из вращающегося горизонтального
полого двухстенного вала с установленными на нем дисками,
частично погруженными в корыто со шламом. Каждый диск соб-
ран из 12 разобщенных полых секторов с перфорированными
стенками, обтянутыми фильтрующей тканью.
Между наружной и внутренней стенками вала находятся 12
каналов, с каждым из которых сообщается один сектор диска.
Каналы вала соединены с устройством для распределения ваку-
ума, создаваемого вакуум-насосом. При вращении вала под ва-
куум попеременно включаются только те каналы, которые соеди-
нены с секторами дисков, погруженными в шлам. Под действием
вакуума фильтрат проходит ткань, поступает в каналы вала и
отводится из аппарата. Твердая фаза задерживается на поверх-
ности ткани, образуя слой осадка. В каналы, не находящиеся под
вакуумом (верхняя часть диска), поступает сжатый воздух от
компрессора. Воздух подводится к ткани скачкообразно в виде
импульса. Давлением воздуха слой осадка отжимается от ткани,
затем снимается с диска ножом и поступает на конвейер. Привод
дисков обеспечивает бесступенчатое (плавное) регулирование час-
тоты их вращения.
Камерные распылительные сушилки предназначены для ско-
ростного обезвоживания во взвешенном состоянии шламов, рас-
пыленных в виде капель и находящихся под воздействием горя-
Рис. V.10. Дисковый вакуум-фильтр
/ — отвод фильтра; 2 — полый вал; 3 —
диск с фильтровальной тканью; 4 — коры-
то; 5 — подача суспензии; 6 — устройство
для создания вакуума и избыточного дав-
ления воздуха внутри дисков; 7 — привод
вращения дисков
Рис. V.11. Распылительные устройства для
сушки шламов
а — механическая форсунка; б — диск цен-
тробежного распыления; 1, 6 — распреде-
литель; 2, 4 —накидная гайка; 3 — сопло
форсунки; 5 — завихритель; 7 — сопло дис-
ка; 8 — прокладочное уплотнение; 9 —
крышка диска; 10— диище диска; 11 —
проточка для вала диска
— 212
чих газов или воздуха. Их применяют в качестве теплоутилизато-
ров вращающихся печей. Они позволяют экономить топливо, ме-
талл и получать из капель шлама хорошо оформленные мелкие
зерна сухого материала, близкие по размерам (0,15...0,3 мм), ко-
торые равномерно обжигаются во вращающихся печах с мини-
мальным пылеуносом. Сушка шламов в распылительных сушил-
ках состоит из трех этапов: распыление исходного материала до
капель с размерами в несколько десятков микрометров, смещение
капель шлама с сушильными газами и быстрое испарение влаги
материала с выпадением сухого материала в нижнюю часть су-
шильной камеры. Распылительные сушилки отличаются одна от
другой только способами распыления шлама. Оно осуществляет-
ся либо механическими! (реже пневматическими) форсунками или
вращающимися дисками.
Механические форсунки (рис. V. 11,а) работают под избыточ-
ным давлением 1500...2000 кПа с диаметром сопла 3...8 мм. По
конструкции они родственны мазутным форсункам с тангенциа-
льными завихрителями (см. рис. II.8,а). Шлам поступает через
штуцер в канал форсунки, по нему подводится к сопловым завих-
рителям. Струя шлама перед истечением закручивается вокруг
оси сопла. Детали форсунок подвержены истиранию шламом.
Их изготовляют из твердых сплавов, например, из карбида воль-
фрама.
Распылительные вращающиеся диски .(рис. V.11,6) изготав-
ливают тоже из твердых сплавов и легированных сталей. Шлам
поступает на диск через регулировочный клапан в заданном ко-
личестве. В бортовой стенке диска диаметром 200...250 мм, вра-
щающегося со скоростью 2500...8000 мин-1, по окружности коль-
ца установлено восемь сопел диамегром 13...15 мм. Применение
карбида вольфрама для изготовления распылительных дисков
позволяет довести межремонтный цикл непрерывной работы до
1500... 1700 ч. При вращении диска в результате действия центро-
бежной силы шлам образует защитный слой, прижатый к бор-
товой стенке, которая вследствие этого изнашивается меньше и
может изготовляться из обычной нержавеющей стали. Шлам,
проходящий через сопла, выталкивается из них центробежной
силой с большой скоростью в виде струй, состоящих из мельчай-
ших капель.
Распиливание шлама можно успешно применять при хорошо
измельченной массе. Шлам перед распылением пропускают через
фильтр или вибрационное сито с отверстиями 0,2...0,3 мм для
выделения из него крупных твердых частиц, чтобы избежать за-
сорения распыляющего устройства. Капли шлама вылетают из
•форсунок или дисков в виде расходящихся струй и заполняют
собой основную часть сушильного пространсгва.
Отработанный сушильный агент вместе с выделившимися во-
дяными парами отводится из сушильной камеры в пылеулови-
тель, а затем выбрасывается в атмосферу. Высушенные твердые
частицы материала и уловленная пыль загружаются во вращаю-
— 213 —
Таблица V.9. Приближенные параметры распылительных сушилок
Параметр Типоразмер
I II Ш IV V
Размеры сушиль- ной камеры (внут- ренние) в м: 5,5 9,5 12,5
диаметр 4,5 7
высота цилиндра 3 3,7 4,7 6,3 8,8
Тепловая мощность установки в кВт Производитель- ность ио испаряе- 220 560 1410 3500 8720
мой влаге в кг за 1 с Удельный расход 0,07 0,175 0,445 1,1 2,78
тепла в кДж на 1 кг влаги Паросъем по ци- линдрической час- 3190 3180 3170 3160 3150
ти сушильной ка- меры в кг/(м3-ч) Температура су- 5,0 7,1 8,9 8,9 9,2
шильного агента начальная в ° С Температура отра- 600 600 600 600 600
ботанного сушиль- ного агента в ° С Разрежение в су- 130 130 130 130 130
шильной камере в Па Потребляемая мощ- 400 400 400 400 400
ность, включая дымосос в кВт 6,3 16 40 100 250
щуюся печь. В распылительных сушилках поддерживают темпе-
ратуру отходящих газов на уровне 12О...15О°С, на входе в сушил-
ку — в пределах 600,..800°С.
Теплотехнический расчет распылительных сушилок можно вес-
ти по данным, изложенным в § III.3, III.4, IV.4 и IV.15.
В табл. V.9 приведены приближенные параметры распыли-
тельных сушилок применительно к сушке шлама с начальной
влажностью 40%'.
Сушилки пневматические и с кипящим слоем эффективно при-
меняют при сушке мелкодробленых некомкующихся материалов
с небольшой начальной влажностью, когда сушка протекает за
короткий отрезок времени. В производстве вяжущих материалов
они могут быть использованы для сушки песка, гранулированно-
го доменного шлака и для предварительной подсушки дроблено-
го угля.
Пневматические сушилки представляют собой вертикальную
трубу, в которой в течение 1 ... 2с материал сушится во взвешен-
ном состоянии по схеме прямотока (см. рис. IV. 12, а). При дви-
— 21.4 —
Рис. V.12. Схемы пневматических сушилок
а — с восходящим потоком; б — с восходящим и нисходящим потоком; в — с аэрофонтан-
ным слоем; г —с кипящим слоем иа подовой решетке; / — топка; 2— питатель; 3 — бун-
кер сырого материала; 4— осадитель; 5 — канал с восходящим потоком; 6 — дроссель под-
соса воздуха; 7 — уловитель отходов; 5 —бункер высушенного материала; 9 — уплотняющий
разгружатель; 10 — вентилятор; И — конвейер; 12 — канал с нисходящим потоком; 13 — без-
решетчатый реактор с фонтанирующим слоем; 14 — реактор с кипящим слоем иа подовой
решетке
жении газов по трубе вверх (восходящий поток), скорость их дол-
жна быть больше расчетных значений - скорости витания частиц
материала для сушки '[см. уравнения (IV. 91)... (IV.96) ] при дви-
жении газов вниз (нисходящий поток) скорость их обычно мень-
ше скооости витания, в связи с попутным движением частиц ма-
— 215 —
гериала под действием силы тяжести. Наиболее подвержено изно-
су колено трубы, соединяющее ее с пылеосадителем. Его изготав-
ливают из твердого износоустойчивого материала либо из утол-
щенного листа металла или футеруют стенки колена броневыми
плитами.
Скорость сушки во взвешенном состоянии повышается при бо-
лее тонком измельчении материала. С повышением концентрации
в газах твердой взвеси, производительность сушилки возрастает
при ^условии, если начальная температура сушильного агента бу-
дет тоже соответственно повышена. Обычные параметры режима
работы пневматических сушилок: размер частиц материала — до
10 мм, начальная температура газов 550...600°С, конечная 100...
150°С, концентрация твердой взвеси 0,5... 1,5 кг/кг и скорость га-
зов 20...40 м/с. На рис. V. 12. показаны схемы пневматических су-
шилок с восходящим (а) и нисходящим (б) потоком газов. Влаж-
ный материал из бункера через шнековый или другой питатель
загружают в нижнюю (или верхнюю), часть трубы-сушилки. Су-
шильный агент вводят несколько ниже (или выше) места загрузки
материала. Из трубы-сушилки отработанные газы вместе с высу-
шенным материалом и выделившимися водяными парами посту-
пают в пылеуловитель. В нем высушенный материал выпадает из
потока, затем1 загружается в бункер.
При нисходящем потоке пневматические сушилки в тепловом
отношении работают менее эффективно по сравнению с восходя-
щим потоком. Особенно это заметно при крупнозернистом мате-
риале, так как в этом случае сокращается продолжительность
сушки и уменьшаются значения коэффициента теплоотдачи. Сни-
жается в этом случае и аэродинамическое сопротивление (потери
энергии) в трубе-сушилке, что является преимуществом схемы с
нисходящим потоком газов.
Сушилки аэрофонтанные и с кипящим слоем состоят из каме-
ры, в которой в течение 5...10 мин материал сушится в псевдоожи-
женном состоянии. Аэрофонтанные сушилки (рис. V. 12, в) не име-
ют подовых решеток и работают при значительной пористости
фонтанирующего слоя '[см. уравнение (IV 90)]. Конфигурация их
рабочего пространства имеет коническо-цилиндрическую форму.
Сушилки с кипящим слоем, имеющие подовые решетки (рис. V. 12,
г), дают возможность 'более равномерно высушиваться отдельным
частицам материала. Температуры теплоносителей (начальные и
конечные) в сушилках — аэрофонтанных и с кипящим слоем —
примерно одинаковы. Кипящий слой расположен на решетке, через
которую проходят снизу сушильные газы со скоростью, необходи-
мой для' перевода слоя материала из неподвижного в псевдоожи-
женное состояние [см. уравнения (III.78), (Ш.84)[]. Удельная
производительность сушилок с кипящим слоем выше по сравнению
с удельной производительностью аэрофонтанных, но вместе с тем
больше и затраты энергии, необходимые для преодоления аэроди-
намического сопротивления решетки. В указанных сушилках под
— 216 —
слоем материала давление газов значительно больше атмосфер-
ного. В связи с этим корпус сушилок должен быть надежно гер-
метизирован.
§ V.7. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
Пример V.1 (см. § V.2). Определить типоразмеры барабанной сушилки (см.
табл. V.2) для сушки гранулированного, доменного шлака в объеме 500 тыс. т
в год по высушенной массе. Начальная влажность шлака 20%, конечная 1%.
Теплообменники прямоточной сушилки ячейково-секторного типа: т=1; й=0,9;
6 = 0,01; Р=ОД5; п=4 мин-1; средняя насыпная плотность шлака рс=1200 кг/
/м3. Съем пара в расчете принять А = 50 кг/(м3-ч). Режим работы сушилки круг-
логодичный трехсменный с коэффициентом использования /<=0,9.
Решение. По уравнениям (1.10), (V.1)—(V.6):
п
2 Pi = 500 000/(8760-0,9) = 63,4 т за 1 ч;
t
п
Bt = (63,4-1000)/3600 = 17,6 кг за 1 с.
1
При двух сушилках (п=2)
В = 17,6/2 = 8,8 кг за 1 с;
К 20 \ / 1 Y1 „
—»------ — I —7-------11=2,11 кг за 1 с.
100 — 20/ \ 100—1 /]
7 = 3600 (2,11/50) = 152 м3; типоразмеры барабана (см. табл. V.2):
D = 3,2 м, L = 22 м, / = 4,5м, /1 = 13м;
120-0,15-1200 (20— 1)
т =----------------------- =45 мин;
50 (200— (20— 1)]
1-0,9-22
tga = 4T^T = °'034; а = 2°=
N = 0,0013-3,23-22-1200-4-0,01 = 45 кВт.
При одной сушилке (п=1)
В = 17,6 кг за 1 с; Bw = 2,11 - 2 = 4,22 кг за 1 с;
V = 3600 (4,22/50) = 304 м3; типоразмеры барабана;
D = 4 м, £ = 28 м, Z = 5 м, 1\ — 18 м.
120-0,15-1200 (20— 1)
Т = —:---——----------------= 45 мин;
20 [200 — (20 — 1) ]
1-0,9-28
tga == 0,035; а = 2
45-4-4
N = 0,0013-43-28-1200-4-0,01 = 112 кВт.
Пример V.2 (см. § V.3). Определить параметры шаровой сепараторной-
мельницы типа 320/570 (см. табл. V.5) для переработки известняка на извест-
няковую муку с тониной помола /?оо8=10% и остаточной влажностью шм = 1%.
Исходный известняк имеет влажность шс=8%, крупность дробления Ps=40%
(по графику иа рис. 74Д /7д.= 1,09). Гигроскопическая влажность известняка
— 217 —
Kio=O,5°/o, лабораторный коэффициент его размолоспособности /гл = 2,5. Коли-
чество сушильного агента при 7'о = 273 К: Oc.a = Oy +l'w+^ суш м3 на 1 кг
высушенного материала. Температура свежего сушильного агента гс.а =300°С,
отработанного /о.г = 100°С. Параметры: Кв = 1,3; Кб = 1>1; Ки = 0,9; ф=0,3;
Ку =1,05; т]п = 0,95; т]э=0,92; Лгд=|15 кВт.
Решение. По уравнению (V.4) выход испаренной влаги сырья
w ( 8 \ / 1 \
—— = I ~100---8~ / — I Ъо------Г I кг на ' кг известняковой муки.
Расход исходного известняка
= 1 + 0,087 = 1 ,С87 кг на 1 кг известняковой муки.
По уравнениям (V.9), (V.ll), (V. 1.4)... (V.20): .
Ск = 0,834-10~2 -3,22,4-5,7-17,80,8-1,1-0,9 = 7,7;
Сн = 0,3°’6 = 0,486; ш = (8 + 3,1)/4 = 2,75 м/с;
/ g2_____9 752
/7 = I/ ---------------= 0,945; nW2 = (100 — 2,75) / (100 — 8) = 1, С6;
У 82 — 0,52
По уравнениям (V.8) и (V.24):
Вр = 7,7-0,486-2,3-0,66-1,2 = 6,85 кг за 1 с;
N = 3,2 -5,7-17,8 з „.О. j Ь] 05 + 0 05-|-15) =760 кВт;
0,95-0,92 '
В = (6,85: 1,087) = 6,3 кг за 1 с; Bw = 6,3-0,087 = 0,55 кг за 1 с.
По уравнениям (V.25) и (V.26):
Пса = (6„85 —0,55) 2 = 12,6 м3 за 1 с при То = 273 К;
(7М В х 1,3-12,6 (373/273) =22,4 м3 за 1 с.
Пример V.3. (см. § V.3). Определить параметры молотковой сепараторной
мельницы тангенциального типа (см. табл. V.4), имеющей d = 2 м, 1=2,2 м,
п=735 мин-1, mi = 6 шт., У=630 кВт. Установка предназначена для перера-
ботки мела на меловую муку с тониной помола Яоов—10% и остаточной влаж-
ностью шм='1%. Исходный мел имеет влажность шс=15°/о, гигроскопическая
влажность мела шо=О,8%, лабораторный коэффициент его размолоспособности
£л=3. Количество сушильного агента при 7'0 = 273 К: i'o.a = v^ +ои-4-о°уш =
= 1,8 м3 на 1 кг высушенного материала. Температура свежего сушильного аген-
та с.а = 450°С, отработанного /о.г=100°С. Параметры: /7д = 1,05; р = 0,6; Кв =
=0,7; Се =0,8; х = 0,7; а=1,5; Ки = 0,9.
Решение. По уравнению (V.4) выход испаренной влаги нз сырья
В\%/ I 15 \ ( 1 \
----= ----------- — -------------- 1=0,17 кг на 1 кг меловой муки.
В I 100—15 / I 100— 1 /
— 218 —
Расход исходного мела
Во
—= 1 + 0,17 = 1,17 кг иа 1 кг меловой муки.
По уравнениям (V. 10), (V.12)...(V.21):
Ск = 0,278-10~5 -1,5 ( 3’14'2'73-5 Y 2,2-6°'25-0,9 = 5,64;
\ 60 )
Р= 1—0,7 (1—0,4/2)* = 0,712;
Nx = 7-10~5 ( 3^ 735-у 0,8.0,712^2.2,2 = 196 кВт;
I 630 \0.7 15 + 6,1
Сн= МЗ-— - 1 =2,42; ш =------------=3%;
\ 1Уо / /
nW\
152 —З2
152 —0,82
3-0,983-1,14
Лр - •
/ 100 — 3 \
= °>983: =1’14:
1,05
= 3,2; = -
-------- = 0,563.
100 \10.6
По уравнению (V.8)
Вр = 5,64-2,42-3,2-0,563.0,7 = 17,2 кг за 1 с;
В= 17,2:1,17= 14,7 кг за 1 с; Bw = 14,7-0,17 = 2,5 кг за 1 с.
По уравнениям (V.25) и (V.26):
17с а= (17,2 — 2,5) 1,8 = 26,4 м3 за 1 с при 7’0 = 273 К;
17м в= 1,25-26,4 (373/273) = 45 м3 за 1 с.
Пример V.4 (см. § V.4). Определить производительность н затраты энергии
гипсоварочного котла непрерывного действия, оборудованного вертикальным
винтовым конвейером с параметрами D = 0,6 м, </ = 0,15 м, s = 0,2 м, <р=0,5,
п=150 мин-1, Я=Й м. Средняя насыпная плотность гипсового камня р0 =
= 1300 кг на 1 м3, коэффициент трения /=0,25.
Решение. По уравнениям (V.28)...(V.31):
Вк = 0,013 (0,62— 0,152) 0,2-0,5-150-1300 = 81,5 кг за 1 с (293 т за 1 ч),
Л\ = 0,0098-81,5-2 = 1,6 кВт;
(V2 = 2,72-10~5 -81.5-2-1502 (0,6 + 0,15) 0,25 = 18,7 кВт;
N= 1,3(1,6 + 18,7) =26,4 кВт.
Принимаем Вк/'В()а;45, откуда производительность гипсоварочного котла
составит
Во = 81,5 : 45 = 1,81 кг за 1 с (6,5 т за 1 ч).
Пример V.5 (см. § V.5.). Определить необходимую толщину цилиндрической
стенки и торцовой крышки автоклава диаметром D = 3,6 м, работающего под
избыточным давлением пара р=100 кПа, если допускаемое напряжение стенок
из стали марки 20 К составляет <т=132-103 кПа. Кольцевое сечение барабана
снабжено тремя штуцерами диаметром по 50 мм каждый, т. е. <р = 1—3• 50/
/3,14-3600=0,9867.
— 219 —
Решение. По уравнениям (V.32) и (V.33);
1000-3600
5 =------------- л "I- 1 — 15 ММ J
2-0,9867-132-1G3— 1000
sK = 0,31-36C0
1000
-------г- = 97 мм.
132-1G3
Глава VI. ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ ОБЖИГА ВЯЖУЩИХ
СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
§ VI.1. ТИПЫ ПЕЧЕЙ И ОБЛАСТЬ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ
Обжиг материалов относится к самым важным' процессам в
производстве вяжущих материалов, протекающим при температу-
рах до 1700 К- Обжигают искусственные тонкоизмельченные сырь-
евые смеси для получения цементного клинкера или гидравличес-
кой извести1. Кусковой (фракционированный или мелкодробле-
ный) известняк обжигают при выработке воздушной извести (см.
рис. I, 4... 1.7). Цементный клинкер обжигают главным образом во
вращающихся печах и лишь немного в шахтных печах. Для выра-
ботки основного количества извести применяют вращающиеся и
шахтные печи. Применяют также карусельные известеобжигатель-
ные печи с небольшим объемом выработки, а печи с кипящим
слоем почти не применяют.
В производстве вяжущих материалов около 80% объема всей
продукции выпускается вращающимися печами, остальное коли-
чество шахтными и частично карусельными печами.
Существуют два способа приготовления сырьевой смеси для об-
жига во вращающихся печах — мокрый и сухой (см. § 1.2). В
шахтных и карусельных известковых печах обжигают кусковое
однокомпонентное сырье, поэтому единственно возможным для
них является сухой способ.
Каждая печь должна быть автоматически сблокирована со
вспомогательным оборудованием и механизмами, чтобы удобнее
было управлять всеми технологическими операциями. Печь долж-
на быть оснащена контрольно-измерительными приборами.
Вращающиеся печи работают на всех видах топлива (газе,
мазуте и угле) при факельном сжигании, причем уголь сжигают в
пылевидном состоянии (см. § II.6). Для шахтных печей, наряду с
газом и мазутом, применяют короткопламенные угли или кокс, ко-
торые загружают в печь вместе с сырьем в виде кусков. Карусель-
ные печи оснащают камерными топками, в которых сжигают обыч-
но газ или мазут. В некоторых случаях в цементных шахтных пе-
чах обжигают сырьевые гранулы, искусственно приготовленные из
так называемой «черной муки», полученной совместным помолом
сырья и угля в необходимых соотношениях.
— 2'20 —
§ VI.2. ВРАЩАЮЩИЕСЯ ПЕЧИ
Применяют вращающиеся печи трех видов. Первый вид — печи
без запечных теплоутилизаторов; они имеют удлиненный корпус
барабана (А/£>>30) с внутренними теплообменными устройства-
ми. В таких печах ведут обжиг материалов как по мокрому, так и
по сухому способу (рис. VI.1), Второй и третий виды — печи с
укороченным корпусом барабана (£/£) = 15...20); они не имеют
внутренних теплообменников, но оснащены запечными теплоути-
лизаторами — подогревателями сырья. Эти печи предназначены для
Рис. VI.1. Вращающаяся печь с размером 5X185 м без запечных теплоутилизаторов
/ — дымосос; 2 — электрофильтр; 3— механизм выгрузки уловленной пыли; 4 — группа цик-
лонов; 5 —запечная камера; 6 — шламовый питатель; 7 — корпус барабана; 8 — опорный
бандаж; 9 — опорный ролнк; 10 — привод барабана; 11— маслостанция; 12— вентилятор хо-
лодильника; 13 — головка печи; 14 — дутье; 15 — ввод топлива; 16 — дутьевой вентилятор;
17 — холодильник; 18 — транспортер
Рис. VI.2. Вращающаяся печь с размером 5X75 м
с шахтно-циклонным теплоутилнзатором для об*
жнга по сухому способу мелкоизмельченного (по-
рошкообразного) материала
1 — дымосос второй ступени; 2 — электрофильтр;
3 — шахта; 4 — дымосос первой ступени; 5 ~ ме-
ханизм выгрузки уловленной пыли; 6 — пневмо-
насос — питатель сырьевой муки; 7 — циклон пер-
вой ступени; 8 — циклон второй ступени; 9 —
взрывной клапан; 10 — запечная камера; ,11 — кор-
пус барабана; 12 — опорный бандаж; 13 — привод
барабана; 14 — маслостанция; 15 — вентилятор хо-
лодильника; 16 — головка печи; 17 — дутье; 18 —
ввод топлива; 19 — дутьевой вентилятор; 20—
холодильник; 21 — конвейер
нагрузка на опоры печи, мн
Общая нагрузка 16,5МН
— 221 —
обжига материалов только по сухому способу. При обжиге порош-
кообразных или мелкодробленых материалов (второй вид) запеч-
ные теплоутилизаторы состоят из вертикальных шахт с циклонами
для подогрева сырья во взвешенном состоянии (рис. VI.2).
Для обжига кусков 15...40 мм (третий вид печей) применяют
шахтные запечные теплоутилизаторы с гравитационным (стабиль-
ным) слоем (рис. VI.3). Технические характеристики перечислен-
ных вращающихся печей приведены в табл. VI.1. Все вращающиеся
печи работают по противоточной тепловой схеме (см. рис. IV. 15,
б и д).
Рис. VI.3. Вращающаяся печь размером 4X60 м с шахтными теплоутилизаторамн для об-
жига по сухому способу кускового (до 50 мм) материала
1 — дымосос; 2 — циклон второй ступени; 3 — циклон первой ступени; 4 — толкающие раз-
тружателн теплоутилнзатора; 5 — шахтный теплоутилизатор; 6 — загрузочный транспортер:
7 — механизм загрузки теплоутилнзатора; 8 — запечная камера; 9 — корпус барабана; 10 —
-опорный бандаж; 11 — привод барабана; 12 — маслостанцня; 13— вентилятор холодильни-
ка; 14 — головка печи; 15— дутье; 16— ввод топлива; 17 — дутьевой вентилятор; 18— хо-
лодильник; 19 — конвейер
Из табл. VI. 1 видно, что с увеличением производительности аг-
регата наблюдается тенденция к сокращению его металлоемкости
и некоторой экономии топлива. Возрастает также и производитель-
ность труда. Однако упомянутые показатели зависят также от спо-
соба производства (мокрый или сухой) и от вида получаемой про-
дукции. Металлоемкость и удельный расход топлива свидетельст-
вуют о преимуществах сухого способа производства цемента.
Укрупнение печных агрегатов имеет лишь одну отрицательную
сторону, заключающуюся в сокращении срока службы огнеупорной
обмуровки в высокотемпературных зонах (рис. VI.4,a), Это вызы-
вается повышением тепловой и механической нагрузкй огнеупорной
кладки в крупногабаритных вращающихся печах. Для устранения
этого требуется повысить термостойкость и механическую прочность
огнеупоров для высокотемпературных зон указанных печей.
Основной частью печей является стальной слегка наклонный
вращающийся барабан с приводом, обмурованный изнутри огнеу-
пором и опирающийся через бандажи на роликоопоры. Скорость
— 222 —
Таблица VI.1. Технические характеристики и типоразмеры (I—1Н)
вращающихся печей (расчетные данные)
Показатель Обжиг цементного клинкера по способу производства Обжиг изве- сти по сухому способу (см. рис. VI.3)
мокрому (см. рис. VI.1) сухому (см. рис. VI.2)
I II 1 1" I 1 11 1 111 I II
Внутренний диаметр стального корпуса бара- бана в м 4,5 5 7 4 5 7/6,4 4 4,5
Длина барабана в м 170 185 230 60 75 95 60 75
Рабочий объем агрегата в м3: общий в том числе: барабана 2200 2200 3240 3240 6700 6700 1000 610 2000 1240 4200 2680 960 610 1600 900
теплообменников Внутренние: на- веска цепей и ме- таллические вставки - - 1 - Запечные шахтно- циклонные: 390 | 760 | 1520 Запечные шахтные слоевые: 350 [ 700
Масса агрегата (без об- жигаемого материала) в т: всего 3550 4640 7500 1700 2840 5000 1500 2000
в том числе:, металла огнеупоров 1950 1600 2340 2300 3500 4000 1000 700 1500 1340 2500 2500 1000 500 1200 800
Число роликоопор бара- бана 7 7 ‘ 8 3 3 4 3 3
Наклон барабана в % 4 4 4 3 3 4 3 3
Частота вращения ба- рабана в мин-1 0,6... 1,2 0,6... 1,2 0,6... 1,2 0,6... 1,2 0,6... 1,2 0,6... 1,2 0,6... 1,2 0,6... 1,2
Главный привод бараба- на: число блоков мотор-ре- дукторов 2 2 2 1 1 2 1 1
потребная мощность в кВт 450 710 1200 200 320 500 200 ) 250
— 22» —
Продолжение табл, VI.1.,
Показатель Обжиг цементного клинкера по способу производства Обжиг изве- сти по сухому способу (см. рис. VI.3)
мокрому (см. рис. VI.1) сухому (см. рис. VI.2)
I 1 п Ш I 11 1 Ш I 11
Дымососы: количество 2 2 2 1 2 2 1 2
развиваемое давление каждым дымососом в кПа 2,5 2,8 3,0 3 3,5 4 4 4
общая подача в м3/с 136 170 313 68 125 222 68 107
потребная мощность в кВт 380 530 1040 450 970 1970 300 475
Общая потребная мощ- ность агрегата в кВт 830 1240 2240 650 1290 2470 500 825
Производительность по выходу продукта: агрегатная в кг/с 13,9 20 34,7 9,8 18,6 34,7 5,8 9Л3
удельная в кг/м3 за 1 ч 22,7 22,2 18,7 35,3 33,5 29,8 21,7 20,9
Тепловая мощность в тыс. кВт 88 125 215 39 72 130 31,4 49,4
Форсировка в тыс. кВт на 1 м2 поперечного се- чения барабана (в свету) 6,61 7,5 7,6 3,8 4,3 4,9 3,1 3,7
Удельный расход тепло- ты в кДж/кг (влажность сырья в %) 6320 (40) 6260 (40) 6200 (40) 3980 (2) 3870 (2) 3750 (2) 541С (5) 5340 (5)
Удельный расход элек- троэнергии, кВт-с/кг (т. е. кДж/кг) 60 62 65 66 69 71 86 89
Общие приведенные за- траты энергии в кДж/кг 6380 6322 6255 4046 3939 3821 5496 5429
Материалоемкость агре- гата в тс/кг за 1 с: общая 255 232 216 174 153 144 258 215
в том числе металл Огнеупоры 140 115 117 115 101 115 102 72 81 72 72 72 172 86 129 86
— 22)4 —
прохождения материала через барабан зависит от тех же парамет-
ров, которые входят в уравнения (V.1) и (V.2), но численные зна-
чения этих параметров различны. Для полого обжигательного бара-
бана движение массы слоя материала, согласно уравнению расхо-
да потока и действия сил тяжести1, подсчитывают по формулам:
скорость движения материала в барабане в м/ч
a» = 200Pin/(P + 24); (VI. 1)
продолжительность пребывания материала в барабане в ч
т = L/w = L (Р + 24)/200 Din-,
масса материала, находящегося в барабане в кг
- / L (Р + 24) \
т = 3600 В G ------—L _ 18 в G L
\ 200 Din J
/3 + 24
\ Din
заполнение материалом рабочего объема барабана в %
(VI.2)
(VI.3)
(VI.4)
(Р + 24)
D3 i п р
<р = 2290 В G
где В — производительность печи по выходу продукта обжита в кг за 1- с;
G — средний расход загружаемого и выгружаемого материала в кг на 1 кг про-
дукта обжига: G = 0,5(Gv^ +4); L, D
открытой поверхности огнеупорной
кладки в м; i, п — угол наклона в %
и частота вращения в мин-1 бараба-
— длина и внутренний диаметр барабана по
на печи; р — средняя по длине бара-
бана плотность материала в кг/м3
^приближенно р« 1200...1500 кг/м3);
3 — угол естественного откоса слоя
материала в град (колеблется в пре-
делах 40...50°).
Вращающийся барабан со-
стоит из отдельных колец
(обечаек), изготовленных из
стальных листов толщиной
32...120 мм. Обечайки сварены
между собой в стык кольцевы-
ми швами, каждая обечайка
имеет один или два сварочных
шва. Наиболее нагружены
обечайки, на которые надеты
опорные бандажи — их толщи-
на в 1,5...2 раза больше других
обечаек. Примерно в середине
барабана на него надето вен-
цовое колесо, соединенное
Рис. VI.4. Изменение сроков службы футе-
ровки вращающихся печей (а) и геометриче-
ская схема проверки прямолинейности их оси
вращения (б)
Г—нивелир; 2 — рейка; 3 — теодолит; 4 —
мишень
через редуктор с электродви-
гателем. Этот механизм пред-
ставляет собой привод печи.
Корпус барабана от действия
8 Зак 369
— 225 —
привода подвергается механическим напряжением, возникающим
от изгибающих моментов и окружных усилий на скручивание.
Напряжения возрастают при тепловых деформациях корпуса.
Он разогревается в холодном конце печи до ЗО...6О°С, а в горя-
чем — до 200...300°С. Наибольшие напряжения испытывают под-
бандажные обечайки и они по сравнению с другими деформируют-
ся больше. Основные напряжения в корпусе барабана возникают от
изгибающих моментов. Давление массы корпуса на каждую опору
изменяется в широких пределах: 250... 1000 тс.
При расчете корпуса барабана на прочность учитывают, что он
изгибается между опорами, сминается на опорах и скручивается
при вращении. Сложное напряжение о в Па, возникающее в теле
обечайки от действия изгибающих Л4И и крутящих Мк моментов в
Н-м согласно теории прочности может быть найдено (приближен-
но) из уравнения
CT=_L . (VI.5).
Момент сопротивления в м3 кольцевого сечения стального^
корпуса (барабана с внутренним диаметром из листа толщиной:
б в м (условие: б<0,05£>о) может быть подсчитан по формуле
1,57 7^6. (VI.6>
Для каждого участка' корпуса барабана массой Р в Н и дли-
ной I в м, расположенного между соседними опорами, межопор-
ный изгибающий момент составляет:
Мн = Р//12. (VI.7>
При мощности привода печи N в кВт и частоте вращения ба-
рабана п в мин -1 крутящий момент равен:
Мк = 9570 V/n. (VI. 8}
С учетом требований, предъявляемых к службе деталей машин,
подверженных сложным напряжениям и температурным дефор-
мациям, толщина стального корпуса барабана б в м должна удов-
летворять условию
6=5,75-10~8 ------2---- • (VI.9>
Do
При монтаже вращающегося барабана необходимо обеспечить
прямолинейность его оси вращения, совпадение углов наклона ба-
рабана и фундаментных рам, параллельность осей вращения ба-
рабана и опорных роликов. Металлическую оболочку барабана
собирают из отдельных цилиндрических частей (обечаек). Сосед-
ние обечайки, временно скрепленные планками на болтах, повора-
чивают на роликах контрольного стенда, добиваясь совпадения и
прямолинейности их осей вращения. После этого их сваривают в
стык кольцевым швом. Дак поступают при соединении с выверен-
ным блоком каждой очередной новой обечайки до тех пор, пока
— 226 —
не будет собран весь корпус барабана с прямолинейной осью вра-
щения. Для обечаек допускаются отклонения от чертежных раз-
меров по длине окружности до ±6 мм на 1 м, овальности окруж-
ности ±0,2...0,5% диаметра, по отклонению плоскости торцов от
перпендикуляра к оси вращения до ±3 мм.
Прямолинейность оси вращения барабана проверяют после
монтажа печи и периодически в процессе ее эксплуатации. По ме-
тоду Орппроектцемента ось вращения барабана, находящегося в
холодном состоянии, проектируют на взаимно перпендикулярные
плоскости (см. рис. VI. 4,6). С помощью нивелира, направленного
вдоль барабана и рейки, установленной на вершине каждого бан-
дажа, находят точки Х2...Х6. Соединение их дает линию проек-
ции оси на вертикальной плоскости. Линии, соединяющие указан-
ные точки с осью вращения барабана Н\, Н-2...Н6 есть фактичес-
кие наименьшие расстояния от оси до ее проекции. Часть этих
расстояний составляют отрезки соответственно hi, 'h^,..., h6, изме-
ренные рейкой и нивелиром. Отсутствие прямолинейности оси
(изломы) обнаруживаются, если измеренные расстояния не бу-
дут равны соответствующим теоретическим расстояниям Н ь
Н°, ..., Де /подсчитанным по заданному углу наклона оси бара-
бана в град.
С помощью рулетки и отвеса измеряют расстояния между
бандажами Li, L6 и их наружные диаметры -Di, DZ,...,D6.
Измеряют также верхние воздушные зазоры между бандажами и
корпусом барабана 61, б2,..., 66. Располагая перечисленными данны-
ми, можно подсчитать любое расстояние от оси барабана до ее про-
екции по формулам: фактическое
[(Ог + ЫШ + Ь, (VI. 10)
теоретическое
= sin ct (Lj -|- L2 -|“ • • Lj [) +Я1М0,0175 ct -|- ... ।), (VI. 11)
где Hi — расстояние от начальной точки отсчета Xi до оси барабана.
По разности AH=±Hi — Н° судят о величине искривления
проекции оси барабана на вертикальной плоскости., Затем находят
проекцию оси на горизонтальной плоскости, руководствуясь по-
ложением опорных роликов. У первой опоры барабана устанав-
ливают теодолит, а у последней — мишень для визирования.
Расстояния Ло от места установки теодолита и мишени до оси
барабана должны быть одинаковыми, т. е. линия визирования
параллельна оси. Измеряют на всех опорах расстояния между
осями вращения спаренных роликов сц, Oi,..., а* и расстояния от
оси вращения ближних роликов до линии визирования вь вч,...,
вв- По данным измерений подсчитывают каждое фактическое
расстояние от оси барабана до визирной линии по формуле
(aJ2) + ez. (VI. 12)
По разности АЛ —±Л,—Л о судят о величине искривления
8* Зак. 369
— 227 —
Рис. VI.5. Опорные уст-
ройства вращающегося
барабана
а — бандаж; б — поло-
жение бандажа н роли-
ков; в—.ролик с под-
шипниками скольжения;
г —схема перекашива-
ния роликов; 1 — бан-
даж; 2 — упор; 3 — про-
кладки; 4 — корпус ба-
рабана; 5 —футеровка;
6 — тело ролика; 7—шей-
ка ролика; 8 — подшип-
ник ролика; 9 — масло-
распределительное коль-
цо; 10 — винтовой упор
проекции оси барабана на горизонтальной плоскости. Погреш-
ность измерений описанным методом может быть до ±5 мм-
В данном случае наряду с погрешностями измерений не учитыва-
ются упругие деформации и температурные расширения корпу-
са барабана. Искривление его оси, вызывающее при работе печи
увеличение нагрузки на опору более чем на 50% номинальной,
требует устранения этого дефекта механическим путем. Разре-
зают примерно на 3/5 длины окружности кольцевой сварочный шов,
удаляют из корпуса барабана кольцевой клин необходимой ши-
рины и вновь сваривают корпус.
Опорные устройства вращающихся печей состоят из бандажей,
надетых на корпус, и роликов, установленных на фундаменты.
Бандажи выполнены в виде массивных литых или кованых сталь-
ных колец со сплошным сечением прямоугольной формы (рис.
VI.5,а). Посадка бандажей на корпус печи свободная с примене-
нием устройств, препятствующих перемещению бандажей в осе-
вом направлении. Жесткость конструкций достигается плотной
насадкой на корпус барабана в местах установки бандажей под-
— 228 —
бандажных обечаек, к которым приваривают прокладки в виде
стальных пластин. Осевому сдвигу бандажа препятствуют реб-
ра, имеющиеся на пластинах. Совпадение осей вращения банда-
жей и корпуса барабана (отсутствие «биения») добиваются об-
работкой поверхности и подбором необходимой толщины плас-
тин. Зазор между ними и бандажом при рабочем разогретом со-
стоянии должен быть 2...3 мм, не более. Допускаются отклонения
от чертежных размеров 'бандажей по овальности окружности до
±0,05% наружного диаметра, по отклонению осей вращения
бандажа и корпуса барабана не более 3 мм.
Каждый бандаж опирается на пару опорных роликов (рис.
VI.5,6), установленных на фундаменте. Центральный угол рас-
положения роликов по отношению к оси печи равен 60°. Сила тя-
жести барабана Р разделяется на две одинаковых силы Рр, каж-
дая из которых действует на один •опорный ролик
Рр = Р/(2 Cos 30°) =0,578 Р. (VI. 13)
Величину Рр можно разложить на составляющие:
вертикальную Pi = Рр Cos 36° = 0,5’Р; (VI. 14';
горизонтальную Р2 = Рр Sin 30’ = 0,3 Р. (VI. 15)
Вертикальная сила Pt прижимает подшипник ролика к сталь-
ной плите, опирающейся на фундамент. Здесь возникает сила
трения Fp—0,5fP, препятствующая действию горизонтальной
силы Рг, стремящейся сдвинуть опорный ролик в сторону от оси
печи. Коэффициент трения можно принять 0,15, тогда сдви-
гающая сила Рея составит:
Рсд = Р2-Рр = 0,2Р. (VI. 16)
Опорный ролик (рис. VI.5,e) цилиндрической формы выпол-
нен из стального литья. Через него проходит кованый вал, опи-
рающийся на два подшипника с вкладышами и маслогонными
кольцами, свободно надетыми на 'вал. Плотную посадку вала на
тело ролика достигают прессованием в нагретом состоянии. Ши-
рина рабочей поверхности ролика на 50...100 мм больше ширины
бандажа, что позволяет при сдвиге барабана вдоль оси вращения
избежать свисания бандажа с ролика и неравномерного износа
их рабочих поверхностей. На многих вращающихся печах опор-
ные ролики имеют подшипники скольжения с жидкой смазкой
посредством маслогонных колец или специальных ковшей, кото-
рые зачерпывают масло из нижней части подшипника и подают
его на вал ролика (рис. VI.5,в).
Удельное давление на вкладыш подшипника скольжения нор-
мируют в пределах 2500,..5000 кПа. Необходимую ширину роли-
ка Вр в см определяют из выражения Вр=0,033 РР+10, где на-
грузка на ролик Рр в кН. При опорных р;оликах с подшипниками
скольжения в случае параллельности их осей и оси вращения
барабана трудно предотвратить сползание барабана вдоль оси в
сторону наклона. Оно вызывается действием силы тяжести бара-
бана Рг, которую можно разложить на перпендикулярную оси
— 229 —
вращения силу PN и направленную вдоль оси в сторону ее нак-
лона силу Ро. Если принять в расчет указанную геометрическую
схему (рис. VI.5,a) при наклоне барабана i~4%, тогда
_ _ cos-2° 20'
Р = р -------------= 1,16 Ру ;
N 2 cos-ЗО0 2
sin-2° 20'
р0 = р -------—- = 0,047 Ру .
2 cos.30° 2
(VI. 17)
(VI. 18)
Противодействует силе Ро сила трения Ft>, возникающая при
скольжении бандажей по роликам
F6 = f pN = 0,15-1,16 Р2 = 0,174 Р2 . (VI. 19)
Из уравнений (VI. 18) и (VI. 19) следует, что Рб/Ро>3, т. е. сила
трения более чем в 3 раза превышает смещающую силу. Поэтому
при отсутствии каких-либо дополнительных сил, способствующих
осевому смещению барабана, казалось бы такое передвижение
его невозможно. В действительности сила трения F5 вследствие
упругих свойств бандажей и роликов меньше силы осевого смеще-
ния и барабан при вращении сползает вдоль оси в сторону накло-
на. Для удержания его в горизонтальной плоскости в неизменном
положении требуется увеличить силу трения Fq. В практике при-
меняют прием, который заключается в перекашивании одной или
двух пар роликов, при котором их оси устанавливают по отноше-
нию к оси вращения барабана под определенным углом у
(рис. VI.5,г).
Окружную скорость рабочей поверхности а>р можно разложить
ш окружную скорость бандажа wq и скорость w0 осевого смеще-
ния бандажа относительно ролика
t0o = ®6tev (VI. 20)
Итак, равновесие барабана на опорных роликах отвечает усло-
вию
<л/гр>Р0, (VI.21)
где т — число роликов, подлежащих перекосу.
Приняв, как ранее, f=0,15; Рр=0,578 Р и Ро=0,047 Рх, полу-
чим
0,047 Ps Ps
0,15-0,578 Р >°>55 ~Р~ (VI.22)
Например, при общей массе барабана печи 5X185 м Рх»
«3500-103 кг и средней нагрузке на одну опору Р«500-103 кг
число роликов, подлежащих перекосу, должно быть т^0,55Х
X (3500-103:500-103) «4. Модифицированный коэффициент трения
скольжения £, учитывающий упругие свойства трущихся тел,
может быть принят равным g = 0,04. Тогда значение угла переко-
са роликов у определится из отношения
Е Ро 0,04-0,047 РЕ
tgY=±_l = —------------------=0,011,
eY fPN 0,15-1,16 Рг
(VI. 23)
откуда у «0,67°.
— 230 —
Рис. V1.6. Упорные устройства
вращающегося барабана
а — упорные (контрольные) ро-
чнки с подшипниками качения;
б — опорный ролик с подшип-
никами качения; в — гидравли-
ческая система упорного роли-
ка; / — бандаж; 2 — крепление
бандажа; 3 — корпус барабана;
4 — упорный ролик; 5 —меха-
низм для регулирования упор-
ных роликов; 6 — гидроупор;
7 — четырехрядный роликопод-
шипник; 8 — шейка опорного
ролика; 9 — тело опорного ро-
лика; 10 — устройство для на-
бивки смазки; 11 — направляю-
щее устройство; 12 — шток; 13 —
гидроцилнндр: 14 — поршень;
15 — маслораспределитель; 16 —
манометр
Перекос роликов увеличивает силы трения скольжения так,
чтобы он предотвращал сдвиг корпуса барабана вниз вдоль оси.
Однако перекос — это вынужденная мера для удержания бара-
бана в осевом равновесии. Ора вызывает преждевременный из-
нос рабочей поверхности бандажей и роликов, дополнительные
нагрузки на подшипники и повышенный расход электроэнергии.
На печах с подшипниками скольжения устанавливают
только на одной опоре, ближайшей к приводу, два ролика с двух
сторон от боковых прверхностей бандажа (рис. VI. 6, а). Они
предназначены для контроля осевого равновесия барабана и рас-
положены на расстоянии 30...60 мм от боковых поверхностей бан-
дажа. Он занимает среднее положение между контрольными
роликами, не касаясь ни одного из них, но эти ролики должны
быть достаточно прочными, чтобы выдерживать кратковременные
осевые давления барабана до возвращения его в нормальное
положение. В контрольные ролики впрессованы валы, установлен -
ные вертикально, каждый из них опирается на подшипник сколь-
жения наверху и подпятник внизу.
На современных вращающихся печах опорные ролики оснаще-
ны четырехрядными коническими подшипниками качения, срок
службы которых рассчитан на 8...9 лет (рис. VI.6,б). Они вос-
принимают только радиальные нагрузки, так как оси роликов
параллельны оси вращения барабана. Коэффициент трения в
подшипниках качения равен 0,009 (в 4,5 раза меньше чем в под-
шипниках скольжения). На этих печах для удержания барабана
— 231 —
8 осевом равновесии применяют упорные ролики (рис. VI.6, в)
j гидроцилиндрами. К каждому бандажу подводят только один
.порный ролик для восприятия осевых усилий барабана, направ-
ленных в сторону его уклона.
Движение поршней, находящихся в цилиндрах, передается
через штоки на барабан, который приобретает медленное со
скоростью 1 м/ч возвратно-поступательное осевое перемещение
с ходом около 50 мм. Это обеспечивает равномерный износ ра-
бочих поверхностей бандажей и роликов.
Поршни гидроцилиндров с прямого хода на обратный перево-
дятся автоматически посредством концевых переключателей,
связанных с электромагнитными золотниками. Рабочая жидкость
(обычно масло) подается в гидроцилиндры под давлением от на-
сосной станции при ходе печи в осевом направлении вверх, а при
ходе печи вниз жидкость не имеет противодавления и выдавлива-
ется из них нажатием боковых поверхностей бандажей на упор-
ные ролики.
Привод вращающихся печей состоит из электродвигателя,
редуктора и ведущей шестерни, находящейся в зацеплении с вен-
цовым зубчатцм колесом, надетым на корпус печи. Частота вра-
щения барабана 0,6... 1,2 мин*-1, передаточное число основного
привода 170...180. На крупных вращающихся печах блок привода
применяется в двойном исполнении (рис. VI.7) с электродвигате-
тями, связанными между собой через пусковые и регулировочные
стройства. На приводе печи установлены два вспомогательных
'едуктора с дополнительным передаточным числом около 60.
'го используют для медленного вращения (равного 1 ч-1) ба-
рабана в периоды ремонта, пуска (разогрев) и перед остановкой
(охлаждение) печи. Вспомогательный привод вводят в действие
от постороннего источника электропитания в случае аварийного
отключения основного источника. При этом специальный элект-
рогенератор пускают в ход от аварийного карбюраторного двига-
теля или дизеля для подачи электроэнергии на вспомогательный
привод. Нормальная работа привода возможна при надежной по-
садке венцового колеса на барабан, когда их оси вращения сов-
падают. Венец крепят к корпусу барабана при помощи пружин,
установленных тангенциально или вдоль оси барабана.
В последних образцах печей крепление выполнено посредст-
вом шарнирных пластин. Они соединены с одной стороны с крон-
штейнами, укрепленными на барабане, а с другой — с выступами
на ободе венцового колеса (рис. VI.7,а). Зубчатые венцы отли-
вают из углеродистой конструкционной стали марки 45, ведущие
шестерни — из стали марки 40Г.
При определении необходимой общей мощности привода ба-
рабана находят значения ее четырех составляющих. Первая —
полезная мощность Nx — потребляется на подъем загружаемого
в печь материала до такого положения, при котором наклон к
горизонту открытой поверхности вновь образующегося слоя ма-
териала станет равным углу его естественного откоса р. Вторая
— 232 —
Рис. VI.7. Двусторонний привод вращаю-
щегося барабана
/ — венцовое колесо; 2 —• кожух венцового
колеса; 3 —деталь крепления венцового
колеса; 4 — корпус барабана; 5 — футеров-
ка; 6 — подвенцовая шестерня; 7 — редук-
торный привод; 8 — главный электродвига-
тель; 9 — главный редуктор; 10 — вспомо-
гательный редуктор; 11— вспомогатель-
ный электродвигатель; 12 — шарнирная со-
единительная муфта
Рис. VI.8. Геометрические схемы движе-
ния материала н укладки огнеупорного
кирпича внутри барабана
а — силовые факторы, определяющие мощ-
ность привода; б — схема укладки кирпича
двух фасонов (Z и ZZ); в — клинчатый
кирпич с нормализованными размерами;
1 — корпус барабана; 2—футеровка; 3 —
слой материала
составляющая — полезная мощность N2 затрачивается на под-
держание слоя материала внутри барабана под углом 0, что яв-
ляется одним из условий передвижения в нем материала. Следую-
щая составляющая — потерянная мощность Ns, затрачиваемая
на преодоление сопротивления трения в подшипниках опорных и
упорных роликов. И последняя составляющая — потерянная мощ-
ность Ni,, в связи со скольжением бандажей по роликам.
Из геометрической схемы (см. рис. VI.8, а) видно, что за про-
межуток времени Дт точка центра тяжести слоя материала С
переместится на отрезок высоты Д/г, пройдя отрезок пути ДЗ.
Тогда угол ₽ изменится на величину Д₽. Приращение геометри-
ческих параметров связано зависимостями
A S ® Ro А Р и А Л » A S sin р « /?0 A р sin р.
Угловая скорость вращения барабана <о в рад/с и скорости
tt'o и ®к в м/с по окружностям радиуса центра тяжести слоя мате-
риала Ro и внутреннего радиуса барабана по открытой
- 233 —
поверхности футеровки /? имеют связи: Д0/Дт=(о = дао//?о =
= Wk/R. Из них видно, что средняя скорость подъема частицы
материала на высоту h=P (1—cos 0) в м, соответствующую
углу р, равна оул=ДЬ/Дт=1/?о ® sin 0 = &уо sin0= (Ra/R) &yKsin0.
С другой стороны время на подъем частицы материала составля-
ет в с:
т0 = h/Wh = (1 — cos0)/<o sin 0 = Ro (1 — cos 0)/шо sin 0 =
— R (1 — cos 0)/wK sin 0.
Так как wK=2 ni/?n/60 м/с, то to=30 (1—cos0)/nn sin 0 и
время подъема материала зависит лишь от угла естественного от-
коса материала 0 и скорости вращения барабана п независимо
от его радиуса R.
Расход сырья, загружаемого в печь, в кг за 1с согласно
уравнению (III.67)
Г 100 100 100 1
= B -------------- ----------- —---------- (VI 24)
w w [(100 — ПППС 0) (100 —a) (100 —щС) J1 ’
Максимальное значение утла 0, которое можно принимать в
расчетах, 60°. Центральный угол сегментного поперечного сече-
ния слоя материала в барабане в среднем равен 100° с колебани-
ями ±5°, кроме того, радиус центра тяжести слоя материала
можно принять /?о^О,82 R. Эти допущения могут вызвать по-
грешности расчетов не более чем на ±5 %. Тогда полезные мощ-
ности, расходуемые на передвижение материала в барбане, мож-
но представить в следующем виде в кВт, если принять ViSsO.l-V»:
S$z Л
°, 4-1°-2 SG^/?; (VI.25)
М = mh - а 0,6-10~2 BGlP + 24V (VI.26)
102 То \ i )
" Суммарную полезную мощность привода барабана можно
представить формулой в кВт:
Л(в = ЛГ1 + ЛГ2 » 0,66-10—2 BGL 24 j . (VI.27)
В подсчет потерянной мощности входят наружные радиусы в
бандажа Re, опорного ролика г и вала ролика р, а также число
□пор барабана z и частота его вращения п в мин-1. Силу тяжести
барабана Р в Н направленную на каждую опору (см. рис. VI.1...
VI.3), подсчитывают согласно уравнениям (VI.9)...(VI.16). Коэф-
фициент трения скольжения в подшипниках равен f=0,02...0,04,
а качения бандажей по роликам £=0,0005...0,00L
Получены следующие расчетные формулы для определения
потерянной мощности привода барабана на трение в подшипниках
(N3) и на качение бандажей по роликам (Л\) в кВт:
N3 = 0,2-\0~3 fn^P (R6p/r); (VI.28)
2=1
— 234 —
Ni = 0,2-W-4n^iP[(R6l(r+ 1]. (VI.29)
Z=1
Суммарная потерянная мощность составляет в кВт:
№оТ = ^з + ^ = 0,2-ю-3 + (VI-30)
Таким образом, полная мощность привода барабана с учетом
механического к. п. д. зубчатой передачи (ц =0,9...0,95) состав-
ляет в кВт:
N— (/Vo + Miot). (VI. 31).
п
Футеровка (внутренняя огнеупорная обмуровка) корпуса ба-
рабана выполняется из магнезиальных, многошамотных и шамот-
ных огнеупорных изделий. Одно из условий продолжительного»
срока годности футеровки — хорошее механическое состояние
корпуса барабана. Для обмуровки подготовительной, рекупера-
тивной и низкотемпературной части реакционной зоны применя-
ются шамотные и многошамотные огнеупоры. Высокотемператур-
ная часть реакционной зоны футеруется главным образом маг-
незитовыми и хромомагнезитовыми огнеупорами, обладающими
повышенной механической прочностью и огнеупорностью. В за-
рубежной практике используются главным образом высокоглино-
земистые огнеупоры.
В высокотемпературной части реакционной зоны цементнооб-
жигательных печей к открытой поверхности футеровки в связи с
образованием жидкой фазы прилипает слой обжигаемого мате-
риала толщиной 100...200 мм, представляющий собой защитную»
«обмазку», предохраняющую футеровку от воздействия высоких
температур и тем самым повышающую срок службы огнеупоров.
При соблюдении правил эксплуатации печей футеровка в высоко-
температурной части барабана может работать более года, а в-
остальных зонах — несколько лет.
Кроме кирпичной кладки в качестве футеровки применяют
огнеупорный бетон, например шамот на жидком стекле. Им футе-
руют холодный участок барабана (со стороны загрузочного1
конца), на котором навешены цепи. Для повышения стойкости:
бетона против ударов и истирания цепями в бетон вводят метал-
лическую стружку или другие армирующие элементы. Характери-
стики применяемых огнеупоров — фасонного кирпича |’и бетона
приведены в табл. VI.2.
Кладку хромомагнезитового и магнезитохромитового кирпи-
ча ведут на связывающих растворах состава, приведенного в табл,
VI.3. Шамотный, многошамотный и высокоглиноземистый кирпич
укладывают на связке из цементно-шамотного бетона или из
шамота на жидком стекле.
Огнеупорный кирпич, укладываемый внутри барабана, имеет
клиновую форму с нормализованными размерами (рис. VI.8, в).
— 235 -
9£€ -
lac., л ц a VI.2. Характеристики огнеупорных кирпича и бетона
Огнеупор Основные компоненты в составе огнеупоров Огнеупорность в °C Термическая стойкость в теп- лосменах Прочность при сжатии в кПа при критической температуре Температура на- чала деформации в °C под нагруз- кой 200 кПа
Фасонный кирпич
Шамот А12О3 + TiO2 не менее 30 %; р= 180-0 кг./м3 Не менее 1710( 10 ... 15 Не менее 12500- Не менее 1300
Многошамот А12О3 + ТЮ2 не менее 34%; р = 2000 кг/м3 То же 15 ...25 Не менее 2'5000 Не менее 1370
Легковесный шамот р= 1300 кг/м3 » — Не менее 4500' —Ч.
Талькомагнезит пиленый 3 MgO-4 SiO2-H2O 11с менее 1540 8 Не менее 8000- 1275.... 1440
В ысокоглиноземистый A12O3>62% — — 25 000-... 70- 000 Не менее 1500
Хромомагнезитов ый MgO>42%, Сг2О3> 15)% Не более 1900 Не менее 20 000 То же
Магнезитохромитовый MgO>60%, Сг2О3 = 8 ... 13% То же 8 Не менее 25 000 »
Клинкероцементный Огнеупорный бетон цемент : клинкер — 1 ; 3 | Не менее 1700 - 1100'. .. 1200
Цементно-шамотный цемент : шамот = 1 : 4 150-0... 1600- — — 1 100-... 1200’
Шамотный на жидком стекле жидкое стекло : шамот— 1 : 5 1670' — — 1200... 1350
Таблица VI.3. Состав кладочных растворов
для футеровки вращающихся печей
Раствор Исходные материалы и их пропорция Затворитель Расход затво- ригеля в л на 100 кг сухой смеси
Магнезито- вый Молотый магнезитовый порошок: :колчеданные огарки = 5 : 1 Жидкое стекло р= 1350... ...1380 кг/м3 15...20
Каустичес- кий Каустический магнезит: колчеданные огарки = 3:1 То же Около 50
Хромома гне- зитовый Молотый хромомагнезит: :колчеданные огарки = 5:1 » 30...40
Для плотной укладки кирпичей одного кольцевого ряда по окруж-
ности барабана с радиусом 7? (рис. VI.8,б) обычно используют кир-
пичи одинаковой толщины Ь, но двух фасонов по клинчатости, т. е.
с различным отношением большего основания трапеции к меньшему
(а/й!>6/61). При этом количество кирпичей определяют по форму-
лам:
кирпичи с большей клинчатостью (а/оД
щ = 6,28 + ^i—. (VI.32)
a ot — aY 6
кирпичи с меньшей клинчатостью (6/61)
„ coq (Я«—(Я + *)«11
^2 = О,ZO ------------
(VI. 33)
a — аг 6
где а и 01 — большее и меньшее основания кирпича с большей клинчатостью;
6 и —то же самое кирпича с меньшей клинчатостью. В значения параметров'
a, at, 6, 6] входит толщина шва кладки, равная 2 ... 3 мм.
Огнеупорный кирпич первого и второго фасонов располагают
вперемежку по окружности барабана параллельными рядами
вдоль образующей цилиндра с перевязкой поперечных швов.
Осаживать и подбивать кирпич при возведении кладки следует
деревянными специальными молотками с упругой ударной частью.
Кладку начинают с нижней образующей цилиндра и ведут в обе
стороны до уровня, превышающего горизонтальный диаметр ба-
рабана на 15...20 см. Затем кладку крепят винтовыми домкра-
тами, которыми распирают доски, уложенные вдоль боковых об-
разующих цилиндра (рис. VI.9, а).
Дальнейшая кладка футеровки сопровождается несколькими
подвижками барабана вокруг оси вращения, равными в сумме од-
ному полному обороту. После второй подвижки устанавливают
другие распорные доски с домкратами, перпендикулярными пер-
вым. Расстояние между соседними домкратами одного ряда вдоль
— 237 —
Рис. VI.9. Крепления при возведении
огнеупорной кладки внутри барабана
а — с распирающими винтовыми дом-
кратами; б —* без домкратов; стадии
возведения кладки: I — первая полови-
на кладки (внизу) с установкой пер-
вого ряда домкратов; II — положение
после первого поворота барабана на
четверть оборота; III — продолжение
кладки на четверть оката с установкой
второго ряда домкратов; IV — положе-
ние после второго поворота барабана
на четверть оборота; V — продолжение
кладки (внизу) на одну восьмую ока-
та; VI — положение после третьего по-
ворота барабана на одну восьмую обо-
рота и установка «замка»; /— футе-
ровка; 2 — домкрат с прижатыми дос-
ками; 3 — корпус барабана; прижимы
досок: по стрелке А — гайками; по
стрелке Б — клиньями; 4~ гайка; 5 —
пластина, приваренная к корпусу ба-
рабана; 6 — клин
Рис. VI.10. Уплотнительные устройства
барабана
а — холодного (загрузочного) конца;
б — горячего (разгрузочного) конца;
1 — неподвижная камера; 2 — вращаю-
щийся барабан; 3 — поддерживающее
кольцо; 4 — прорезиненная лента; 5 —
пластина для поддержания троса; 6 —
трос, прижимающий ленту; 7 — трущие-
ся поверхности; 8 — кронштейн; 9 —
ползающая щель; 10 — кольцо, входя-
яцее в щель; // — вращающийся лаби-
ринт; 12 — неподвижный лабиринт
цилиндра около 1 м. За последние годы все шире применяют без-
распорные крепления футеровки в процессе кладки (рис. VI.9,6).
Распорные доски прижимают в этом случае к кладке гайкой или
клином, надетыми на конец болта или пластины, работающих на
растяжение, так как другой конец их прихвачен электросваркой
к корпусу барабана. Безраспорное крепление позволяет использо-
вать свободное внутреннее пространство барабана для механизиро-
ванной подачи огнеупоров непосредственно к месту кладки в ви-
де блоков или на поддонах.
Уплотнительные устройства вращающихся печей устанавливают
— 238 —
Рис. VI.И. Навеска цепей внутри ба-
рабана
а _ гирляидная; б — коридорная; в —
конструкция крепления; г — конструк-
ция звеньев цепей; 1 — корпус бараба-
на; 2 — бетонная футеровка; 3 —цепи;
4 — цепь из овальных одинарных звень-
ев; 5— цепь нз круглых двойных звень-
ев; 6 — соединение цепей с корпусом
барабана
между открытыми концами
барабана и примыкающими
к ним неподвижными ча-
стями агрегата: с горячей
стороны — между разгру-
зочным концом и откатной
головкой, с холодной —
между загрузочным концом
и пыльной камерой. Назна-
чение их — сократить до ми-
нимума неорганизованные
подсосы окружающего воз-
духа через кольцевые зазо-
ры. Разрежение в холодном
конце печи значительно
больше, чем в горячем. По-
этому уплотнительные уст-
ройства холодного конца должны быть более плотными, чем горя-
чего. Распространенным устройством- холодного конца является
прорезиненная лента, прижатая тросом к холодному концу бара-
бана (рис. VI. 10,а), К пыльной камере лента прикреплена жестко
посредством кольцевой накладки. Один конец троса крепится к не-
подвижному кронштейну, другой конец переброшен через блок и
соединен с висячим грузом, создающим необходимое натяжение
троса. На ленте с интервалами 1...1.5 м установлены пластины с
загнутыми концами, чтобы трос не сползал.
Другой вид уплотнительного устройства (рис. VI. 10,6) состоит
из двух подвижных кольцевых пластин, надетых на холодный ко-
нец барабана. Кольцевые пластины во внутренней окружности
приварены к цилиндру, скользящему свободно вдоль барабана.
Между подвижными кольцами вставлено неподвижное кольцо,
прикрепленное жестко к шайбе, состыкованной с пыльной камерой.
Поверхности трения для уменьшения их износа смазывают маслом
посредством капельницы.
Применяют также уплотнение, состоящее из неподвижного
кольца, жестко соединенного через шайбу с пыльной камерой и
кольца, скользящего вдоль корпуса барабана — оно подвешено на
канатах. Между кольцами имеется равномерный зазор по окруж-
ности. Скользящее кольцо прижимается к неподвижному посредст-
вом пружин и предотвращает подсосы окружающего воздуха че-
рез кольцевой зазор.
— 239 —
На горячем конце барабана устранавливают уплотняющее
устройство лабиринтового типа (рис. VI. 10,6). Оно состоит из кон-
центрически установленных в' горизонтальном положении метал-
лических колец, жестко прикрепленных к головке печи. Столько
же колец закреплено на корпусе барабана и вращаются вместе с
ним. Подвижные кольца входят в промежутки между неподвиж-
ными, образуя лабиринт. Он является уплотнением и сокращает
подсосы воздуха. Другой конструкцией является так называемое
«аэродинамическое» уплотнение. Здесь плоские кольца составлены
из отдельных неподвижных секторов, охватывающих по окружно-
сти горячий конец барабана, на котором жестко установлена вра-
щающаяся гильза. В кольцевой зазор между секторами и корпу-
сом барабана нагнетается воздух; он попадает в гильзу и создает
«затвор», препятствующий неорганизованному подсосу окружаю-
щего воздуха.
Внутренние теплообменные устройства устанавливают в отно-
сительно длинных вращающихся печах (Т/Д>30; см. например,
рис. VI.1), работающих без запечных теплоутилизаторов. В подго-
товительной зоне навешивают цепи. Навеска цепей — самое рас-
пространенное теплообменное устройство для указанной зоны пе-
чей. Навеска позволяет значительно интенсифицировать обжиго-
вый процесс в его начальной Стадии (сушка и подогрев материала).
Цепи при гирляндной (рис. VI.11,а) и коридорной (рис. VI.11,6)
навеске крепятся к корпусу барабана посредством сварных или
болтовых соединений (рис. VI.11,в). Звенья цепей с диаметром
прутка 18...26 мм ранее выполнялись овальной формы, но в по-
следнее время стали широко применяться звенья круглой формы
как наиболее износоустойчивые и эффективные в тепловом отно-
шении (рис. VI.11,г). Для повышения срока службы цепей их из-
готовляют из жаропрочной стали марки Х18Н10Т или Х18Н12Т,
которая работает долгое время при температуре нагрева до 600°С
и температуре греющего газового потока до 900°С.
На первом участке с холодной стороны навешивают цепи из
обыкновенной углеродистой стали, на втором участке с горячей
стороны навеску делают из жаропрочных цепей. Площадь поверх-
ности навешиваемых цепей на первом и втором участках соответ-
ствует пропорции примерно 2:1.
Длину каждого звена цепи при коридорной навеске со свободно-
висящйми концами принимают равной 0,3...0,6 внутреннего диа-
метра барабана. Такой же длины принимают и стрелу прогиба
каждого звена гирляндной навески по винтовой линии. Характе-
ристика навески двух видов цепей во вращающейся печи приве-
дена в табл. VI.4.
В начале реакционной зоны печей, где идет разложение гидро-
окислов и магниевого карбоната при нагреве материала до
750...800°С, устанавливают металлические теплообменники из жаро-
прочной стали марок Х24Н12СЛ или Х22Г8Н5АР. Температура
греющих газов на этом участке до 1100°С.
Применение теплообменников данного типа позволяет ускорить
— 240 —
Таблица VI.4. Характеристика навески цепей
во вращающейся печи размером 5X185 м
Навеска
Показатель коридорная гирляндная
Плотность навески [см. уравнение (IV.206)]: первый участок второй » 5 3 3,5 2,2
Площадь поверхности цепей в м2 [см. уравнение (IV.201)]: первый участок второй 2150 650 1520 470'
Длина всего участка навески цепей £цв м 45 45
Общая масса цепей в т 135 100 '
подогрев материала в начале реакционной.зоны за счет улучшения
контакта его с греющими газами.
Металлические теплообменники Гипроцемента (рис. VI.12,а)
и ВНИИЦеммаша (рис. VI.12,б) предназначены для длинных вра-
щающихся печей размерами 4,5X170; 5X185 и.7X230 м (см. табл.
VI.1). Теплообменник Гипроцемента состоит из отдельных шарт
нирно-закрепленных плоских элементов, разделяющих барабан в
поперечном сечении на 6...8 секторов (ячеек). Каждый элемент вы-
полнен литым шириной 400...500 и толщиной 25...30 мм, длина его
несколько меньше внутреннего радиуса барабана. Из 25...30 эле-
ментов собирают теплообменник, который занимает часть бараба-
на длиной 15...20 м. Шарнирные крепления допускают свободное
температурное расширение каждого элемента без дополнительных
напряжений.
Теплообменник ВНИИЦеммаша легок и прост. Его собирают из
листов жаропрочной стали, выгнутых в виде параболы. Крепление
их к корпусу барабана жесткое, температурное расширение ком-
пенсируется изогнутостью листов/длина участка установки тепло-
обменника около 25 м.
Керамические огнеупорные теплообменники целесообразно уста-
навливать в начале реакционной зоны'вращающихся печей, рабо-
тающих по мокрому и сухому способу. Однако их широко пока
не применяют из-за сложности изготовления и недостаточной из-
носоустойчивости рабочих элементов. Внедрены в практику извест-
кового производства керамические теплообменники ВНИИСтрома,
выполненные в виде выступов футеровки (рис. VI. 12,в). Она имеет
продольные полочные и поперечные кольцевые выступы. Продоль-
ные полки способствуют перемешиванию материала, что устраняет
неравномерность температурного поля внутри его слоя и способ-
— 241 —
ствует интенсификации теплообмена. Кольцевые пороги задержи-
вают движение материала по барабану и удлиняют время его на-
грева.
Прошел экспериментальную проверку керамический теплооб-
Рис. VI.12. Теплообменники внутри барабана
а — Гипроцемента; б — ВНИИцеммаша; 'в — порого-полочная футеровка ВНИИСтрома; а —
керамический трубный теплообменник; 1 — корпус барабана; 2 — футеровка; 3 — крепление
теплообменника к корпусу барабана; 4 — рабочий плоский элемент; 5 — центральное кре-
пящее кольцо; 6 — спиральные выступы на плоскости рабочих элементов; 7 —продольный
выступ футеровки (полка); 3 — кольцевой выступ футеровки (порог); 9— огнеупорный бе-
тон; /0 — шамотная труба
— 242 —
менник, представляющий собой пучок тонкостенных шамотных
труб. При таком конструктивном решении увеличивается открытая
поверхность слоя материала и контакт его с греющими газами
(см. рис. VI.12,г).
Запечные теплоутилизаторы при мокром способе обжига при-
меняют мало, так как наиболее распространены длинные вращаю-
щиеся печи (А/Р>30; см. рис. VI.1) с удовлетворительным тепло-
использованием за счет внутренних теплообменников, главным
образом навески цепей. Температура отходящих газов на них 200°С
и меньше. По мокрому способу работает также небольшое количе-
ство коротких печей (L/Z)<20) с повышенной температурой от-
ходящих газов (500...600°С). Для улучшения использования теп-
лоты на этих печах устанавливают теплоутилизаторы, называемые
концентраторами шлама.
Концентратор шлама — горизонтальный металлический бара-
бан, закрытый с торцов глухими днищами, к которым приварены
цапфы, уложенные на подшипники с водяным охлаждением. Ци-
линдрическая поверхность аппарата выполнена в виде кольцевой
решетки, собранной из колосников с зазорами 60...70 мм, скреплен-
ных продольными балками. Решетчатый барабан заключен в ко-
жух, имеющий нижнее отверстие для приема из печи греющих га-
зов и загрузки в печь высушенного материала. Отработ-алш/е газы
отводятся через верхнее отверстие в кожухе аппарата. Примерно
половина объема барабана занята загруженными в него стальны-
ми или чугунными кольцами обычно с размерами 160X125 мм.
Кольца имеют по краям выпуклые бортики и по три сквозных про-
рези, что уменьшает аэродинамическое сопротивление слоя насад-
ки. Шлам поступает в концентратор из распределительного уст-
ройства, выполненного в виде лотка, снабженного соплами и рас-
положенного над барабаном. Шлам затекает в слой насадки и на
поверхности колец образуется пленка, омываемая идущими снизу
греющими газами, в результате шлам подсушивается. Вследствие
трения колец друг о друга, высохший шлам с их поверхности счи-
щается с образованием новой шламовой пленки. В концентраторе
влажность шлама уменьшается примерно вдвое. Высушенный шлам
проваливается через щели кольцевой решетки и поступает в печь.
Концентраторы шлама в перспективе будут применяться ограни-
ченно из-за сложности эксплуатации.
Шламовыё питатели для дозированной загрузки сырьем печей,
работающих по мокрому способу обжига, применяют в основном
двух типов: ковшовые и объемные. В первых из них (рис. VI. 13,а)
рабочим органом являются спаренные ковши со спиралеобразны-
ми днищами, вращающиеся на одном горизонтальном валу, Расход
шлама регулируется валом с частотой вращения 6...12 мин-1. Ков-
ши находятся в бачке с постоянным уровнем шлама, они зачерпы-
вают шлам и выдают его либо непосредственно в печь, либо в рас-
пределительное устройство концентратора (если он имеется) через
цилиндрический горизонтальный патрубок.
Объемный шламовый питатель (рис. VI. 13,6) состоит из четы-
— 243 —
рех бачков: одного приточного, в который непрерывно поступает
шлам, двух контрольных и одного сливного бачка, откуда шлам
выдается в печь. Питатель оборудован четырьмя электромагнит-
ными клапанами, сблокированными между собой. Два установлены
в выпускных отверстиях приточного бачка, а два других — в от-
верстии каждого контрольного бачка. При пуске печи подается
импульс для закрытия одного’ из клапанов приточного бачка. Кон-
трольный бачок, установленный под приточным бачком, остается с
открытым клапаном. Другой клапан приточного бачка открывает-
ся при одновременном закрытии клапана, расположенного под
ним контрольного бачка, который начинает заполняться шламом.
В момент достижения в контрольном бачке заданного уровня
шламат. клапан приточного бачка закрывается, а контрольного —
открывается. Одновременно открывается второй клапан приточно-
го бачка при закрытии клапана, расположенного под ним второго
Рис. VI.13. Шламовые пи-
татели
а — ковшовый; б — объем-
ный (схема); Z — мотор с
редуктором; 2— зубчатая
передача; 3 — возврат избы-
точного шлама; 4 — питаю-
щий трехлотковый . ковш;
5 — подачи шлама; 6 — вал
ковша; 7— питающий ка-
нал; 8 — шиберный регуля-
тор уровня шлама; 9— рас-
труб ковша; 10 — приточный
бак; 11 — контрольный бак;
12 — сливной бак; 13 — уров-
немер; /4 — электромагнит-
ный клапан приточного ба-
ка; 15 — электромагнитный
клапан контрольного бака;
16 — поплавок н регулятор
сливного бака
— 244 —>
контрольного бачка. Приточный бачок постоянно заполнен шламом
до заданного уровня. Сливной бачок служит для дозирован-
ной подачи шлама в печь при помощи поплавка с конусным регу-
лятором, вставленным в сливное отверстие этого бачка. Регулиро-
вание расхода шлама достигается изменением длины рычагов, под-
держивающих клапаны, на которые воздействуют магнитные тор-
мозные устройства.
Машинист печи периодически измеряет подачу шлама в печь
по времени заполнения шламом контрольного бачка, установлен-
ного между питателем и печью. Нажатием пусковой кнопки закры-
вают клапан выходного отверстия бачка и с этого момента электро-
секундомер отсчитывает время заполнения его шламом. В момент
достижения в бачке заданного уровня заполнения автоматически
открывается выходной клапан и останавливается стрелка секундо-
мера на делении шкалы, соответствующем расходу шлама. После
измерения начатием кнопки возврата переводят стрелку секундо-
мера в исходное, положение. Секундомер и кнопки устанавливают
на рабочем месте машиниста печи.
Для учета расходов каменноугольного топлива и сырья при об-
жиге его по сухому способу применяют ленточные массоизмерите-
ли двух типов: при расходе материала до.5 т за 1 41—измерители с
лентой шириной 400 мм и, расстоянием между центрами барабанов
1000 мм, а при большем расходе — измерители, у которых указан-
ные размеры 700 и 1500 мм. Массоизмерители снабжены указате-
лями и интеграторами расхода. Их действие основано на переме-
щении платформы весов в зависимости од Изменения массы мате-
риала на ленте, опирающейся на эту, платформу. Изменение ее
положения воздействует на рычажную систему, которая сообщает
импульс измерительному счетчику.
Для учета выхода получаемого продукта применяют автомати-
ческие порционные весы производительностью до 60 т за 1 ч. Весо-
вой механизм состоит из равноплечного коромысла, на один конец
которого подвешены гири, а на другой — ковш с откидным днищем.
После заполнения материалом (порция 500 кг) ковш опускается и
засыпка в него материала прекращается. Одновременно откидыва-
ется днище ковша и он разгружается. Затем цикл взвешивания
следующей порции материала повторяется. При каждом цикле по-
ворачиванием рычага передается импульс порционному счетчику.
Весы работают с погрешностью взвешивания не более;±1%. Кус-
ки материала могут быть с размерами до 120 мм. Применяют так-
же электровибрационные питатели, рабочим органом которых яв-
ляется вибрационный лоток производительностью 14... 180 кг за 1 с.
Точность их регулировки и измерений хуже, чем ленточных массо-
измерителей.
Запечные теплоутилизаторы при сухом способе обжига приме-
няют на всех современных коротких вращающихся печах (Z./Z)<;20,
см. рис. VI.2 и VI.3). Для термообработки мелкоизмельченного
(порошкообразного) материала во взвешенном состоянии исполь-
зуют простой по конструкции и экономичный по энергозатратам
— 245 —
шахтно-циклонный теплоутилизатор (рис. VI.14,а). Он представ-
ляет собой вертикальную металлическую шахту, отфутерованную
шамотным кирпичом, соединенную с двуступенчатым каскадом
циклонов, снаружи оборудованных теплоизоляцией. Шахта и тепло-
утилизирующая система в целом действует по схеме противотока
(рис. IV. 15,6 и д), каждый циклон в отдельности — по схеме пря-
мотока (рис. IV,а и г). Общий перепад давления газов в теплоути-
лизаторе равен 4 кПа.
Сырье подается пневмотранспортом в газоход, объединяющий
первую группу циклонов со второй. Потоком газов сырье вносится
в группу циклонов, установленных в конце теплоутилизирующей си-
стемы (по ходу газов). В них сырье осаждается и направляется в
шахту. В группе циклонов, непосредственно соединенных с шахтой,
улавливается выносимая из нее пыль и также (как и сырье) направ.
ляется в шахту. Таким образом, каскад циклонов является пылеоса-
дителем, предотвращающим от повышенного пылеуноса. Мель-
чайшие частицы пыли (менее 10 мкм) улавливаются электро-
Рис. VI.14. Шахтно-циклон-
ный (двойной) теплоутили-
затор
а — общий вид; б — темпе-
ратурный график; 1 — дымо-
сос первой ступени (рис.
VI.2, поз. 4); 2 —загружа-
тель сырья; 3 — уплотнитель
циклона второй ступени;
4 — циклон второй ступени;
5 — взрывной клапан; 6 —
циклон первой ступени; 7 —
уплотнитель циклона вто-
рой ступени; 8 — шахта; 9 —
дымоход из барабана; 10 —
уплотнитель шахты; 11 —
вращающаяся печь; 12 —
пневмонасосы для подачи
сырья
— 246
фильтрами, установленными за каскадом циклонов. Материал по-
догревается в шахте в условиях противотока до 800...820°С (рис. VI.
14,6).
При нагреве цементного сырья до этой температуры, кроме ис-
парения несвязанной влаги, происходит дегидрация каолинита и
разложение магниевого карбоната. Нагретый материал из тепло-
утилизатора поступает в барабан печи. Газы, идущие из печи в
теплоутилизатор, закручиваются в шахте по спирали восходящего
газового потока с целью интенсификации перемешивания их с на-
греваемым материалом.
Греющие газы направляются из барабана печи в теплоутилиза-
тор при температуре около 1ООСГС, а покидают его при температу-
ре 34О...36О°С. В комплект мощных печных агрегатов входят два
параллельно действующих шахтно-циклонных теплоутилизатора.
Для агрегатов (см. рис. VI.2) размеры рабочего пространства
приведены в табл. VI.5.
Таблица VI.5. Размеры шахт шахтио-циклоииых теплоутилизаторов
Барабан печи в м Шахта теплоутилизатора
количество внутренний диаметр в и высота в м
4X60 1 4,5 20
5X75 2 5,5 23
7/6,4X96 2 6,6 28
Термообработку кускового фракционированного известняка
(15...40 мм) при обжиге извести надежнее проводить в шахтно-гра-
витационном противоточном теплоутилизаторе со стабильным сло-
ем материала (рис. IV. 15,а). Общией перепад давления газов в этом
теплоутилизаторе составляет 6 кПа. Аппарат состоит из верти-
кального металлического цилиндра, отфутерованного изнутри
шамотным кирпичем. По оси цилиндра выложен из кирпича верти-
кальный цилиндрический газоход '(его называют керном) с отвер-
стиями для выхода газов. Нагреваемый материал занимает кольце-
вое пространство между наружной стенкой и керном. Он загружа-
ется в верхнюю часть теплоутилизатора через двухклапаниый уп-
лотняющий механизм, сходственный по конструкции с загрузоч-
ным механизмом шахтной печи.
Привод каждого клапана состоит из зубчатой пары (рейка и
шестерня), редуктора и электродвигателя. Нагретый до 700... 800°С
материал перегружается из теплоутилизатора в печь через керн с
помощью нескольких толкателей, выполненных из жаропрочной
стали. Они расположены по окружности в нижией части корпуса
теплоутилизатора. Толкатели совершают возвратно-поступательное
— 247 —
движение, которое в зависимости от требуемого режима работы мо-
жет ускоряться или замедляться. Греющие газы с температурой до-
1000°С из барабана печи по керну поднимаются вверх навстречу
падающему материалу, затем через отверстия в стенке керна по-
ступают в слой материала и фильтруются через него снизу вверх,
охлаждаясь при этом до 300...350°С. Они отводятся через кольце-
вой коллектор, установленный в верхней части теплоутилнзатора.
Запыленность отходящих газов составляет до 15 г на 1 м3. Их обес-
пыливают в электрофильтре, установленном за теплоутилизатором.
В ко.мплект аппарата входят уровнемеры для автоматического кон-
троля нижнего и верхнего уровня заполнения материалом рабочего
пространства. Сигналы, поступающие от уровнемеров, вызывают
пуск или остановку загружающего механизма и разгружающих
толкателей. Для печных агрегатов (см. рис. VI.3), указанных в
табл. VI.1, размеры шахтно-гравитационных теплоутилизаторов
приведены в табл; VI.6.
К старым теплоутилизаторам,
появившимся много лет тому
назад, относятся запечные
теплоутилизаторы с беско-
нечной движущейся решет-
кой, называемые конвейер-
ными кальцинаторами. Эти
аппараты были с некоторы-
ми изменениями взяты из
металлургической практики,
где они распространены и в
настоящее время в качестве
агломерационных машин
для спекания и окускования
железнорудной мелочи
перед плавлением ее в до-
менных печах. В производ-
стве вяжущих материалов
конвейерные кальцинаторы
применяют сейчас на неко-
торых коротких вращаю-
щихся печах (£/D<25), ра-
Таблица VI.6. Размеры шахт
шахтио-гравитационных
теплоутилизаторов
Рис. VI. 15. Шахтно-гравитационный теплоутилиза- тор а — общий вид; б — окомкователь сырья; 1 — ды- моход; 2 —- конвейер; 3 — приводы механизмов загрузки; 4 — загрузочный затвор;' 5 — сборный газовый коллектор; 6 — кольцевое рабочее про- странством- 7 — верхняя шахта (керн); 8 — толка- ющий разгружатель сырья; 9 — барабан печи; 10 — чаша; // — опорный вал; 12 — шланг подачи воды; /.3 — механизм наклона чащи; 14— зубча- тая передача; 15 — электродвигатель постоянно- го тока; 16 — соединительная муфта; /7 — редук- Барабан пе- чи в м Внутренний диаметр шах- ты в м Общая высота в м
4X60 5 17
4,5X75 6,8 20
тор; 18 — опорные стойки
- 248 —
ботаюших по сухому способу. В цементном производстве эти
аппараты успешно работают только при обжиге сырья с пласти-
ческими свойствами, когда искусственное увлажнение до 9... 12 %
сырьевой муки позволяет получить, достаточно прочные гранулы с
размерами 7... 15 мм, которые не рассыпаются на решетке под воз-
действием температуры.
При обжиге извести требуется тщательно сортировать дробле-
ный плотный известняк (рыхлые карбонатные породы не подходят),
-отбирая прочные куски с размерами 10...20 мм. Получаемая при
дроблении известняковая мелочь (менее 10 мм) отбрасывается.
Движущаяся конвейерная решетка заключена в камеру, обму-
рованную огнеупором и разделенную на два отсека — холодный и
горячий. Газы выходят из барабана с температурой 85О...95О°С,
затем они дважды просасываются через слой материала на решет-
ке сверху вниз. После первого прохождения через слой материала
(горячий отсек) температура газов уменьшается до 500...600°С, а
после второго прохождения (холодный отсек) —до 200...250°С.
Снаружи аппарата сбоку у решетки установлена группа циклонов
для промежуточного обеспыливания газов между отсеками.
Окускованное сырье загружают в распределительный ящик,
расположенный над холодным концом решетки. При ее движении
сырье равномерно заполняет полотно верхней ветви решетки в ви-
де слоя, его толщину (150...250 мм) регулируют изменением ши-
рины выходной щели распределительного ящика. Мелочь, прова-
лившаяся через решетку, удаляется из аппарата специальным кон-
вейером и направляется в барабан печи вместе с подогретым мате-
риалом. В холодном отсеке материал нагревается до 35О...45О°С, а
в горячем — до 750—800°С. Отходящие газы обеспыливаются в
электрофильтре, установленном перед дымососом.
Полотно решетки состоит из 4...6 параллельных рядов беско-
нечных тяговых цепей, шарнирно соединенных между собой по-
средством стальных валиков, длина которых равна ширине решет-
ки. На валики надеты трубы, поддерживающие литые из жаро-
прочного чугуна колосники, которые образуют сплошной настил со
щелями для прохода газов. Обе ветви решетки опираются на роли-
ки, укрепленные на фундаментной раме. Решетка кальцинатора
надета на две концевых звездочки и движется со скоростью 10...
15 мм за 1 с под действием тяги одной звездочки, соединенной через
редуктор с электродвигателем. На горячем конце решетки уста-
новлено разгрузочное приспособление в виде ножа, примыкающе-
го к полотну, а на холодном конце — приспособление, состоящее из
упругоподвешенных стальных дисков, прочищающих щели решет-
ки от мелких частиц материала.
Окомкователи увлажненной до 9... 12%' мелкоизмельченной (по-
рошкообразной) сырьевой смеси для получения «окатышей».
Окомкователь (рис. VI. 15,6) состоит из наклонной вращающейся
чаши, ее привода и механизмов для изменения наклона и очистки
днища и бортов. К чаше прикреплено опорное кольцо, на котором
установлена венцовая шестерня с внутренними зубьями. Она сое-
— 249 —
динена с подвенцовой шестерней и редуктором. Осевые нагрузки
от чаши, действующие на вал, воспринимаются упорным подшип-
ником и нижней торцовой крышкой. Механизмы привода смазыва-
ются автоматически жидкой смазкой. Механизм наклона чаши
смазывают густой смазкой. Чаша с приводом установлена на шар-
ниры станины. Днище и борты чаши очищаются от налипающегося
материала ножами, которые могут перемещаться. Для окомкова-
ния материал в чаше увлажняется струями тонкораспыленной во-
ды через несколько форсунок. По мере достижения необходимых
размеров окатыши непрерывно выгружаются из чаши по лотку и
направляются на обжиг. Далее приведена характеристика окомко-
вателя.
Диаметр чаши В м..........................................., 7
Высота борта чаши в м....................................... 0,8
Масса аппарата в т.......................................... 57,2
Наклон чаши к горизонту в ’................................. 45...60
Частота вращения чаши в мин *...............................3j6...6,5
Мощность главного электродвигателя в кВт.................. 120
Производительность по окускованию железорудных
концентратов в кг за 1 с.................................... 22—25
Расход воды для увлажнения в л за 1 с.......................0,55...0,85
Охладители продукта обжига, получаемого во вращающихся
печах, указанных в табл. VI. 1, применяют в основном колоснико-
вопереталкивающие и многобарабанные. Воздух, подогретый в
холодильниках, полностью или частично направляется в печи для
сжигания топлива.
Многобарабанный холодильник (рис. VI.16,а), называемый
рекуператорным, состоит из группы цилиндров, равномерно разме-
щенных по периферии разгрузочного конца барабана. Они при-
креплены к нему и вращаются вместе с ним (собственного привода
холодильник не имеет). Каждый цилиндр изготовлен из листовой
стали и со стороны входного конца состыкован с течкой, другой
конец которой соединен с отверстием в корпусе печи. Через течки
продукт обжига перегружается из барабана печи в холодильник.
Со стороны разгрузочного конца цилиндры открыты. Из торцовых
отверстий выгружается охлажденный до 15О...2ОО°С продукт об-
жига. Собственного дутьевого вентилятора холодильник не имеет.
Окружающий воздух засасывается в него со стороны разгрузочно-
го конца через торцовые отверстия цилиндров под действием тяги,
создаваемой дымососом и движется навстречу движению материа-
ла. Подогретый воздух поступает в печь через загрузочные течки.
Внутри цилиндров предусмотрены теплообменные устройства, спо-
собствующие интенсификации охлаждения материала. Примерно
на половине длины с горячей стороны цилиндры с целью защиты
стального корпуса обмурованы огнеупором. Другая половина снаб-
жена металлическими полками в виде лопастей, перемешивающих
слой и улучшающих омывание материала воздухом. Характеристи-
ки многобарабанных холодильников приведены в табл. VI. 7.
Многобарабанные холодильники просты и надежны в эксплуа-
тации. Дополнительные нагрузки на горячий конец обжигательно-
— 250 —
го барабана, возникающие при подвеске к нему барабанов холо-
дильника, должны компенсироваться усилением конструкции опо-
ры и несущей обечайки.
Колосниково-переталкивающий холодильник (рис. VI. 16,6)
снабжен горизонтальной или наклонной решеткой, заключенной в
камеру, обмурованную огнеупором. Полотно решетки собрано из
подвижных и неподвижных попеременно расположенных рядов
Рис. VI.16. Холодильники продукта обжига
а — многобарабанный; б — колосниково-переталкивающий; в — конструкция колосников; 1—
металлические полки; 2 — несущая конструкция; 3 — огнеупорные выступы; 4 — корпус печ-
ного барабана; 5 — загрузочное отверстие холодильника; 6 — корпус холодильного барабана;
7 — огнеупорная обмуровка; 8 — конвейер провала мелочи; 9 — дробилка; 10 — отвод избы-
точного воздуха; // — головка печи; 12— привод колосниковой решетки; 13 — вентилятор
общего дутья; /4 —входная часть холодильника; /5 — вентилятор острого дутья; 16 — тол-
кающий колосник; 17 — неподвижный колосник
— 251 —
Продолжение табл. VI.8
Показатели Типоразмеры печей в м
4X60 4,5X170 5X185; 5X75 7X230; 7/6,4X95
Общая установленная мощ- ность электродвигателей в кВт 180, 270 485 780
Удельный расход электро- энергии по установленной мощности в кВт на 1 кг за 1 с (т. е. кДж/кг) 18,4 19,4 23,3 ... 26,1 17,6
той ходов регулируется продолжительность охлаждения с измене-
нием толщины слоя материала на решетке в пределах il20...200 мм.
Трущиеся поверхности привода решетки имеют автоматическую
смазку. Основные характеристики колосниково-переталкивающих
холодильников к вращающимся печам, указанным в табл. VI.1,
приведены в табл. VI.8.
Котлы-утилизаторы устанавливают за вращающимися печами на
заводах, потребляющих пар для технологических целей, например
для термовлажностной обработки в автоклавах и пропарочных
камерах бетонных, асбестоцементных и других изделий. Установ-
ка котлов-утилизаторов по сравнению с установкой самостоятель-
ных котельных дешевле по стоимости строительства и в эксплуа-
тации. В этом случае 70...80 % тепловой мощности печей расхо-
дуется на обжиговый процесс, а 30...20%—на получение пара.
Характеристики типовых котлов-утилизаторов для использования
теплоты отходящих 1 газов промышленных печей приведены в
табл. VI.9.
Ремонт вращающихся печей по установленным нормативам
(см. табл. 1.2) может осуществляться: а) путем одновременной
замены всей изношенной части при наличии заранее приготовлен-
ного (смонтированного) нового блока; б) последовательной за-
меной нескольких изношенных блоков; в) заменой отдельных уз-
лов. Наиболее индустриальный и менее продолжительный первый
способ ремонта. Однако он требует больших подготовительных
работ и свободных площадей для сборки нового блока до останов-
ки печи. В ремонте должны максимально использоваться средст-
ва механизации и измерений: краны, лебедки, тракторы, гидравли-
ческие домкраты, полуавтоматические сборочные аппараты, геоде-
зические приборы и т. п. Механический ремонт вращающихся печей
совмещают по времени с футеровочными и теплоизоляционными
работами с целью выигрыша рабочего времени.
Технический осмотр вращающейся печи в процессе ее эксплуа-
тации проводят один раз в месяц. При текущем ремонте устраня-
ют небольшие дефекты. Более крупные дефекты устраняют при
среднем ремонте с частичной разборкой агрегата, заменой отдель-
ных узлов и регулировкой подвижных частей. При капитальном
— 254 —
Таблица VI.9. Характеристики котлов-утилизаторов
Тип Параметры пара Греющие газы Масса металла котла в т
произ- води- тель- ность в кг за 1 с избыточное давление в кПа температура в 0 С расход отне- сенный к 0° С, в м3 за 1 с Температура,С°
иа вхо- де в котел на вы- ходе из котла
КУ-16 0,45.. ...0,8 880...1350 250 4,5 600 235 22,6
КУ-40 2 880...1350 250 16,7 850 240 31
КУ-40-1 3,6 4450 390 11,1 850 240 64,5
КУ-60-2 5,5 1750...4400 390 16,7 850 240 84
КУ-80-3 7,5 1750...4400 370 22,2 850 240 96,5
УЭГМ-34 1,7 1100 Насыщенный пар 9,5 650 185 20
УЭГМ-67 2,2 1300 То же 18,6 400 190 53,3
УС-2,6/39 0,72 3900 450 2,7 800 170 33,3
ГТКУ-6140 2 3900 Насыщенный пар 2,8 850 420 64,4
ремонте заменяют крупные изношенные блоки, включая корпус
барабана.
Эксплуатация вращающихся печей должна соответствовать
установленным правилам. Перед тем, как разжечь печь, необхо-
димо прикрыть дымовой шибер и убедиться в исправности всего
вспомогательного оборудования и КИП путем его опробования.
При работе на газе нужно проверить газоплотность системы, про-
дуть газопровод «на свечу» и провентилировать печь. Печи, ра-
ботающие на мазуте и пылеугольном топливе, разжигают с по-
мощью костра из дров, заранее уложенных в виде клетки в топоч-
ное пространство на расстоянии около 5 м от устья форсунки
или горелки. Для розжига печи на газе вместо дровяного костра
применяют запальное устройство (см. рис. II.6, в).
После горения топливного факела в течение 20...30 мин тре-
буется осмотреть близлежащие от факела участки футеровки.
Если они разогрелись до слабокрасного свечения, нужно приот-
крыть дымовой шибер и пустить барабан печи от вспомогательно-
го привода с частотой вращения, равного 1 ч-1. При нагреве фу-
— 255 —
Продолжение табл. VI.8
Показатели Типоразмеры печей в м
4X60 4,5X170 5X185; 5X75 7X230; 7/6,4X95
Общая установленная мощ- ность электродвигателей в кВт 180> 270 485 780
Удельный расход электро- энергии по установленной мощности в кВт на 1 кг за 1 с (т. е. кДж/кг) 18,4 19,4 23,3 ... 26,1 17,6
той ходов регулируется продолжительность охлаждения с измене-
нием толщины слоя материала на решетке в пределах d20...200 мм.
Трущиеся поверхности привода решетки имеют автоматическую
смазку. Основные характеристики колосниково-переталкивающих
холодильников к вращающимся печам, указанным в табл. VI. 1,
приведены в табл. VI.8.
Котлы-утилизаторы устанавливают за вращающимися печами на
заводах, потребляющих пар для технологических целей, например
для термовлажностной обработки в автоклавах и пропарочных
камерах бетонных, асбестоцементных и других изделий. Установ-
ка котлов-утилизаторов по сравнению с установкой самостоятель-
ных котельных дешевле по стоимости строительства и в эксплуа-
тации. В этом случае 70...80% тепловой мощности печей расхо-
дуется на обжиговый процесс, а 30...20%—на получение пара.
Характеристики типовых котлов-утилизаторов для использования
теплоты отходящих ’ газов промышленных печей приведены в
табл. VI.9.
Ремонт вращающихся печей по установленным нормативам
(см. табл. 1.2) может осуществляться: а) путем одновременной
замены всей изношенной части при наличии заранее приготовлен-
ного (смонтированного) нового блока; б) последовательной за-
меной нескольких изношенных блоков; в) заменой отдельных уз-
лов. Наиболее индустриальный и менее продолжительный первый'
способ ремонта. Однако он требует больших подготовительных'
работ и свободных площадей для сборки нового блока до останов-
ки печи. В ремонте должны максимально использоваться средст-
ва механизации и измерений: краны, лебедки, тракторы, гидравли-
ческие домкраты, полуавтоматические сборочные аппараты, геоде-
зические приборы и т. п. Механический ремонт вращающихся печей
совмещают по времени с футеровочными и теплоизоляционными
работами с целью выигрыша рабочего времени.
Технический осмотр вращающейся печи в процессе ее эксплуа-
тации проводят один раз в месяц. При текущем ремонте устраня-
ют небольшие дефекты. Более крупные дефекты устраняют при
среднем ремонте с частичной разборкой агрегата, заменой отдель-
ных узлов и регулировкой подвижных частей. При капитальном
— 254 —
Таблица VI.9. Характеристики котлов-утилизаторов
Тип Параметры пара Греющие газы Масса металла котла в т
произ- водн- тель- НОСТЬ в кг за 1 с избыточное давление в кПа температура в ° С расход отне- сенный к 0° С, в м3 за 1 с Температура,С°
на вхо- де в котел на вы- ходе из котла
КУ-16 0,45.. ...0,8 880...1350 250 4,5 600 235 22,6
КУ-40 2 880...1350 250 16,7 850 240 31
КУ-40-1 3,6 4450 390 И,1 850 240 64,5
КУ-60-2 5,5 1750...4400 390 16,7 850 240 84
КУ-80-3 Л5 1750...4400 370 22,2 850 240 96,5
УЭГМ-34 1,7 1100 Насыщенный пар 9,5 650 185 20
УЭГМ-67 2,2 1300 То же- 18,6 400 190 53,3
УС-2,6/39 0,72 3900 450 2,7 800 170 33,3
ГТКУ-6140 2 3900 Насыщенный пар ' 2,8 850 420 64,4
ремонте заменяют крупные изношенные блоки, включая корпус
барабана.
Эксплуатация вращающихся печей должна соответствовать
установленным правилам. Перед тем, как разжечь печь, необхо-
димо прикрыть дымовой шибер и убедиться в исправности всего
вспомогательного оборудования и КИП путем его опробования.
При работе на газе нужно проверить газоплотность системы, про-
дуть газопровод «на свечу» и провентилировать печь. Печи, ра-
ботающие на мазуте и пылеугольном топливе, разжигают с по-
мощью костра из дров, заранее уложенных в виде клетки в топоч-
ное пространство на расстоянии около 5 м от устья форсунки
или горелки. Для розжига печи на газе вместо дровяного костра
применяют запальное устройство (см. рис. II.6, в).
После горения топливного факела в течение 20...30 мин тре-
буется осмотреть близлежащие от факела участки футеровки.
Если они разогрелись до слабокрасного свечения, нужно приот-
крыть дымовой шибер и пустить барабан печи от вспомогательно-
го привода с частотой вращения, равного 1 ч-1. При нагреве фу-
— 255 —
теровки до ярко-красного свечения барабан переводят со вспомо-
гательного на главный привод в печь разогревают еще около 3 ч,
постепенно поднимая температуру газов до заданного уровня. За-
тем, остановив подачу топлива и первичного воздуха, нужно через
специально предназначенное отверстие тщательно осмотреть
разогрев футеровки по всей длине барабана. Убедившись в до-
статочном разогреве и исправности футеровки, печь пускают в
работу с одновременной загрузкой ее сырьем, составляющем око-
ло 70 % нормы. В течение 48 ч загрузку сырьем доводят до нор-
мы. В процессе работы печи должна поддерживаться постоянная
загрузка ее сырьем и топливом, что обеспечивает стабильный
температурный режим. Стабильность режима — основное условие
нормальной эксплуатации вращающихся печей.
Температурные колебания отходящих газов должны быть не
более ±25° С по отношению к норме. Содержание в них компо-
нентов недожога (СО4-СН4+Н2) не должно превышать 0,2 %,
содержание О2 может колебаться в пределах ±0,5 % нормы; раз-
режение газов в головке печи должно составлять не менее 30 Па.
Перевод печи на тихий ход допускается лишь в крайнем случае,
когда регулирование подачи топлива и воздуха не дает необходи-
мого эффекта. Работа печи с отключенными или неисправными
пылеуловителями не допускается.
§ VI.3. ШАХТНЫЕ ПЕЧИ
Шахтная печь выполнена в виде вертикальной металлической
шахты с поперечным сечением круглой, эллипсовидной или прямо-
угольной формы, отфутерованной изнутри огнеупорным кирпи-
чом. При работе печи шахта полностью заполнена материалом,
который опускается вниз, а греющие газы поднимаются вверх.
У современных шахтных печей загрузка сырья и выгрузка продукта
обжига механизированы. Агрегаты работают по схеме противото-
ка (см. рис. IV. 15,6 и д).
В цементном производстве шахтные печи применяют мало, но
в случае их применения сырье должно быть приготовлено в виде
окатышей. Более широкое использование имеют эти печи при об-
жиге крупнокускового известняка (более 50 мм). Технические
характеристики распространенных шахтных печей приведены в
табл. VI. 10.
Сопоставление данных табл. VI.10 (шахтные печи) и табл.
VI. 1 (вращающиеся печи) показывает, что в производстве це-
мента агрегатная производительность вращающихся печей по
-сравнению с производительностью шахтных выше в 15...20 раз,
общие приведенные затраты энергии меньше примерно на 10...15 %
и, кроме того, качество цемента лучше. Преимуществами шахтных
печей перед вращающимися являются меньшие материалоем-
кость и удельная стоимость капиталовложений. Однако преиму-
щества вращающихся печей очень важны. Известковые
вращающиеся печи опережают шахтные по агрегатной
— 256 —
Таблица VI.10. Технические характеристики и типоразмеры (I—IV)
шахтных печей '
Показатель Цементно-обжигательные печи (см. рис. VI.17) Известеобжигательные печи (см. рис. VI. 18)
I II III IV I II III IV
Диаметр шахты в м: наружный 3,8 3,8 4,1 4,1 3,8 4,5 5,6 9,6x5,5 (эллипс)
внутренний 2,5 2,5 2,8 | 2,8 2,5 | 3,2 4,3 8,3x4,2
Рабочая высота шахты в м 9 10 9 10 20,5 20,8 25 27 '
Рабочий объем шахты в м 45 50 55 60 100 180 360 750
Масса агрегата в т; всего 130 140 146 151 260 395 465 650
в .том числе металл 30 35 38 40 60 90 105 150
огнеупоры 100 105 108 111 200 305 360 500
Дымосос: подача в м3/с давление в кПа мощность в кВт 10 3,8 55 И 3,8 60 12 3,8 65 13 3,8 70 5 2,3 20 10 2,3 40 20 3,1 90 40 3,8 220
Воздуходувка: подача в м3/с давление в кПа мощность в кВт 4 12 80 4 12 80 4 12 80 4 12 80 — — — 9 5 70
Общая мощность тяго- дутьевых машин в кВт 135 140 145 150 20 40 90 290
Производительность по выходу продукта: 1,8 2 2,2 2,3 0,6 1,2 2,3 5,2
агрегатная в кг/с удельная в кг/(м3-ч) 1,8 144 2 144 2,2 144 2,3 138 0.6 21,6 1,2 24 2,3 23 5,2 25
Тепловая мощность в тыс. кВт 8,7 9,4 9,7 -9,8 3,2 6,3 11,7 26
Форсировка в тыс. кВт на, 1 м3 1,74 2,09 1,58 1,63 0,65 0,73 0,81 0,93
9 Зак. 369
— 257 —
Продолжение табл, VI. 10
Показатель Цементно-обжигательные печи (см. рнс. VI.18) Известеобжигательные печи (см. рис. VI.19)
11 III IV I II III IV
Удельный расход тепло- ты в кДж/кг (влажность сырья в %) 4850 (10) 4700 (Ю) 4400 (Ю) 4250 (Ю) 5350 (5) 5300 (5) 5100 (5) 5000 (5)
Общие приведенные за- траты энергии в кДж/кг 4925 4770 4465 4315 5385 5335 5140 5055
Материалоемкость агре- гата в тс/кг за 1 с: общая в том числе металла огнеупоров 72 17 55 ТО 17 53 66 17 49 66 17 49 434 ЮО 334 ЗТО . 75 254 ТО! 46 156 29 69
производительности в 4...5 раз, обеспечивают более
широкое использование сырьевых ресурсов, лучшее ка-
чество извести и отличаются меньшей общей материалоем-
костью. Вместе с тем, приведенные затраты энергии вращаю-
щихся печей выше на 5...8 %, металлоемкость больше в 2...3 раза.
Как и в цементном производстве, показатели в пользу известко-
вых вращающихся печей по сравнению с известковыми шахтными
существенны.
Цементные шахтные печи (рис. VI. 17, а, б) применяют при
переработке сравнительно сухого сырья с пластичным глинистым
компонентом, которое хорошо окусковывается на грануляторах
(см. рис. VI.15,6) с получением прочных гранул. Печи этого
типа работают на короткопламенном твердом топливе (антраци-
те, коксе и тощем угле) по способу «черного» брикета, когда
сырьевая смесь и топливо в заданных соотношениях совместно
размалывают в порошок. Его затем окусковывают в гранулы раз-
мерами 15...25 мм.
В шахтных печах существует тесный контакт между частица-
ми сырья и топлива внутри каждой гранулы. Свободному досту-
пу воздуха к топливным частицам препятствуют окружающие их
частицы сырья, причем воздух забалластирован выделяющейся
из сырья двуокисью углерода. Часть ее реагирует с раскаленными
частицами топлива и восстанавливается до окиси углерода. Затем
при подводе дополнительного воздуха она сгорает, вновь превра-
щаясь в двуокись углерода в потоке печных газов. Часть топлива
сразу полностью сгорает без промежуточных реакций.
Окись углерода не всегда может дожигаться в верхней части
печей из-.>а малой концентрации кислорода и температуры газов
ниже 880° С, при которой окись углерода воспламениться уже не
может. Поэтому наблюдается химическая неполнота сжигания и
повышенный расход топлива. Неполнота сжигания существует
- 258 -
и в других шахтных печах, так как для сгорания топлива нет сво-
бодного объема.
В качестве футеровки цементных шахтных печей применяют в
основном шамотный кирпич, а для реакционной зоны — хромомаг-
незитовый кирпич (см. табл. VI. 2). Во избежание связанного с
усадкой материала образования сквозных каналов у стенки шах-
ты, верхняя ее часть имеет расширение в сторону загрузочного
конца под углом к горизонтали 80...85°. Загрузочное устройство
представляет собой двухконусный аппарат с попеременным опу-
сканием конусов для обеспечения герметичности верха печи. Рав-
номерная укладка материала по сечению шахты достигается уст-
ройством распределительной тарелки с вращающимся лотком.
Разгрузочное устройство (рис. VI. 17,6) состоит из ступенчатой
вращающейся решетки, собранной из сегментов, захватывающих,
измельчающие куски клинкера по всему сечению печи и выталки-
вающих их в периферийную щель. Герметизацию нижнего загру-
зочного конца печи достигают установкой трехшлюзового затвора,
шлюзы которого посредством гидросистемы попеременно автома-
Рис. VI.17. Шахтная печь для обжига це-
ментного сырья по способу «черного» бри-
кета
а — общий вид; б разгрузочное устрой-
ство; I — воздуходувка; 2 — дымосос; 3 —
питатель смеси сырья и угля; 4 — окомко-
ватель сырья (см. рис. VI. 15,б); 5 — раз-
грузочная вращающаяся воронка; 6—шах-
та печи; 7 — разгрузочная вращающаяся
решетка; 8 — шлюзовой затвор; 9 — раз-
грузочное отверстие; 10 — каналы для
дутьевого воздуха; И — колосиикн решет-
ки; 12 — ступица решетки; 13 — пристен-
ная бронь; 14 — вал решетки
9* Зак. 369
— 25.9 —
тически открываются и закрываются. Воздух вдувается в печь под
разгрузочную решетку.
Известковые шахтные печи (рис. VI.18, а) для обжига крупно-
кускового известняка (50...200 мм) отличаются низким уровнем
форсировки и соответственно большой продолжительностью обжи-
гового процесса. По этой причине удельная производительность
известковых печей примерно в 6 раз меньше чем цементных, рабо-
тающих на мелкокусковом сырье (15...25 мм) с меньшей продол-
жительностью процесса обжига.
Большинство известеобжигательных шахтных печей работает
Рис. VI.18. Шахтная печь для обжига кускового известняка
а — общий вид; б — газогорелочные устройства; в — двухклапаииый загрузочный механизм;
/—дымосос; 2 — пылеосадитель; 3 — дымоход; 4— шахта; 5 — дымовая труба; 6 — загруз-
ка сырья; 7 — механизмы открытия и закрытия клапанов; 8— механизм поворота чаши;
9 — верхний клапан: 10 — чаша; // — скиповый подъемник; 12 — дутье первичного воздуха;
/□ — газораспределение с фурменными горелками; 14 — разгрузочный механизм; /5 —дутье
вторичного воздуха; 16 — конвейер сырья; 17 — нижний клапан; 18 — бункер сырья; 19 —
канал воздуха; 20 — защитный грнбок; 21, 22 — каналы горючего газа
— 260 —
на короткопламенном твердом топливе (антраците, коксе и тощем
угле) пересыпным способом в этом случае кусковое топливо и
известняк загружаются в печь в перемешанном виде или чередую-
щимися слоями). При загрузке в печь заранее сшихтованной в за-
данных соотношениях топливно-сырьевой смеси очаги горения топ-
лива рассредоточены, что позволяет избежать комкование (зашла-
кование) сырья и привары его к стенкам печи. Практикой установ-
лено оптимальное соотношение размеров кусков известняка и ку-
сков топлива: первые должны быть в 2...2,5 раза больше вторых.
Тогда продолжительность выгорания топлива будет соответство-
вать времени полной декарбонизации известняка.
С каждым годом расширяется применение газообразного топ-
лива при сжигании его непосредственно в рабочем объеме печи'
(без предтопков). Способы сжигания газа зависят от конструкции,
количества и месторасположения газогорелочных устройств
(рис. VI. 18,6). Проблема сжигания мазута в шахтных печах окон-
чательно еще не решена, вследствие особенностей горения мазутной
капли.
Известковые шахтные печи футеруют шамотным кирпичем.
Кладка его суживается в нижней части шахты и переходит из
круглого сечения в квадратное. Между кожухом и футеровкой в
верхней части шахты оставляют кольцевую щель толщиной около
70 мм, которая затем заполняется теплоизоляционной засыпкой.
Верхняя часть высотой около 8 м имеет толщину футеровки
230 мм, в нижней она увеличивается до 345 мм. Утолщенная футе-
ровка в средней и нижней части шахты примыкает к теплоизоля-
ционной кладке толщиной 230 мм, выполненной из шамотного
легковесного или глиняного кирпича. На некоторых известковых
шахтных печах, преимущественно для выпуска металлургической
извести, реакционную зону футеруют хромомагнезитовым кирпи-
чом.
Каждая печь оборудована скиповым подъемником сырья и
двухклапанным загрузочным устройством с поворотной чашей
(рис. VI. 18,в). На печах без принудительного воздушного дутья
в качестве разгрузочного механизма применяют толкающие тележ-
ки с возвратно-поступательным движением. На печах с увеличен-
ной производительностью и высотой устанавливают дутьевые вен-
тиляторы, в связи с чем в разгрузочной части шахты наблюдается
избыточное давление воздуха. Это требует применения в качестве
газоуплотнителей шлюзовых затворов на цементных и на известко-
вых шахтных печах.
Эксплуатация шахтных печей должна соответствовать установ-
ленным правилам. Перед тем, как разжечь печь, .необходимо
прикрыть дымовой шибер перед дымососом, опробовать его, вспо-
могательное оборудование и КИП, чтобы убедиться в их исправно-
сти. При розжиге печи на твердом топливе с помощью загрузочно-
го устройства шахту печи на две трети высоты заполняют балла-
стом (отсортированным щебнем). Затем включают разгрузочное
устройство, дутьевой вентилятор или воздуходувку и проверяют
— 261
исправность их под нагрузкой. Через смотровые окна проверяют
также равномерность распределения потока воздуха в поперечном
сечении шахты («прорывы» воздуха устраняют). После проверки
загружают в шахту равномерно на слой балласта короткомерные
сухие дрова. На них бросают через люки горящие мелкоколотые
дрова (в виде вязанок), добиваясь загорания всех дров по сечению
шахты.
Затем около 2 ч в шахту периодически подбрасывают дрова,
чтобы поддерживать интенсивное горение костра для нагрева фу-
теровки. Через 2 ч, когда дрова обуглятся и осядут плотным слоем,
на них засыпают 150...200 кг антрацита или кокса мелкими пор-
циями, чтобы он быстрее разгорелся по всей поверхности слоя.
При работе на угле или коксе продолжают засыпать в печь топли-
во и доводят общую массу засыпки до 450...500 кг. Убедившись в
хорошем горении топлива, начинают пополнять печь рабочей топ-
ливно-сырьевой шихтой, увеличивая постепенно дутье и тягу. При
работе на газе его начинают подавать в печь на разогревшийся
костер из дров.
При выводе печи на рабочий режим следует руководствоваться
показаниями контрольно-измерительных приборов, избегая визу-
альных наблюдений через смотровые окна. Продолжительность
розжига шахтной печи с момента загорания дров до начала рабо-
чего режима составляет обычно 16...24 ч.
Эффективной работы шахтных печей достигают при загрузке
ее однородной по размерам массой известняка. Температуру отхо-
дящих газов необходимо поддерживать в установленных пределах.
Она понижается при недостаточной подаче воздуха или избыточ-
ной загрузке сырья, а повышается — при опускании уровня заг-
рузки сырья ниже установленного или избыточной подаче топлива.
Зона горения топлива должна находиться на заданном уровне
по высоте шахты. Выравнивание положения ее достигают регули-
ровкой разгрузочного устройства печи: при увеличении разгрузки
зона горения опускается, при уменьшении — поднимается. Если
требуется повысить разогрев материала в печи, нужно увеличить
подачу топлива и воздуха, не допуская «сваров» в зоне горения
топлива.
§ VI.4. ПЕРСПЕКТИВНЫЕ ПЕЧИ И АППАРАТЫ
Разработаны проекты перспективных цементных заводов, на
которых агрегатная производительность вращающихся печей по
сухому способу обжига составляет около 50 кг клинкера за 1 с и
производительность на одного работающего 4000...4600 т цемента
в год.
Применяемое теплотехническое оборудование для обжига в
производстве вяжущих материалов еще не полностью обеспечива-
ет потребности отрасли. Новые образцы печей, аппаратов и уст-
ройств по сравнению с применяемыми должны быть менее мате-
риалоемкими, но более износоустойчивыми. Они должны давать
— 262 —
больший эффект по экономии энергоресурсов и повышению произ-
водительности труда. При разработке нового оборудования следу-
ет использовать передовой отечественный и зарубежный опыт. Не-
которые разработки уже близки к завершению и внедрению в
производство.
Двухогневая цементная вращающаяся печь (рис. VI.19, а\
отличается от обычных печей тем, что при сухом способе обжига
цементного клинкера в печах с циклонными теплоутилизаторами
степень декарбонизации карбонатов в подогретом материале, заг-
ружаемом в барабан, составляет около 80% вместо обычных
30...35 % в старых системах.
Новым устройством в данной системе является декарбонизатор,,
в котором сжигается часть расходуемого топлива (второй огонь).
По конструктивному оформлению декарбонизатор похож на вер-
тикальную циклонную топку, установленную на нижней (горячей)
ступени каскада циклонов и примыкающую к обжигательному ба-
рабану. В декарбонизатор поступает четыре потока теплоносите-
лей: сверху — нагреваемый материал, из барабана — отходящие
газы, из клинкерного холодильника — горячий воздух и через тан-
генциальный ввод — топливо. Из нижнего конуса декарбонизатора
Рис. VI.19. Двухогневые вра-
щающиеся печи
а — японский патент; б — ан-
глийский патент; 1 — устрой-
ство загрузки материала в
барабан; 2 — топливные го-
релки; 3 — декарбонизатор;
4 — циклон горячей ступени;
5, 6 — циклоны промежуточ-
ных ступеней; 7— циклон
холодной ступени; 8 —- дымо-
сос; 9 — пылеочиститель по-
догретого воздуха; 10 — воз-
духопровод; 11— шахта; /2--
барабан печи; 13 — охлади-
тель продукта обжига; 14 —
отверстие для загрузки ма-
териала в шахту
9* Зак. 36Э
— 2СЗ --
выходит подогретый до 800...850 С и декарбонизированный мате-
риал, из его верхней части — греющие газы, обогревающие каскад
циклонов. Применение второго огня обеспечивает интенсификацию
обжигового процесса, выражающуюся в более глубокой термооб-
работке материала, поступающего в барабан. При этом в нем сжи-
гают топливо, необходимое только для завершения обжигового
процесса, хотя общая тепловая нагрузка агрегата возрастает, что
в итоге приводит к удвоению его производительности.
Следует отметить, что при двухогневой системе эксплуатация
агрегата сложнее из-за блокировки двух топочных устройств, вве-
дения дополнительных механизмов и средств автоматики. Может
даже немного возрасти удельный расход топлива из-за повышения
температуры отходящих газов. Вместе с тем двухогневая система
дает экономию металла, огнеупоров и повышение производитель-
ности труда. В мировой практике таких печных установок на це-
ментных заводах в 1975 г. было более 30, причем производитель-
ность самой мощной из них до 100 кг клинкера за 1 с.
Разновидность декарбонизатора — шахта с прямоструйными
топливными горелками, установленная за барабаном и соединен-
ная с ним и с каскадом циклонов (рис. VI. 19,6). Она известна
выход продукта
Рис. VI.20. Схема прямоточно-противоточной
регенеративной шахтной печн
а — австрийский патент; б — чехословацкий
патент; / — внешняя стенка печи; 2 — пере-
городка; 3—отверстие для прохода газов;
4 — шахта
по английскому патенту, опуб-
ликованному в 1976 г.
/ Противоточно-прямоточная
регенеративная шахтная печь
(рис. VI.20,а) известна по ав-
стрийскому патенту 1959 г.
Агрегат работает на газооб-
разном или на жидком топливе
и состоит из двух или трех па-
раллельно действующих шахт
с комбинированным противо-
точно-прямоточпым движением
теплоносителей. Агрегат с вы-
соким подогревом воздуха для
лучшей регенерации теплоты
газов и извести. Шахты А и Б,
загруженные материалом, со-
единены каналом К. Первый
период работы показан сплош-
ными линиями: в шахту А
через топливную горелку Т по-
ступает топливо, поток возду-
ха для сгорания топлива по
схеме прямотока подводится
через верх шахты Вт и опуска-
ется вниз, второй поток возду-
ха для охлаждения извести
Ви — по схеме противотока
вдувается одновременно через
— 264 —
низ обоих шахт и поднимается вверх, но в горении топлива не
участвует.
Поток греющих газов Г, полученных при сгорании топлива в
шахте А опускается вниз (схема прямотока) до уровня канала
К, а затем вместе с потоком нагретого воздуха Вн — через канал
К переходит в шахту Б. Здесь к ним присоединяется второй поток
нагретого воздуха Ви и весь объединенный газовый поток (Г + 2ВИ)
поднимается вверх, нагревая верхнюю часть шахты Б, загружен-
ную сырьем. Все газовые потоки в шахте Б движутся по схеме
противотока. В первом периоде шахта А выполняет функции печи,
а шахта Б — функции теплообменника — регенератора. Затем
посредством переключения подачи топлива с шахты А на шахту
Б и изменения в противоположную сторону движения газов по
каналу К, агрегат переводят на второй период работы (см. пунк-
тирные линии).
Режимы в шахтах меняются местами: шахта Б становится
печью, а шахта А — регенератором. Первый и второй периоды
работы агрегата чередуются через равные промежутки времени
(15...20 мин). В результате улучшенного использования теплоты
температура отходящих газов и выгружаемой извести близка к
100° С, а температура подогретого воздуха около 1000° С. В шахт-
ных печах других типов эти температуры соответственно до 300° С
и не выше 600°С. Температура газов в канале данной печи
поддерживается в пределах 1150...1250° С, расход теплоты 3600...
4000 кДж на 1 кг извести, удельная производительность 45...48 кг
на 1 м3/ч, производительность агрегата до 5,5 кг за 1 с.
Описанная шахтная печь в связи с экономным расходованием
топлива широко применяется в мировом производстве извести.
Однако она имеет и недостатки: более высокая стоимость обору-
дования, электроэнергии и сложности эксплуатации газопереклю-
чающих устройств. По чехословацкому патенту 1971 г. в описан-
ную печь внесены изменения, улучшающие ее конструкцию (рис.
VI.20,б). Печь состоит из одной шахты, разделенной на два или
три вертикальных канала, соединенных между собой отверстиями
в перегородке. Топливо (газ или мазут) подводится к горелкам
по трубам в каждый канал. Схема работы печи с переключениями
подачи топлива и отвода воздуха и газов аналогична описанной
выше. Предложенную упрощенную чехословацкую конструкцию
рассматриваемой печи можно использовать при реконструкции
одношахтных действующих печей с переводом их на противоточ-
но-прямоточную теплову'ю схему, действующую при переключении
каналов с одного режима работы на другой.
Система обезвоживания сырьевого шлама в фильтрах перед
обжигом предложена западно-германской фирмой «Гумбольдт-
Клекнер-Дейтц». Шлам обезвоживают до формовочной влажности
18...20 % (получение кека). За вращающейся печью сооружают
дробилку-сушилку для кека и каскад циклонных теплообменни-
ков-подогревателей. Такой, способ обезвоживания позволит сни-
зить удельный расход теплоты до 3500...3800 кДж/кг клинкера,
- 265 -
т. е. г 1,5 раза по сравнению с мокрым способом обжига при
влажности шлама 38...40 %.
Полусухой способ обжига цементного клинкера, применяемый
в зарубежной практике, показан на рис. VI.21. Здесь совмещается
обезвоживание шлама в вакуум-фильтрах (или в фильтр-прессах)
о обжигом получаемого кека во вращающейся печи, оборудован-
ной циклонными теплообменниками. Данный способ объединяет
преимущества мокрого приготовления сырьевой смеси и эконом-
ного по топливоиспользованию обжига сухого материала.
7
Рис. VI.21. Схема полусухого способа обжига
цементного клинкера:
/ — дымосос; 2 — электрофильтр; 3 — транс-
портер пыли; 4 — вакуум-фильтр (или фильтр-
пресс); 5—транспортер кека; 6 — бункер ке-
ка; 7 — питатель мельницы; 8 — молотковая
мельница с трубой-сушилкой; 9— циклонный
пылеуловитель; 10 — элеватор; // — топка;
12 — разгружатель; 13 — вращающаяся печь;
\4 — нижняя ступень циклонного теплообмен-
ника; /5 — средняя ступень; 16 — верхняя
ступень.
Обезвоженный шлам (кек) поступает в молотковую мельницу,
из которой выносится газами в вертикальную трубу-сушилку. Су-
шильным агентом служат отходящие газы вращающейся печи и
"частично топочные газы, получаемые в специальной топке. В тру-
бе-сушилке материал подсушивается, а затем осаждается в цик-
лонном пылеуловителе. Сухой материал в дозированном количе-
•стве загружается в элеватор, затем поступает в верхнюю ступень
циклонных теплообменников. Из них подогретый материал на-
правляется во вращающуюся печь. Сырьевая пыль, уловленная
при очистке газов, возвращается в процесс обжига.
Описанная технологическая схема (рис. VI.21) перспективна
для широкого использования в цементной промышленности.
§ V1. 5. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
1
Пример VI.1. (см. § VI.2). Определить среднюю скорость продвижения ма-
териала, продолжительность его пребывания, массу и занимаемый объем в об-
жигательном барабане размерами 5X185 м. Согласно данным табл. VI.1 D —
= 5 — 2-0,2 = 4,6 м; (=4%; ге=1 мин-1; L=il85 м и В = 20 кг/с. В расчете
принято: G^, = l,58 кг/кг, р=1350 кг/м3 и fl«40°.
Решение. По уравнениям (IV.1)...(VI.4):
w= (200-4,6-4-1)/(40 + 24) = 57,5 м/ч;
т = 185/57,5 = 3,22 ч;
(40 + 24)
т = 18-20-0,5 (1,58 + 1) 185 —-----—« 300 000 кг.
4,6-4-1
20-0,5 (1,58+ 1) (40 + 24)
<р = 2290 ----—1 м --—=7,2.
т 4,63-4-1-1350
Пример VI.2. (см. § VI.2). Определить по максимальным напряжениям,
— 266 —
возникающим в металлическом корпусе вращающейся печи размерами 5X185 м,
необходимую толщину основной обечайки. По данным табл. VI.1 и рис. VI.1
вес участка барабана в наибольшем пролете между опорами (/=30 м) в Н со-
ставляет:
30 „ „
Р = -^~ 9,81 (360 + 300) 103 = 6900-10s.
Решение. По уравнениям (VI.7)...(VI,9);
Мп = (6900-103-30)/12 = 17,25-106;
Л4К = 9570 ( 710/1) = 6,8-106; .
. „ „ я V (17,25-10е )2+ (6,8-1G6)2’
б = 5,75-10~8 ----------------+ '------------~ = 0,0425 м (42,5 мм).
52
Пример VI.3. (см. § VI.2). Определить мощность привода вращающейся
печи размерами 5X185 м с использованием данных табл. VI.1 и рис. VI.1.
Дано: п — 1 мин'1; £ = 185 м; G = 0,5(1,58+1) = 1,29 кг/кг клинкера; Д=
= 20 кт/с; р=40°; 1—4%, число роликоопор г—7; Лб—3,05 м; г=0,85 м; р =
=0,35 м; / = 0,015; £=0,001. Размеры Rs, г, р, а также значения / и С для каж-
дой роликоопоры одинаковы, общий вес барабана, который давит на роликоопо-
ры, равен Р2 = 9,81 (3600 + 300) 103=38,3-10е Н; к.п.д. зубчатой передачи при-
вода принимаем 1'1=0,95.
Решение. По уравнениям (VI.27), (VI.30) и (VI.31):
7 40 + 24 \
vo = 0,66-10”2 20-1,29-1,85 I----j--- 1 = 505 кВт;
, „ Г 3,05-0,35 7 3,05 \ 3
VnoT = 0,2-10-3-1-38,3.106 —2----— 0,015+ — ---------+ 1 0,001 = 180 кВт;
L 0,85 \ 0,85 / J
N = (1/0,95) (505 + 180) = 720 кВт.
Пример VI.4. (см. § VI.2). Вращающуюся печь с диаметром металлического
корпуса 4,5 м футеруют хромомагнезитовым кирпичом двух фасонов с одина-
ковой толщиной по радиусу барабана 6=230 мм, но с различным соотношением
оснований трапецеидального сечения-, радиус барабана по футеровке в свету
R—2250—230=2020 мм. У кирпича первого фасона а=65 мм, aj = 55 мм,
fl/ai = l,18, у кирпича второго фасона в=80 мм, 61=73 мм, 6/6i = l,l. Опреде-
лить число кирпичей двух фасонов, необходимое для плотной укладки одного
кольца по окружности барабана и подсчитать массу кирпичей в футеровке на
ее длине в 1 м, если толщина каждого кирпича по длине барабана 115 мм и
масса одного кирпича первого фасона 4,7 кг, второго 6 кг.
Решение. По уравнениям (VI.32), (VI.33):
«1 = 6,28
(2020 + 230) 73 - 2020-80
65-73 — 55-80
= 6,28
2020-65— (2020 + 230) 55
65-73 — 55-80
= 230 шт.;
= 138 шт.
На 1 м кладки по длине барабана расходуется кирпича: первого фасона
(1000/115)230=2000 шт.; второго фасона (1000/115)138=1200 шт.
Масса кирпичей в кладке на 1 м длины барабана:
первого фасона 2000-4,7=9400 кг;
второго фасона 1200-6 = 7200 кг.
Итого 16600 кг.
— 267 —
Глава VII. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ОБЕСПЫЛИВАНИЯ
ДЫМОВЫХ ГАЗОВ В ПРОИЗВОДСТВЕ ВЯЖУЩИХ
СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
§ VII. 1. ТИПЫ ПЫЛЕУЛОВИТЕЛЕЙ И ОБЛАСТЬ
ИХ ПРИМЕНЕНИЯ
Из печей и аппаратов, предназначенных для производства вя-
жущих строительных материалов, выносится отходящими газами
до 20 млн. т пыли в год. Чтобы не загрязнять воздушный бассейн,
ее необходимо улавливать. Запыленность отходящих газов до их
очистки от пыли и состав пыли приведены в табл. VII.1.
Таблица VII. 1. Запыленность отходящих газов до очистки их от пыли
и состав пыли (в скобках указаны средние значения запыленности)
Печи, аппараты Запылен- ность от- ходящих газов, от- несенных к 0°С в г/м3 Состав пыли в % по фракциям
до 10 мкм 10...20 мкм 20...30 мкм 30...40 мкм более 40 мкм
Вращающиеся печи мок- рого способа без запеч- ных теплоутилизаторов 20...40 (30) 20...45 (32,5) 20...35 (27,5) 10...20 (15) 10...20 (15) 5...15 (Ю)
Вращающиеся печи мок- рого способа с концент- раторами шлама 40...80 (60) 20...45 (32,5) 15...30 (22,5) 15...30 (22,5) 10...15 (12,5) 5...15 (Ю)
Вращающиеся печи сухо- го способа на порошко- образном сырье 40.,.80 (60) 40...60 (50) 15...35 (25) 5.. .15 (Ю) 5...10 (7,5) 5,..10 (7,5)
Вращающиеся печи сухо- го способа иа' окускован- ном сырье 20...40 (30) 40...60 (50) 20...35 (27,5) 5...10 (7,5) 5..,10 (7,5) 5...170 (7,5)
Шахтные печи 5.. .10 (7,5) 40...60 (50) 20...35 (27,5) 5...15 (Ю) 3...10 (6,5) 2...10 (6)
Барабанные сушилки 20...40 (30) 20...60 (40) 15...25 (20) 10...20 (15) 10...20 (15) 5...15 (Ю)
Сушильно-размольные машины 300...600 (450) 20...40 (30) 20...40 (30) 10...20 (15) 10...15 (12,5) 10...15 (12,5)
Из данных табл. VII.1 видно, что от 30 до 50% массы пылеуно-
са состоит из частиц с размерами менее 10 мкм, эффективное
улавливание которых в сухом виде возможно в электрофильтрах,
обеспечивающих осаждение 98...99% массы вносимой в них пыли.
Температура газов, поступающих в электрофильтр типа УГ не
должна превышать 250°С, а УГТ — до 425°С. Нормируемая началь-
— 268 —
ная запыленность газов перед электрофильтром должна быть не
более 20 г/м3. Этот предел обычно меньше фактической запы-
ленности отходящих газов вращающихся печей, барабанных
сушилок и сушильно-размольных машин. Исключение составляют
лишь шахтные печи с запыленностью газов меньше 20 г/м3. Для сня-
тия избыточной запыленности газов перед подачей их в электро-
фильтр устанавливают циклонные пылеуловители. Двухступенчатая
очистка пыли «циклоны — электрофильтр» является самой эффек-
тивной для теплотехнического оборудования в производстве вяжу-
щих материалов. Однако электрическая очистка пыли в связи с
высокой стоимостью аппаратуры экономически целесообразна
лишь для крупных агрегатов с расходом газов более 15 м3 за 1 с.
При меньшем их расходе применяют двухступенчатые циклонные
пылеулавливающие установки. В некоторых случаях используют
аппараты для мокрой пылеочистки газов. При низкой температуре
газов (менее 120°С) иногда применяют тканевые фильтры,
В нашей стране в 1951 г. впервые в мире были введены нормы
предельно допустимых концентраций вредных веществ в окружаю-
щем воздухе, ежегодно утверждаются планы работ по охране при-
роды. При этом исходят из того, что вредные примеси в воздухе не
должны вызывать патологических изменений в организме человека
или заметно воздействовать на флору и фауну. (Пылевые выбросы
в производстве вяжущих материалов относятся к нетоксичным и
их предельная концентрация в воздухе населенных пунктов уста-
новлена до 0,0005 г/м3.)Расстояние от дымовых труб предприятий
до жилых районов по нормам должно быть не менее 500 м. Чтобы
на заданном расстоянии концентрация пыли в приземном воздуш-
ном слое не превышала нормируемых значений, запыленность га-
зов, выбрасываемых из дымовых труб в атмосферу после очистки
пыли, должна быть приближенно до 0,1 г/м3. Ее уточняют измере-
ниями запыленности воздуха в зонах санитарной охраны.
Расход воздуха и газов находят для каждого равновеликого
участка канала по измеренному Динамическому давлению. В отоб-
ранных пробах запыленного воздуха или газов осаждают и взве-
шивают находящуюся в них пыль и подсчитывают ее массу на
единицу объема пробы. Средняя по сечению канала концентрация
пыли С в потоке газов составляет:
1 • .-------- .-------- .________
С — —~ (С1/М-Ц + СъУЬНъ +С3/Д//3+................+
п/ДЯ ___
+ с„Кдяп), (VII. 1)
где Сь С2, С3,... Сп —измеренные концентрации пыли на равновеликих ло-
кальных участках в поперечном сечении канала; АН, Д/Л, Д//2, Д/4.ДН п —
общий и локальные динамические давления (разности полного и статического
давлений).
Для ускорения расчета находят коэффициент поля запыленно-
сти сечения канала из отношения
* = С/С0, (VII.2)
где Со — концентрация пыли в газах на одном из выбранных локальных участ-
ков сечения канала.
— 269 —
Зная значение k, можно все последующие пробы запыленных
газов отбирать только в одной точке, соответствующей концентра-
ции Со, с нахождением средней концентрации для каждого случая
из выражения C = kC0. Минимальную погрешность при отборе проб
достигают при совпадении скорости потока со скоростью струи на
входе в газозаборную трубку. Применяют трубки НИИОгаза с
Рис. VII.1. Аппаратура для измерения запыленности газов
а - отборная трубка ПИИОгаза;, б — циклончик ВТИ; в — патроны с фильтрами; / — но-
сик трубки; // — патрон с фильтровальной бумагой; /// — патрон со стекловатой; 1 — сталь-
ная трубка; 2 — контакты обмотки электрообогрева; 3 — защитный корпус; 4— асбестовая
теплоизоляция; 5 — внутренний корпус; 6 — обмотка электрообогрева; 7— шейка корпуса;
8 — бумажный фильтр; 9 —резиновая пробка; /0 —входная стеклянная трубка; // — стек-
лянный корпус; 12 — стекловата; 13— асбестовый шнур; 14 — асбестовый тампон; 15—на-
кидная гайка; 16 — корпус держателя; /7 — сетка
— 270
электрическим обогревом, предотвращающим конденсацию водя-
ного пара и осаждение пыли на стенках трубок (рис. VII.1,а). Для
отделения пыли от газов применяют на первой ступени циклончики
ВТИ (рис. VII.1,6), на второй — патроны с тканевыми или бумаж-
ными фильтрами (рис. VII.1,в). _
КПД пылеуловителя при начальной концентрации пыли Снач в
газах до их очистки и конечной концентрации Скон после очистки
пыли подсчитывают по уравнению
Это уравнение справедливо, если пылеуловитель полностью гер-
метизирован. Когда этого нет, то вследствие разрежения внутри
пылеуловителя в него подсасывается окружающий воздух. В этом
случае требуется вводить поправку, учитывающую подсос возду-
ха, по изменению содержания в газах одного из компонентов, на-
пример двуокиси углерода — начальной <рнач и <ркон. Тогда уравне-
ние VI 1.3 будет иметь вид
/ скои
т] == I 1 — ——
\ Снач
фиач
фКОН
(VII.4)
Если заданы или известны состав уловленной пыли по фрак-
циям Xi-i-x24-х3-Ь...+= 100% и расчетные КПД улавливания пы-
ли каждой фракции соответственно rji, г)2, Лз, —, т0 средний
КПД пылеуловителя можно подсчитать по формуле
1
Л = jQQ (*1 Ц1 + х2 Па + хз Цз + • • + хп Лл) • (VII.5)
При использовании двухступенчатых пылеосадительных устано-
вок с КПД каждой ступени лг и Ли общий КПД установки соста-
вит:
Л2 = [1 —(1-^-Л! ) (! — ЛцП = (Л1 +лц —Л1 Ли)- (VII.6)
Уловленную пыль используют в производстве для сырья или
в сельском хозяйстве в качестве известковых удобрений почвы. В
первом случае пыль, вынесенную дымовыми газами вращающихся
печей, возвращают обратно через загрузочный конец с помощью
питателя и течки, либо посредством пневмотранспорта подают в
бункер, установленный перед горячей головкой печи, из него через
питатель и трубу вдувают в печь воздухом параллельно топливному
факелу. Пыль сушильных установок и шахтных печей обратно не
возвращают, а направляют в поток готовой продукции данного цеха.
§ VII.2. ЦИКЛОНЫ
Циклоны — самые распространенные пылеосадительные аппа-
раты. В них пыль улавливается под действием центробежных сил
от вращательного движения проходящего через циклон газового
потока. На входе в цилиндрическую часть аппарата поток закру-
— 27,1 —
чивается под его крышкой, огибая расположенную по вертикаль-
ной оси выхлопную трубу. При этом поток опускается по спирали
вниз до конусной части, затем изменяет направление движения с
криволинейного на вертикальное. Очищенные газы отводятся из ап-,
парата вверх через выхлопную трубу, а пыль выпадает в конусную
часть и выгружается через нижнее отверстие.
В производстве вяжущих материалов широко применяются
циклоны НИИОгаза и Крейзеля (рис. VII.2). Установка обычно
состоит из нескольких элементов циклонов, включенных парал-
лельно в одной ступени очистки пыли. Циклоны Крейзеля приме-
няют только на первой ступени, НИИОгаза — на первой и второй.
Циклонные пылеуловители могут работать при начальной за-
пыленности газов до 400 г на 1 ма. Коэффициенты аэродинамиче-
ского сопротивления циклонов разных типов приведены в табл. IV.4,
перепад давления газов в аппаратах подсчитывают по уравнению
(IV.61), Технические характеристики блоков из циклонов НИИО-
газа (рис. VII.2,б), приведены в табл. VII.2.
КПД циклонов при прочих равных условиях тем выше, чем круп-
Рис. VII.2. Циклонные пы-
леосадители
а — геометрические соотно-
шения; б — компоновка эле-
ментов; / — циклон НИИО-
газа; // — циклон Крейзе-
ля; 1 — сборный бункер пы-
ли; 2 — конусная часть; 3 --
цилиндрическая часть; 4 —
внутренняя отводящая тру-
ба; 5 — входной патрубок:
6 — внутренний конус — га-
ситель потока; / — выходя-
щий патрубок
— 272 —
нее частицы пыли и чем меньше диаметр цилиндрической части аппа-
рата. Например, КПД циклонов НИИОгаза, в зависимости от упо-
мянутых параметров характеризуется приближенными значениями,
приведенными в табл. VII.3.
Из приведенных данных видно, что в циклонных пылеуловите-
лях могут достаточно хорошо улавливаться частицы пыли разме-
рами более 10 мкм. Ниже этого предела степень пылеулавлива-
ния резко уменьшается.
Таблица VII.2. Техническая характеристика блоков из циклонов НИИОгаза
Циклон Расход газа в м3 за 1 с при 15(ГС Масса установки в кг Объем сборно- го бункера, в м3
коли- чество диаметр ци- линдра в м При Дрц= = 350 Па при Дрц= = 500 Па металл теплоизо- ляция всего
4 400 1,61 1,91 1207 586. 1793 0,64
4 450 2,04 2,45 1505 800 2305 0,98
4 500 2,52 3,02 1802 1016 2818 1,3
4 550 3,04 3,65 2100 1817 3917 1,63
6 500 3,79 4,53 2351 1190 3541 1,3
6 550 4,56 5,48 2855 1425 4280 1,63
6 600 5,45 5,45 3298 1760 5058 2,2
6 650 6,34 7,58 3772 1995 5767 2,74
§ VI 1.3. СКРУББЕРЫ
Мокрая очистка пыли в скрубберах основана на том, что запы-
ленные газы приводятся в тесное соприкосновение с водой, которая
поступает в аппарат в виде мелких капель. Частицы пыли смачи-
ваются, утяжеляются и поглощаются водой. Кроме того, осажде-
нию пыли способствует действие центробежных сил, если аппарат
выполнен по типу циклона, работающего со смоченными водой
стенками. Применение скрубберов целесообразно, когда улавли-
ваемая пыль не используется или может быть использована в ви-
де шлама, например, при обжиге цементного клинкера или извести
по мокрому способу. Для использования пыли в сухом виде требу-
ется обезвоживание скрубберного шлама со значительными до-
полнительными затратами, которые в ряде случаев делают этот
способ пылеочистки невыгодным.
Таблица VII. 3. КПД циклонов
Днаметр циклона, в мм КПД циклона в долях единицы при диаметре частиц пыли н мкм
6 10 20
400 0,69 .0,89 0,985
500 0,61 0,88 0,982
600 0,55. 0,87 0,98
— 273 —
Центробежный скруббер состоит из вертикального цилиндра,
выполненного из листовой стали, который изнутри в целях предо-
хранения от коррозии отфутерован водозащитным слоем некорро-
дирующего материала, например, керамической или стеклянной
плиткой. В верхнюю часть аппарата подводится вода через ряд
разбрызгивающих трубок и стекает по стенкам вниз, образуя во-
дяную пленку. Газы входят в аппарат снизу. Поток газов закручи-
чивается, в результате чего частицы пыли отбрасываются на стен-
ки и поглощаются водяной пленкой. Очищенные газы отводятся
из аппарата сверху. Водяная пленка вместе с уловленной пылью
(шламом) стекает в нижнюю конусную часть и-затем через гидро-
затвор направляется в шламоотстойник,
Центробежные скрубберы работают удовлетворительно при
начальной запыленности газов до 2 г на 1 м3 и обычно устанавли-
ваются на последней ступени газоочистки после предвари тельного
обеспыливания газов на предыдущих ступенях. Тогда конечная
запыленность газов достигается в пределах 0,015...0,06 г на 1 м3
при КПД очистки 0,95...0,98. Металлоемкость центробежного скруб-
бера составляет 45...65 кг на 1000 м3 газов в час, удельный расход
воды— в пределах 0,15...0,3 л на 1 м3 газов.
Применяются также турбулентные газопромыватели, называе-
мые скрубберами Вентури. Действие их основано на использовании
динамического давления запыленных газов на входе в аппарат
для распыливания воды на мельчайшие капли. Профиль входного
патрубка выполняется в виде трубы Вентури, вода нагнетается в
трубу перед ее пережимом по ходу газов с помощью большого чис-
ла сопел с диаметром 5...8 мм. В трубе Вентури образуется сплош-
ная водяная завеса, и частицы пыли при соударениях с капельками
воды укрупняются. В таком виде они лучше выпадают из газового
потока в циклонном аппарате, который в данном случае выполня-
ет роль каплеуловителя. Вода непосредственно в него не подается,
а предварительно смешивается с запыленными газами перед аппа-
ратом.
§ VII.4. тканевые фильтры
При фильтрации запыленных газов через ткань частицы пыли
задерживаются в порах и на поверхности ткани. Применяются пре-
имущественно фильтры, в которых ткань выполнена в виде ци-
линдрических рукавов (рукавные фильтры). Их устанавливают на
последней ступени пылеулавливания при начальной запыленности
газов до 15 г/м3 и температуре до 120;С. КПД этих аппаратов око-
ло 0,99. При соблюдении правил эксплуатации срок годности ру-
кавов достигает в пределах 8...12 месяцев. Рукавный фильтр вы-
полнен в виде шкафа из листовой стали, внутри которого навеше-
ны рукава из текстильной или синтетической ткани. Верхний конец
каждого рукава закрыт заглушкой и подвешен к раме встряхи-
вающего механизма, а нижний конец открыт и герметично присое-
динен к отверстию решетки, расположенной горизонтально в ниж-
ней части фильтра. Запыленные газы подводятся снизу под решет-
— 274 —
ку, затем фильтруются через рукава изнутри наружу и отводятся
из аппарата.
При определении необходимой площади фильтрующей ткани,
удельная нагрузка нормируется в пределах 0,8... 1,2 м3 газов в 1 мин
на 1 м2 ткани. По мере накопления пыли на рукавах, их периоди-
чески поочередно по секциям встряхивают посредством специаль-
ного механизма, который может быть отрегулирован на разный
режим встряхивания. В период очистки от пыли секция из работы
выключается и через нее продувают воздух (в зимнее время подо-
гретый во избежание конденсации водяного пара) для наиболее
полной регенерации ткани. Сброшенная с рукавов пыль удаляется
из нижней части аппарата с помощью винторого разгружателя.
Обычно аэродинамическое сопротивление рукавного фильтра
находится в пределах 750...1500 Па и лишь в отдельных случаях
доходит до 2500 Па. Серийно изготовляют рукавные фильтры ФВК
с диаметром рукавов 135 мм и длиной 2060 мм, а также укрупнен-
ные многосекционные фильтры с диаметром рукавов 220 мм и дли-
ной 2000 мм (табл. VII.4). Металлоемкость этих фильтров 500...
1000 кг на 1000 м3 газов в 1 ч.
Для производства вяжущих материалов перспективны рукав-
ные фильтры типа СМЦ, разработанные ВНИИЦеммашем
Таблица VII.4. Характеристики рукавных фильтров
Тип фильтров Площадь фильтроваль- ной ткани в м2 Производи- тельность в тыс. м3 га зов в час Коли- чество секций Количество рукавов Масса филь- тра в т
всего в каж- дой секции
ФВК-30 30 1,24-1,8 2 36 18 1,1
ФВК-60 60 2,5-4-3,6 4 72 18 1,7
ФВК-90 90 3,8-4-5,4 6 108 18 2,3
Одинарные: РФГ-УМС 4-1 112 6,7 4 56 14 7,6
РФГ-УМС 6-1 168 10 6 84 14 9,7
РФГ-УМС 8-1 224 13,4 8 112 14 12,4
РФГ-УМС 10-1 280 16,8 10 140 14 14,8
Сдвоенные: РФГ-УМС 4-2 224 13,4 8 112 14 14,3
РФГ-УМС 6-2 336 20 12 168 14 19,9
РФГ-УМС 6-8 448 26,8 16 224 14 25,3
РФГ-УМС 10-2 560 33,6 20 280 14 28,5
— 275 —
Таблица VII.5. Характеристики рукавных фильтров СМЦ-100 и СМЦ-101
Тип фильтров и число двухкамерных секций Фильтры с длиной рукавов в мм
2230 4500 9000
Пло- щадь ткани в м2 Расход газов в тыс. м8/ч Пло- щадь ткани в м2 Расход газов в тыс. м3/ч Пло- щадь ткани в м2 Расход газов в тыс. м’/ч
СМЦ-100 с рукавами из стеклоткани: 1 54 1,5...2,5 104 3...6 204 6. ..10
2 108 3...5 208 6...10 408 12...20
3 162 4,5...7,5 312 9...15 612 18...30
4 216 6.. .10 416 12...20 816 24...40
5 — — 520 15...25 1020 30...50
6 — — 624 18...30 1224 36...70
7 — — 728 21...35 1428 42,..70
8 — — 832 24...40 1632 48...80
9 —— — 936 27...46 1836 54...90
10 — — 1040 30...50 2040 60...100
СМЦ-101 с рукавами из лавсана: 1 50 3...3,3 100 4...6,6 200 8,..13,2
2 100 4...6,6 200 8...13,2 400 16...26,4
3 150 6...9,9 300 12...19,8 600 24...39,6
4 200 8...13,2 400 16...26,4 800 32...52,8
5 — — 500 20...33 1000 40...66
6 —— —— 600 24...39,6 1200 48...79,2
7 — —• 700 28...46,2 1400 56...92,4
8 —. — 800 32...52,8 1600 64...105,6
9 —. —. 900 36...59,4 1800 72...132
,0 — — 1000 40...66 2000 80...188
— 276 —
(табл. VI1.5). Они имеют площадь фильтровальной ткани 50...
2000 м2 и производительность по газу 2000...100 000 м3/ч. Фильтры
СМЦ-100 предназначены для очистки газов с температурой
до 300°С, фильтры СМЦ-101—для очистки газов с температурой
до 140°С. Регенерация (очистка) ткани в фильтрах СМЦ-101 осу-
ществляется встряхивающим механизмом (один на две камеры), в
фильтрах СМЦ-100— обратной продувкой воздухом.
§ VII.5. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ФИЛЬТРЫ
Очистка от пыли газов в электрофильтрах основана на том, что
в электрическом поле между электродами, соединенными с источ-
ником тока высокого напряжения, частицы пыли движутся вдоль
силовых линий поля. Аэродинамическое сопротивление электро-
фильтров невелико и обычно без расчета принимается 100...200 Па.
Электрическое поле неоднородно — распределение силовых линий
неравномерно. Вследствие этого получается коронный электричес-
кий разряд. Разряд может действовать лишь при определенной
форме и взаимном расположении электродов. Применяют трубча-
тые электроды с проводом, находящимся внутри трубы и пластин-
чатые с проводами, расположенными между пластинами. Густо-
та силовых линий и напряженность у провода во много раз боль-
ше, чем у пластины или стенки трубы, что создает неравномер-
ность электрического поля, при котором разряд может возникать
только у поверхности провода. Внешне коронный разряд прояв-
ляется слабым, голубоватым свечением вокруг провода. В электро-
фильтрах он всегда является отрицательным. Электроды присое-
динены к источнику постоянного тока высокого напряжения.
При образовании короны в газовом объеме между электрода-
ми возникает ионизация газов, при которой отрицательно заря-
женные частицы пыли притягиваются к трубе или пластине и ней-
трализуются на них. Эти электроды называются осадительными.
Для очистки от пыли они периодически встряхиваются с отключе-
нием на, этот период от электрического питания. Уловленная пыль
ссыпается в нижнюю часть электрофильтра и удаляется из него
посредством разгружателей. Очищенные газы выбрасываются в
атмосферу.
В производстве вяжущих материалов применяют в основном
электрофильтры с горизонтальным током газов, в которых поток
проходит последовательно через 3...4 электрических поля, распо-
ложенных внутри стального корпуса (рис. VII.3). Для производст-
ва вяжущих материалов применяют сухие электрофильтры типа
У Г (унифицированные горизонтальные) и УГТ (унифицированные
горизонтальные высокотемпературные); их характеристики приве-
дены в табл. VII.6.
В электрофильтрах УГ осадительные электроды выполнены из
профилированных тонкостенных пластин с нижним молотковым
встряхиванием. Коронирующие электроды — игольчатые, из сталь-
ной ленты с штампованными остриями. Корпуса электрофильтров
— 277 —
УГ рассчитаны на работу под разрежением до 4000 Па. Специаль-
ные усиле1нные корпуса выдерживают разрежение до 15 000 Па.
Такие же нагрузки могут выдерживать и корпуса электрофильт-
ров УГТ. У них осадительные электроды — прутковые с молотко-
вым встряхиванием. Коронирующие электроды—свободноподве-
шенные с грузовым натяжением из проволоки диаметром 2,2 мм
с молотковым встряхиванием.
На указанных электрофильтрах номинальное выпрямленное
напряжение постоянного тока 80 кВ, сила тока 600... 1600 мА, мощ-
ность, потребляемая от сети 60...160 кВа. В -целях безопасности
дверцы изоляторных коробок оборудованы блокирующими зазем-
Рис. VII.3. Электрофильтр УГ
а — общий вид; б — осадительные электроды из тонкостенных пластин; в — коронирующий
пластинчатый электрод со штампованными отверстиями; 1 — решетка для выравнивания
потока газов; 2 — изолятор; 3 — коронирующие электроды; 4 — тяга встряхивающего меха-
низма; 5 — молотковый ударный механизм; 6 — осадительный электрод; 7 — сборный бун-
кер пыли
— 27В —
УГТ2-3-80 I 80 | 3 | 260 | 10 | 2,58 | 4950
CO
•< =< Ч! «с «< << << «< ч: Ч! Ч! Ч! с< С< Ч! Ч! Ч! ч!
н ND со СП о н СО 00 О 09-е-и. 'Т1-3-40 со СО о со 4^ ND CD сл со со S сл 2 nd о СО СО nd СО о '3-4-177 со со q СО q сл '3-3-115 СО 00 00 СО СО оо оо ND 3 '2-4-53 ND СО 8 ND '2-3-37 ND ND СТ) Г2-3-26 Тип фильтров
сл о 00 О CD О О со о 265 265 230 230 177 | 177 сл 115 00 оо 00 00 ф! 4^ СЛ со сл со со СО ND СТ) ND СТ) Площадь ак- тивного сече- ния в м»
со со СО со со 4^ СО ф- СО Ф- СО Ф- СО Ф- СО 4* СО 4^ со 4^ со ф- со Число полей
260 260 260 260 260 275 275 nd сл 275 275 275 275 275 275 275 275 275 275 275 275 ND СЛ 275 275 Шаг между одноименными электродами в мм
О СП СП СП 7,5 12,16 12,16 12,16 112,16 12,16 12,16 12,16 12,16 12,16 12,16 7,46 7,46 7,46 7,46 7,46 7,46 7,46 7,46 Активная вы- сота элект- родов в м
2,58 2,58 2,58 2,58 2,58 3,95 3,95 3,95 3,95 3,95 3,95 3,95 3,95 9,95 3,95 2,51 1 2,51 2,51 2,51 2,51 2,51 2,51 2,51 Активная длина поля в м
3400 5120 3720 2560 1860 36900 27600 32200 24200 24600 18400 | 16100 12100 12300 9200 6300 4700 4500 3370 3150 2360 2250 1690 Площадь оса- дительных электродов м2
4^ 4^ 4^ 4^ 4^ 24,8 оо 00 24,8 00 00 24,8 00 00 24,8 18,8 24,8 18,8 1 18,6 14,1 18,6 14,1 18,6 14,1 18,6 14,1 длина Габг
СО 18,7 18,7 21,8 21,8 21,8 21,8 21,8 21,8 21,8 21,8 21,8 21,8 15,4 15,4 15,4 15,4 15,4 15,4 15,4 15,4 высота 1рИТЫ ф в м
CD ND СО CD 4,5 ND ND ьо nd 4^ 00 00 ND nd СО СО № ND CD СО СТ) СТ) 4,5 4,5 ширина S ? е?
s
4
Таблица VI1.6. Характеристики электрофильтров типа У
ляющими устройствами. Все люки для осмотра и ремонта элект-
рофильтров присоединяют к переносным заземлениям, без чего
осмотр и ремонт электрофильтров невозможны.
§ VII.6. ПЕРСПЕКТИВНЫЕ ПЫЛЕУЛОВИТЕЛИ
Перспективными для внедрения в ближайшее время в произ-
водство вяжущих материалов являются зернистые фильтры, как
наиболее экономичные по затратам на строительство и эксплуа-
тацию; они позволяют работать при повышенных температурах
запыленных газов и иметь высокий КПД их очистки (табл. VII.7).
Таблица VII.7. Основные показатели пылеуловителей
Тип аппаратов Минимальные размеры улавли- ваемых частиц пыли в мкм Предельная нача- льная запылен- ность газов (нор- ма) в ч/м* Допустимая мак- симальная темпе- ратура газов в ° С Аэродинамичес- кое сопротивле- ние в кПа Степень улавли- вания пыли [см. уравнение (VII. 3)] Удельная стоимо- сть очистки пыли. 1000 м3 газов за 1 ч
капиталь- ные затра- ты в руб. эксп- луата- цион- ные расходы в коп.
Циклоны 5 400 400 0,7... 1,2 0,7...0,8 150 0,9
Тканевые фильтры 0,5 20 140...300 0,8...1,3 0,98... ...0,99 755 3,1
Электрофильтры 0,3 20 250...425 0,2 0,98... ...0,99 1250 5,2
Зернистые фильтры 0,5 30 350... 450 0,4...1,5 0,98... ...0,99 725 2,5
Улавливающим органом является сыпучий слой, состоящий из
зерен сферической или иной формы (гранулы, щебень, кольца и
т. п.). При фильтрации запыленных газов пыль осаждается на
поверхности зерен в условиях так называемой броуновской диф-
фузии (тепловое движение и соударения частиц) и под действием
инерционных, электростатических и гравитационных сил. Осажде-
ние частиц пыли с размерами менее 0,5 мкм характеризуется приб-
лиженной зависим(остью
AI
(4Ф> ьу)2/’
(VII.7)
где dK и d3 — средние диаметры зерен фильтрующего слоя и пыли [см. урав-
нение (IV.65)] в м; w— скорость газового потока в слое в м/с; А — числен-
ный множитель, зависящий от структуры и толщины фильтрующего слоя (его
находят опытным путем).
Максимальный эффект задержания пыли достигается при коа-
гуляции (укрупнении) частиц пыли в фильтрующем слое. Для сни-
жения аэродинамического сопротивления слой периодически раз-
рыхляют гребковым механизмом. Через определенное количество
рыхлений требуется очищать слЬй от пыли, т. е. регенерировать
— 280 —
его. Применяют для регенерации вибрационную встряску или про-
дувку слоя воздухом. Обычно зернистые фильтры состоят из не-
скольких секций, параллельно включенных в подводящий и отводя-
щий трубопроводы. Регенерация фильтрующего слоя осуществля-
ется поочередно( в каждой секции. В период регенерации секция
отключена от трубопроводов.
§ VII.7. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
Пример VII.1. (см. § VII.1). Начальная концентрация пылн в газах 20 г/м’,
а конечная 0,5 г/м3'. Определить КПД пылеуловителя, работающего с полной
герметизацией.
Решение. По уравнению i(VII.3):
/ 0,5 \
n= 1——1 = 0,975.
\ 20 /
Пример VII.2. (см. § VII.1). Концентрация пыли в газах та же, что в пре-
дыдущем примере, ,но пылеуловитель не герметизирован и имеют место подсосы
воздуха. Содержание двуокиси углерода в газах до их очистки пылеуловителем
20%, а после очистки 15%. Определить КПД пылеуловителя.
Решение. По уравнению (VII.4):
/ 0,5 20 \
т]= 1 ——=0,967.
1 \ 20 15 /
Пример VII.3. (см. § VII.1). Задан зерновой состав уловленной пыли:
х1 = 32,5%; х2=27,Э%; х3=15%; х4=15%; х5—10% и КПД пылеулавливания
каждой фракции соответственно r]i=0,7; П2=0,75; г)3=0,8; щ=0,85 и т]5=0,9.
Определить общий КПД пылеуловителя.
Решение. По уравнению (VII.5)
г] = (32,5-0,7 + 27,5-0,75 + 15,08+ 15-0,85+ 10-0,9) = 0,771.
Пример VII.4. (§ VII.1). На двухступенчатой пылеосадительной установке
КПД первой ступени 0,7711, а второй 0,967. Определить общий КПД установки.
Решение. По уравнению (VII.6):
r]s= [1 — (1 —0,771) (1 — 0,967)] =0,992.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Банит Ф. Г., Крыжановский Г. С., Якубович Б. И. Эксплуатация, ремонт и
монтаж оборудования промышленности строительных материалов.—М., 1971.
Боганов А. И. Вращающиеся печи цементной промышленности. — М., 1965.
Бойтон Р. С. Химия и технология извести (пер. с англ.). — М., 1972.
Болдырев А. С., Добужинский В. И., Рекитар Я. А. Технический прогресс в
промышленности строительных материалов (Опыт, проблемы и перспективы)
М„ 1980.
Бутт Ю. М. Технология цемента и других вяжущих материалов. — М., 1964.
Вальберг Г. С. Природный газ в цементной промышленности. — М., 1962.
Вихтер Я. П. Производство гипса. — М., 1966.
Воробьев X. С. Вяжущие материалы для автоклавных изделий. — М., 1972.
Воробьев X. С., Мазуров Д. Я. Теплотехнические расчеты цементных печей и
аппаратов,— М., 1962.
Воробьев X. С., Мазуров Д. Я., Соколов А. А. Теплотехнологические про-
цессы и аппараты силикатных производств. — М., 1965.
— 281. —
Дешко Ю. И., Креймер М. Б., Огаркова Т. А. Наладка и теплотехнические
испытания вращающихся печей цементной промышленности. — М., 1966.
Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. — М.- 1960.
Исламов М. Ш. Печи химической промышленности. — М., 1969.
Китаев Ю. И., Зобнин Б. Ф., Ратников В. Ф., Телегин А. С., Лисиеико В. Г.,
Братчиков С. Г., Казяев М. Д., Маркин В. П., Суханов Е. Л., Сучков В. Д.
Теплотехнические расчеты металлургических печей. — М., 1970.
Краткий справрчник технолога цементного завода.—М., 1974.
Лебедев П. Д. Расчет и проектирование сушильных установок. — М., 1963.
Лебедев А. Н. Подготовка и размол топлива на электростанциях. — М.,
1969.
Ли Ф. М. Химия цемента н бетона (пер. с англ.).'—М., 1961.
Мазуров Д. Я., Роговой М. И., Волгина Ю. М. Теплотехника и теплотехни-
ческое оборудование предприятий промышленности строительных материалов,
ч. 2. Промышленная теплотехника. — М., 1966.
Михеев В. П. Сжигание природного газа в промышленных установках. — М.,
1962.
Монастырев А. В., Александров А. В. Печи' для производства извести. Спра-
вочник.— М., 1979.
Справочник по международной системе единиц. — М., 1972.
Справочник по проектированию цементных заводов. Под ред. С. И. Даню-
шевского. Л., 1969.
Справочник по производству цемента. Под ред. И. И. Холина — М., 1963.
Справочник по пылеулавливанию. М., 1975,
Табунщиков Н. П. Производство извести. — М., 1974.
Теплотехнический справочник, т. 1, М. — Л., 1975.
Теплотехнический справочник, т. 2, М. — Л., 1976.
Теплофизнческие свойства веществ. Справочник. Под ред. Н. В. Варгафтика.
М.— Л., 1956.
Ужов В. Н. и Мягков Б. И. Очистка промышленных газов фильтрами. — М.,
1970.
Ходоров Е. И. Печи цементной промышленности. Изд. 2-е. — Л.„ 1968.
Чепель В. М„ Шур И. А. Сжигание газов в топках котлов и печей и обслу-
живание газового хозяйства предприятий. — М., 1969.
ПРИЛОЖЕНИЕ. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ГАЗОВ
И ТВЕРДЫХ ТЕЛ
1. Газы
t а "С С°2 so2 N2 °2 н2о н2 ' со Воздух
Удельная теплоемкость в кДж/м3-К
0 1,5998 1,731 1,2946 1,3059 1,4943 0,302 1,2955 1,3188
100 1,7003 1,815 1,2958 1,3176 1,5052 0,227 1,301 1,3243
200 1,7874 1,890 1,2996 1,3352 1,5223 0,180 1,310 1,3318
300 1,8627 1,961 1,3067 1,3561 1,5424 0,149 1,321 1,3423
400 1,9^97 2,020 1,3163 1,3775 1,5655 0,127 1,330 1,3544
500 1,9887 2,075 1,3276 1,3980 1,5897 0,111 1,343 1,3683
600 2,0411 2,115 1,3402 1,4168 1,6149 0,099 1,359 1,3829
700 2,0884 2,152 1,3536* 1,4344 1,6412 0,090 1,371 1,3976
800 2,1311 2,187 1,3670 1,4499 1,6680 0,083 1,385 1,4114
900 2,1692 2,218. 1,3796 1,4645 1,6957 Х398 . 1,4248
1000 1 2,2035 2,240 HT,3W 1,4775 1,7229 0,071 1,411 1,4373
1100 2,2349 2,262 1,4034 1,4893 1,7501 —- 1,421 1,4583
1200 2.2638 2,280 1,4143 1,5006 1,7769 — 1,435 1,4612
1300 2,2898 —— 1,4252 1,5106 1,8028 — 1,445 1,4725
1400 2,3136 — 1,4348 1,5202 1,8280 — 1,452 1,4830
1500 2,3354 — 1,4440 1,5294 1,8527 ~— 1,461 1,4926
1600 2,3555 — 1,4528 1,5378 1,8761 — 1,470 1,5018
1700 2,3743 — 1,4612 1,5462 1,8996 — 1,480 1,5102
1800 2,3915 — 1,4657 1,5^41 1,9213 — 1,489 1,5177
1900 2,4074 — 1,4759 1,5617 1,9423 — 1,497 1,5257
2000 2,4221 — 1,4826 1,5692 1,9628 — 1,505 1,5328
Плотность в кг/м3
0 1,977 2,926 1,25 1,429 0,804 0,09 1,25 1,293
100 1,447 2,14 0,916 1,05 0,588 0,068 0,916 0,946
200 1,143 1,69 0,723 0,826 0,464 0,052 0,723 0,747
300 0,944 1,395 0,597 0,682 0,384 0,043 0,596 0,616
400 0,802 1,187 0,508 0,580 0,326 0,036 0,508 0,524
500 0,698 1,033 0,442 0,504 0,284 0,032 0,442 0,456
600 0,618 0,916 0,392 0,447 0,252 0,028 0,392 0,404
700 0,555 0,892 0,352 0,402 0,226 0,025 0,351 0,363
800 0,502 0,743 0,318 0,363 0,204 0,023 0,317 0,328
900 0,46 0,681 0,291 0,333 0,187 0,021 0,291 0,301
1000 0,423 0,626 0,268 0,306 0,172 0,019 0,268 0,276
1100 0,393 0,583 0,249 0,284 0,160 0,018 0,249 0,258
1200 0,366 0,541 0,231 0,264 0,148 0,017 0,231 0,239
1300 0,342 0,506 0,216 0,247 0,139 0,016 0,216 0,224
1400 0,322 0,477 0,204 0,233 0,131 0,015 0,204 0,211
1500 0,304 0,451 0,192 0,220 0,124 0,014 0,192 0,199
1600 0,286 0,425 0,181 0,207 0,116 0,013 0,181 0,187
1700 0,272 0,405 0,173 0,197 0,111 0,012 0,173 0,179
1800 0,261 0,387 0,165 0,188 0,106 0,012 0,165 0,171
1900 0,249 0,369 0,157 0,18 0,101 0,011 0,157 0,163
2000 0,237 0,352 0,15 0,171 0,096 0,011 0,15 0,155
Коэффициент теплопроводности в Вт/(м-К)Ю-3
0 14,7 8,3 24,4 24,8 173 23,4 24,5
100 22,9 12,4 30,5 33 23,8 221 30,2 32,2
200 31,1 16,7 38,6 40,9 33,6 265 36,5 39,4
— 283 -
Продолжение
t в °C со8 soa N2 °2 Н2° Н2 СО Воздух
300 39,3 21,3 45,1 48,2 44,4 308 42,7 46,2
400 48,6 25,9 51 55,2 56,3 349 48,7 52,3
500 55 ,'2 30 56,1 61,7 68,6 389 54,3 57,5
600 623 36 60,5 67,8 82 429 59,9 62,6
700 69,1 41,2 64,5 73,1 96 465 65,2 67,4
800 75,2 46,5 66,8 78 110,7 502 70,5 72
900 81,4 54,5 70,5 82,3 125 539 75,7 76,6
1000 86,6 57,9 72,6 86,2 141,1 574 81 81
К оэффиц иент кинем атической ВЯЗКОСТИ в (м^/е)10-’
0. 7,1 4,1 13,3 13,6 Т" 93 13,3 13,3
100 12,6 7,5 22,5 23,1 19,4 157 22,6 23
200 19,2 11,8 33,6 34,6 30,6 233 33,9 34,8
300 27,3 17,1 46,4 47,8 44,3 323 . 47 48,2
400 36,7 23,3 60,9 62,8 60,5 423 61,8 63
500 47,2 30,4 76,9 79,6 78,8 534 78 79,3
600 583 38,3 94,3 • 97,8 99,8 656 96 96,8
700 71,4 46,8 113 117 122 785 115 115
800 85,3 56,5 133 138 147 924 135 135
900 100 66,8 154 161 174 1070 157 155
1000 116 78,3 177 184 204 1230 18Э 178
II. Основные компоненты вяжущих и огнеупорных материалов
t в °C Удельная теплоемкость в кДж/(кг-К) Коэффициент теплопро* водности в Вт/(м-К)
SiO2 Д12О3 Fe2O3 СаО MgO А12Оа СаО MgO
0 0,67 0,72 0,62 0,74 0,87 — —
100 0,8 0,92 0,72 0,82 1,02 29 14 34,6
200 0,96 1,03 0,80 0,86 1,09 21,4 ’0,2 27,1
300 1,02 1,09 0,85 0,88 1,13 — — —
400 1,07 1,13 0,9 0,9 1,16 Г.2,6 8,4 15,9
500 1,11 1,16 0,95 0,91 1,19 —— — —
600 1,13 1,19 1 0,92 1,21 8,8 7,6 11,1
700 1,16 1,22 1,05 0,93 1,23 — — —
800 1,19 1,24 1,09 0,94 1,24 6,9 7,3 8,2
900 1,21 1,26 —— 0,95 1,26 —— — —
1000 1,23 1,28 — 0,95 1,27 5,9 7,1 6,7
1100 1,26 1,30 — 0,96 1,28 - — —
1200 1,28 1,32 — 0,96 1,3 5,8 — 5,9
1300 1,3 1,34 — 0,97 1,32 — — —
1400 1,32 1,36 — 0,98 1,33 5,3 — 5,8
1500 1,34 1,38 — 0,99: 1,34 —. — —
1600 — — —. — 4,8 «— 5,6
1700 _— —— — -1 — — —. — —
1800 — — — — — 4,3 — 9.1
— 284 —
III. Строительные и огнеупорные материалы
Наименования Удельная теплоемкость в кДж/(кг-К) Плотность в кг/м3 Коэффициент теплопровод- ности при 20°С в Вт/(м-К) Степень черноты
t в °C е
Асбест 0,84 400 0,12 40...370 0,93 .. .0,95
Глина обожжен- 0,9 1600 0,82 70 0,91
ная Кирпич : а) шамотный 0,92 1850 0,88 1100 0,85
б) динасовый 0,92 1900 1 1100 0,75
в) хромо маг- 1,05 2800 1,95 — —
незнтовый г) магнези т о- 1,05 2700 4,80 1500 0,39
вый д) красный 0,88 1800 0,77 20 0,92
ГЛИНЯНЫЙ Клинкер цемент- 0,96 1650 0,93 300 0,9 . . .0,93
ный Известняк 0,9 1500 1,2 — —
IV. Жаропрочная хромоникелевая сталь
t в °C Удельная тепло- емкость в кДж/(кг-К) Плотность в кг/м8 Коэффициент теплопроводности в Вт/(м-К) Степень черноты е
100 0,511 7890 18,7
200 0,524 7840 19,8 —
400 0,541 7750 22,2 0,7
600 0,57 7660 24,5 0,75
800 0,587 7560 26,9 0,78
1000 0,600 7460 29,2 0,8
— 285 -
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Автоклавы 205...210, 219, 220
Агрегаты сушильно-размольные 186...199,
217...219
Аппараты:
запарочные 203...205
насадочные 168, 169
охладители 250...254
слоевые 167, 168
Архимеда критерий 129...132
Б
Балансы печей и аппаратов:
материальный 81...86
тепловой 86...93, 102...106
В
Вентиляторы (дымососы) 136...141
Вяжущие: 5...7, 8
Газы:
давление гидростатическое 108, 109
» динамическое 113, 174
запыленность 124, 146, 147, 172, 268
степень диссоциации 41, 42
степень черноты 146...148
Гнпс.
схемы производства 23, 24
Горелка топливные 50, 51, 54...57 66, 67
Грэца критерий 128, 129
Диаметр:
гидравлический — 116
эквивалентный 127
И
Известь:
компоновка оборудования 12, 13
схемы производства 21...23
Испытания печей и аппаратов 93...102
К
Камеры пропарочные 209. .211
Клинкер цементный 5, 6
Котлы гипсоварочные 199...201
Коэффициент:
избытка воздуха 37, 39
излучения 144,..146
насыщения клинкера 5, 102
ослабления лучей 146
сопротивления движению газов:
по криволинейному каналу 122...124, 136
по прямому каналу 120...122
через пылеосадитсльные аппараты 124
...126
через слой материала 126...131
при транспортировании твердых час-
тиц 131...134
теплоотдачи и теплопередачи 150, 151
153
Критерий подобия:
Критерий подобия 11(6.. 119, 151...153
М
Модули клинкера 5...8
Мощность:
привода 185, 217, 234, 235, 267
производственная 12, 31
тепловая общая 30, 32
тепловых потоков удельная:
во взвешенном состоянии 172
» вращающихся печах 156...164, 176.
...180
в насадочных аппаратах 169
» псевдоожиженном слое 170
» слоевых аппаратах 167
» шахтных печах 165, 166, 180...182
Н
Напор температурный 153...155
П
Печн:
вращающиеся 221...256, 263...267
шахтиые 256...262, 264, 265
Пылеосадители 271...280
Поверхность удельная 127
Пористость слоя 127
Процесс:
сушильный 74, 75, 79, 80
термовлажностный 81
термохимический 73...78
экзотермический 76
эндотермиче'ский 75, 76, 78
Р
Рейнольдса критерий 101, 118...121, U8...
...130, 132, 13d, 1до, 153, 159,..luz,
С
скорость газов 125... loo
сушилки:
барабанные 183...186
пневматические 214...216
распылительные 212...214
Т
1еплооимен:
во взвешенном состоянии 171...173
» вращающихся печах 155... 164
в псевдоожиженном слое 169...171
в шахтных печах 164...167
основные законы 141, 142, 150, 151
Теплообменные устройства 240...243
Толщина газового слоя эквивалентная 145
Топки слоевые 61...63
Топливо:
выход продуктов сгорания 37...39, 68, 69
законы горения 36
потребление 3, 14
расход воздуха 37, 67, 68
сжигание газа 44...52, 70, 71
» мазута 52...57, 71, 72
» угля 57...67, 72
температура горения (сгорания) 39.. 4».
69, 70
теплота сгорания 33, 34, 36, 67
характеристика 32, 33
Теплоутилнзаторы 243, 245...249, 254, 255
У
Установка:
калориметрическая 34...36
пневмотранспортирующая 144
Устройства:
газораспределительные 46
газорегулирующие 47
уплотнительные 23^
Факел топливный 48, 49, 54, 65, 72
Федорова критерий 129...133
Футеровка 235...238
Цемент:
компоновка оборудования 11, 12
показатели 10, 16
способы производства 15
технологические схемы 20, 21
Э
Энергия, затраты при движении газов:
по криволинейному каналу 122...124, 173
> прямому каналу 119...122
прн пневмотранспортировании 131. .136
через слой материала 126...131
» пылеосадители 124...126
— 286 —
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие ....... .....................................
Введение.............. ...............................................
Глава I. Общая характеристика отрасли вяжущих строительных ма-
териалов ...... ...........................................
§ 1. 1. Виды, свойства и область применения вяжущих................... 5
§ 1.2 . Основные характеристики отрасли и теплотехнического оборудо-
вания .............................................................. $
§ 1.3. Приближенная оценка эффективности использования теплоты дл
§ 1.4 . Примеры расчетов................................... . 30
Глава II. Топливо и его сжигание в печах и аппаратах для производства
вяжущих строительных материалов................. ... oz
§ II . 1,-Характеристика топлива........ ... .... 32
§ 11. 2, Законы горения топлива ......... .... 36
§ 11.3 . Сжигание газообразного топлива.....................: 44
§ П.4. Сжигание мазута..................................... 52
§ II. 5. Комбинированное сжигание газа и мазута.................. 57
§ II .6. Сжигание каменноугольного топлива..................... 57
§ II. 7. Примеры расчетов...................................... 67
Глава III. Основы теплотехники оборудования для производства вяжу-
щих строительных материалов................................. .... 73
§ III. [.Термохимические процессы и фазовые превращения .... 73
§ III.2. Материальный баланс печей и аппаратов................... 81
§ III.3 . Тепловой баланс печей и аппаратов...................... 86
§ II 1.4. Теплотехнические испытания печей и аппаратов.......... 93
§ III .5. Примеры расчетов . . ........ ....................... 102
Глава IV. Движение! газов и теплообмен в печах и аппаратах для про-
изводства вяжущих строительных материалов...........................167
§ IV.1 . Основные законы движения газов.......................: 107
§ IV.2. Критерии подобия в аэро- и гидродинамике................ 116
§ VI.3. Затраты энергии при движении газов по прямому каналу . . 119
§ IV.4 . Дополнительные затраты энергии при поворотах газового пото-
ка и изменении конфигурации канала.........................' . 122
§ IV. 5. Затраты энергии при прохождении газов через пылеосадитель-
ные аппараты................................................. 124
§ IV.6 . Затраты энергии при прохождении газов через гравитационный
и псевдоожиженный слой материала . ......................... 126
§ IV.7. Затраты энергии при транспортировании твердых частиц в
потоке газов................................................. 131
§ IV.8. Вентиляторы и дымососы . ....... ............. 136
§ IV.9. Основные законы теплообмена........................ ... 141
§ IV. 10. Критерии теплового подобия............................ 151
§ IV.11 . Температурный напор............................ .... 153
§ IV. 12. Теплообмен во вращающихся печах с пересыпающимся слоем
материала ............................ ... 155
§ IV. 13. Теплообмен в шахтных печах и аппаратах с гравитационным
слоем кускового материала................................. ... 164
§ IV. 14. Теплообмен в печах и аппаратах с псевдоожиженным и фон-
танирующим слоем мелкозернистого материала .... ............. 169
§ IV.1 5. Теплообмен в печах и аппаратах с термообработкой порошко-
вого материала во взвешенном состоянии и при его пневмотранспорти-
рований .............................................. : : . 171
§ IV. 16. Примеры расчетов.................................. 173
Глава V. Теплотехническое оборудование для сушки, дегидратации и
термовлажностной обработки вяжущих строительных материалов ... 182
- 287 -
Стр.
§ V I. Виды оборудования н область их применения.................182
§ V.2. Барабанные сушилки.........................................183
§ V.3. Сушильно-размольные агрегаты...............................186
§ V.4. Гипсоварочиые котлы и запарники............................199
§ V.5. Автоклавы и пропарочные камеры ............................205
§ V.6. Перспективное оборудование.................................211
§ V.7. Примеры расчетов...........................................217
Глава VI. Теплотехническое оборудование для обжига вяжущих строи-
тельных материалов............................................... 220
§ VI. 1. Типы печей и область их применения.......................220
§ VI. 2. Вращающиеся печи...................................... 221
§ VI.3 . Шахтиые печи...................................... .... 256
§ VI.4. Перспективные печи н аппараты..............................262
§ VI.5. Примеры расчетов...........................................266
Глава VII. Оборудование для обеспыливания дымовых газов в произ-
водстве вяжущих строительных материалов . . . . .................268
§ VII.1 . Типы пылеуловителей и область их применения............ 268
§ VII. S. Циклоны......................к . . .............. 271
§ VII.3 . Скрубберы.................. . к . • ............ 273
§ VII.4. Тканевые фильтры................................... .... 274
§ VI 1.5. Электрические фильтры................................. 277
§ VII.6 . Перспективные пылеуловители . . . . .................280
§ VI I.7. Примеры расчетов..................................... 281
Список литературы............................ . .............. 281
Приложение. Теплофизические свойства газов и твердых тел............ 283
Предметный указатель................................ . ... 286
ДМИТРИИ ЯКОВЛЕВИЧ МАЗУРОВ
ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ЗАВОДОВ ВЯЖУЩИХ МАТЕРИАЛОВ
Редакция литературы по строительным материалам
и конструкциям
Зав. редакцией П. И. Филимонов
Редактор 3. П. Злобина
Внешнее оформление обложки художника Д. И. Бочарова
Художественный редактор В. П. Груздев
Технический редактор Ю. Л. Циханкова
Корректор Н. П. Чугунова
ИБ № 2011
Сдано в набор 02.09.82
Формат 60X 90/16 Бумага тип.
Усл. печ. л. 18,0 Печ. л. 18,0
Изд. № АШ-7320 Заказ 369
Подписано в печать 30.11.82
№ 3 Гарнитура «Литературная»
Усл. кр.-отт. 18,33 Уч.-изд. л. 18,08
Цена 70 коп.
Т-21522
Печать высокая
Тираж 9.000 экз.
Стройиздат, 101442, Москва, Каляевская, 23а
Подольский филиал ПО «Периодика» Союзполиграфпрома Государственного
комитета СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
г. Подольск, ул. Кирова, д. 25