/
Author: Лайнер А.И. Самарянова Л.Б.
Tags: металлургия химия материаловедение химические вещества учебное пособие
Year: 1981
Text
УДК 669.713.723
Рецензент: Краснотурышский индустриальный техникум
УДК 669.713.723
Технологические расчеты в производстве глинозема: Учеб, пособие
для техникумов. С а м а р я и о в а Л. Б., | Л а й п е р А. И. | М.: Ме-
таллургия, 1981. с 280.
В учебном пособии представлены расчеты материальных балан-
сов основных процессов производства глинозема, в том числе рас-
четы материальных балансов производства глинозема из бокситов •
комбинированными способами и из нефелинов. Даны расчёты основ-
ного оборудования главных переделов производства, а также теп-
ловые балансы этого оборудования.
Учебное пособие предназначается для учащихся металлургиче-
ских техникумов; может быть полезно инженерно-техническим ра-
ботникам заводов и проектных организаций цветной металлургии.
Пл. 25. Табл. 93. Бпблиогр. список: 7 назв.
ИБ № 2053
Любовь Борисовна Самарянова
Абрам Ильич Лайнер
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ В ПРОИЗВОДСТВЕ ГЛИНОЗЕМА
Редактор издательства Л. М| Эль к и п д
Художественный редактор А.» II. Г о ф ш т е й к
Технический редактор Э. А. ]К ул а к о в а
Корректор Т. В. Морозова
Обложка художника С. А. Гиреева
Сдано в набор 24.09.80. Подписано |в печать 18.04.81. Т-08136. Формат бумаги
84Х108’/з2- Бумага типографская № 2. Гарнитура литературная. Печать высо-
кая. Усл. псч. л. 14,70. Уел, кр.-отт. 15,012. Уч.-изд. л. 14.42. Тираж 1800 экз.
Заказ № 523. Цепа 45 к. Изд. №0390
Издательство «Металлургия». 119034» Москва, Г-34,
2-й Обыденский пер., д. 14
Владимирская типография «Союзпол лграфпрома»
при Государственном комитете СССР но делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
G00000, г. Владимир, Октябрьский нррспект, д. 7
31007—115
С----------- 33—81
040(01)—81
2603000000
(С) Издательство «Металлургия», 1981
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие.................................... 4
I. РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНЫХ ПОТОКОВ .... 5
1. Материальный баланс производства глинозе-
ма из бокситов по способу Байера .... 5
2. Материальный баланс производства глинозе-
ма по способу спекания боксита с содой и из-
вестняком ................................... 24
3. Материальные балансы производства глинозе-
ма из боксита но способу Байер-спеканпе . 47
4. Материальный баланс производства глинозе-
ма из нефелинов............................... 91
II. РАСЧЕТ ОСНОВНОГО ОБОРУДОВАНИЯ ГЛИНОЗЕМ-
НОГО ПРОИЗВОДСТВА ... .... 122
1. Автоклавная батарея для выщелачивания
боксита...................................... 122
2. Сгустители и промыватели красного шлама . 157
3. Основное оборудование передела декомпози-
ции ......................................... 172
4. Четырехкорпуспая выпарная батарея . 179
5. Вращающаяся печь кальцинации........... 190
6. Печь кальцинации в кипящем слое .... 217
7. Вращающаяся печь для спекания бокситовых
шихт......................................... 247
8. Библиографический список.............. 280
ПРЕДИСЛОВИЕ
Алюминиевая промышленность в настоящее
время занимает одно из ведущих мест в оте-
чественной промышленности. В текущей пяти-
летке и в последующие годы намечается зна-
чительный рост производства глинозема и алю-
миния. В соответствии с этим в эксплуатацию
вводятся новые глиноземные и алюминиевые
заводы.
Постоянное совершенствование технологии,
внедрение в производство последних достиже-
ний науки и техники, более совершенного, вы-
сокопроизводительного оборудования, механи-
зация и автоматизация производственных про-
цессов меняют весь облик современного пред-
приятия. В нашей стране впервые в мире в сфе-
ру промышленного использования вовлечено
низкосортное глпноземсодержащее сырье —
нефелины, алуниты, высококремнистые бок-
ситы.
Технический прогресс алюминиевой про-
мышленности требует подготовки высококва-
лифицированных к'адров техников, инженеров,
исследователей, способных самостоятельно ре-
шать сложные технологические задачи, руко-
водить процессом производства, рассчитывать
материальные балансы и оборудование.
К сожалению, в наших вузах и техникумах
до сего времени нет пособий, которые помогли
бы студентам в выполнении курсового п дип-
ломного проектирования. В данном пособии
представлены материальные балансы техноло-
гических процессов производства глинозема,
а также расчеты основного технологического
оборудования в по'мощь студентам металлур-
гических вузов, а т'акже техникумов, выполня-
ющим курсовое и дипломное проектирование.
I. РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНЫХ ПОТОКОВ
Расчеты материальных потоков, т. е. составление мате-
риальных балансов всегда ведут па 1 т получаемого гли-
нозема. Схема производства глинозема по способу Байе-
ра приведена на рис. 1.
1. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС
ПРОИЗВОДСТВА ГЛИНОЗЕМА
ИЗ БОКСИТОВ ПО СПОСОБУ БАЙЕРА
Исходные данные
1) химический состав боксита1 *, %:
А12О3 54,0; Fe2O3 23,6; SiO2 4,0; TiO2 2,2; CaO 2,0;
CO2 1,6; п. п. n. 11,0; прочие 1,6 (всего 100%); влага
(Н2О) 7,0;
химический состав извести, %: СаОакт86,4; СаОсвчз
2,6; SiO23,6; СО22,0; прочие 5,4 (всего 100%); влага
(Н2О) 5,0;
2) состав каустика, г/л: Na2OK 438,8; Na2Oy 7,2; СО2
5,1; плотность 1440 кг/м3;
3) товарный выход А12О3 89,0%;
4) расход извести 3,0% от массы сухого боксита;
5) состав оборотного раствора, г/л: Na2OK 300,0;
А12О3 129,87; Na2Oy 26,10; СО2 18,52; Н2О 945,50; плот-
ность 1420 кг/м3; сск=3,8;
6) состав алюминатного раствора А120з 145,15 г/л;
плотность 1240 кг/м3; ак=1,7;
7) потери Na2O 62,9 кг;
8) ж: т в уплотненной пульпе со сгустителя 3,0; с
последнего промывателя 2,5;
9) содержание Na2O в жидкой фазе отвального шла-
ма 2,145 г/л;
10) разбавление пульпы при выщелачивании с уче-
том самопспарення в сепараторах составляет 1,5%;
11) затравочное отношение (З.О.) 2,0, влажность
затравочной гидроокиси алюминия 20,0%; в сгущенной
гидроокиси алюминия ж ; т= 1,0;
1 По минералогической характеристике боксит относится к ди-
аспор-бемнтовому типу.
5
Каустик
воксит
Дробление
Мокрый размол
Известняк
„Л
Оожиг^-
-Известь
Выщелачивание вавтоклавах
Развевление автоклавной
_______пульпы_________’
| Промывные воды
Сгущение пульпы | Вова
I ~ I Противоточная I
• 1 *" промывка
I Красный
шлам
Алюминатный t___ м'-Промытый красный
шлам
Вотвал
Оборотный
раствор
Контрольная
фильтрация
Осветленный
раствор
Разложение алюминатного
раствора (декомпозиция)
———j Затравочная гидроокись
Сгущение пульпы гидроокиси алюминия <рильтра^„ затраВттй
гидроокиси
Гидроокись f | ’
алюминия Паточный раствор
—_ф--------.--------!
Маточный
раствор
Отстаивание и уп^\ВалиЕ
фильтрация соды гК.г—
Рыжая'сода~——Водо Промывная вода
Каустификация-
Отделение
белого
шлама
велыи „ г - I - '
шлам Слабый щелочнойраебтбор
Противоточная
лромывка гивроокиси --Вова
Известковое молоко*----Известь |
Промытая
________ гидроокись
алюминия
Кальцинации
Глинозем
Промытый Келий шлам-
I
Рпс I. Технологическая схема производства глинозема по способу Байера
6
12) расход воды на промывку гидроокиси алюминия
1 т, влажность отфильтрованной гидроокиси 10,0%;
13) с моногидратом соды увлекается оборотного ра-
створа 25% от массы влажного осадка;
14) количество извести при каустификации 125% от
стехиометрического; степень каустификации 90%;
15) Na2Oocm в растворе известковой пульпы 10,0%,
содержание влаги в отвальном известковом шламе25,8%.
Расчет потерь
При товарном выходе А12О3 89,0%, если в 1 т получен-
ного глинозема содержится 990,0 кг АЬОз, потребуется
сухого боксита 990 -100: (0,54 • 0,89) =2059,92 кг. В нем
должно содержаться 2059,92-0,54=1112,36 кг А12О3.
Следовательно, общие потери А12О3 составляют
1112,36—990=122,36 кг. Из этого количества потерь
А12О3 при дроблении теряется 0,2% А12О3, или 0,2Х
X 122,36 : 11,0=2,22 кг, что соответствует потере
2,22 : 0,54—4,11 кг сухого боксита.
На размол поступает 2059,92—4,11=2055,81 кг сухо-
го боксита и сухой извести 2055,81-0,03=61,67 кг. Поте-
ри А12О3 те же, что и при дроблении, т. е. в сырой пуль-
пе, поступающей на автоклавное выщелачивание, содер-
жится 2055,81—4,11=2051,70 кг сухого боксита.
На выщелачивание поступает, кг:
С бокситом
Л12Од.................
Fe2O3 ................
SiO2..................
TiO2..................
CaO...................
CO2...................
FLn.n.................
Прочие................
Итого ................
Влага.................
С известью
СаО ..................
SiO2...........• . . .
СО2...................
Прочие................
Итого.................
Влага...............•
2051,70-0,540=1107,92
2051,70-0,236=484,20
2051,70-0,040=82,07
2051,70-0,022=45,14
2051,70-0,020=41,03
2051,70-0,016=32,83
2051,70-0,110=225,68
2051,70-0,016=32,83
2051,70
2051,70-0,07=143,62
61,67-0,89=54,89
61,67-0,036=2,22
61,67-0,02=1,23
61,67-0,054=3,33
61,67
61,67-0,05=3,08
7
Каустика необходимо ввести: 62,9: (438,8+7,2) =0 141 м3
или 0,141-1440=203,04 кг.
С каустиком поступает, кг:
№2ОоСщ.............. 62,90
со2................. 5,1-0,141=0,72
Н2О (по разности) . . . 139,42
Итого............... 203,04
Примерный состав красного шлама,
кг:
Х1гО3 ............... 122,36-8,2/11,0=91,21, без учета по"
терь от гидролиза, где 8,2 и 11,00%—
потери А12О3 с красным шламом в не-
растворимой форме и общие потери (см.
табл. 1)
Na2O................. 41,70*
Fe2O3 ............... 484,20
TiO2................. 45,14
SiO2................... 82,07+2,22=84,29
CaO .................. 41,03+54,89=95,92
Прочие................. 32,83+3,33=36,16
Л.п.п................ 63,19
* Потери Na2O приняты ио данным практики (см. табл. I).
В красном шламе должно содержаться Fe2O3, TiO2,
SiO2, СаО п прочих столько, сколько этих компонентов в
автоклавной пульпе. '
Масса красного шлама без учета п.п.п. равна 91,21 +
+41,70+484,20+45,14+84,29+95,92+36,16=878,62 кг..
П.п.п. подсчитываем так:
1) SiO2 находится в п ламе в составе гпдроалюмоси-1
лпката натрия Na2O-А12Оз, 2SiO2-2H2O; тогда с 84,29 кг'
SiO2 связаны 84,29-102: 1'20=71,65 кг А12О3 и 84,29-36:
: 120=25,29 кг Н2О;
2) СаО в шламе находится в составе CaO-TiO2-H2O;
тогда с 45,14 кг TiO2 связано 45,14-18 : 80=10,16 кг Н2О;
3) Л12О3, не связанный в гпдроалюмоспликат натрия, i
находится в шламе в составе ЗСаО-А12О3-6Н2О; тогда ci
91,21—71,65=19,56 кг AUO3 связано 19,56-6-18:102=!
=20,71 кг Н2О;
4) примем, что 1,8% F е2О3 находятся в шламе в виде
Fe(OH)3, тогда с 484,2-1,8 : 100=8,70 кг Fe2O3 будет свя-
зано 8,70-54 : 160=2,91 кг!Н2О.
Итого п.п.п.=25,294/10,16+20,71+2,91=59,07 кг.
Всего масса шлама 878,62+59,07=937,69 кг, а с учетом
Таблица 1
А12О3 и Na2O
Статьи потерь AlaOg Na2 О, кг
% от со- держания в боксите кг
При хранении п дроблении ..............
При размоле............................
С красным шламом:
в нерастворимой форме............
в растворимой форме ...
за счет гидролиза..................
При декомпозиции.......................
При выпарке и выделении соды...........
С известковым шламом................._ -
При кальцинации (и с готовой продукцией)
0,2 0,2 2,22 2,22 0,5
8,2 91,21 41,7
0,4 4,45 5,19
0,7 7,79 —
0,2 2,23 3,8
0,2 2,23 4,0
0,2 2,22 3,8
0,7 7,79 4,0
Всего
11,0 122,36 62,9
потерь 7,79 кг А12О3 от гидролиза масса шлама составит
937,69+7,79+7,79-54 : 102=949,60 кг.
Химические потери Na2O несколько ниже, чем то ко-
личество, которое должно быть связано в составе
Na2O-Al2O3-2,0SiO2-2H2O с 84,29 кг SiO2, т. е. в гидро-
алюмосиликате натрия часть Na2O замещена окисью
кальция.
Вследствие неполной отмывки с отвальным шламом
теряется 949,60-2,5-0,02145=5,09 кг Na2O, в том числе
4,69кгЫа2Ок, где 2,5 это ж : т в отвальном шламе; 2,145—
содержание Na2O в жидкой фазе отвального шлама, г/л.
При аобщ=1,88 в жидкой фазе отвального шлама по-
тери А12О3 составят 4,45 кг, или 0,40%- Остальные поте-
ри А12О3 по переделам принимаем по данным практики.
Составляем таблицу потерь (табл. 1).
Расчет состава и количества оборотного раствора/
Выход Л12О3 при декомпозиции
_«об.р~«ал.р |00 = +^-+7 w0 ==55j26 о/о.
«об.р 3-* 8
Следовательно, в составе алюминатного раствора,
поступающего па декомпозицию, содержится А12О3, кг:
(990,0 + 7,79): 0,5526 = 1805,63,
8
9
где 7,79 — потери А12О3 па кальцинации, кг;
990,0 — содержание А12О3 в 1 т глинозема, кг.
Если бы отсутствовали механические потери на де-
композиции, то в маточном растворе осталось А12О3, кг:
1805,63 — (990,0 + 7,79) = 807,84.
С учетом потерь А12О3 па декомпозиции, выпарке и ка-
устификации соды получим, что в оборотном растворе со-
держится Л12О3 кг:
807,84 —(2,23 + 2,23 + 2,22) =801,16 (см. табл. 1).
При а<>б р=3,8 в нем содержится Na2OK 801,16-62Х
Х3,8 : 102=1850,52;
Na2Oy = 8% от Na2OoM, т.е.—»^- = 8%.
NsgOy г
Na2Oy = (8Na2O„): 92 = 8 300:92 = 26,1 г/л.
Объем оборотного раствора, м3: 1850,52 : 300=6,168;
Масса оборотного раствора, кг: 6,168-1420=8758,56;
Na20y = 6,168-26,1 = 160,98 кг;
СО2= 160,98-44:62 = 114,24 кг;
Н2О = 8758,56 — 801,16 — 1850,52 — 160,98 —
— 114,24 = 5831,66 кг.
Масса сырой пульпы=к(асса влажного боксита + масса
влажной пзвести+масс'а каустической щелочи+мас-
са оборотного раствора
Масса сырой пульпьь
кг:
2051,70+143,62+64,75+
+203,04+8758,56—0,50=1*1221,17, где 0,50 —потери
Na2O при размоле, кг. !
Разбавление пульпы при выщелачивании с учетом са-
моиспаренпя в сепараторах составляет 1,5%, или
11221,17-0,015=168,31 кг.’
На основании полученных данных составляем баланс
автоклавного выщелачнвайия (табл. 2).
Разбавление и уплотнение пульпы.
Промывка красного шлама
Принимаем, что концентрация Na2OI5 в жидкой фазе раз-
бавленной пульпы (илп| в алюминатном растворе)
150,0 г/л; тогда при «„=1,7 концентрация А12О3
145,15 г/л.
10
Таблица 2
Баланс автоклавного выщелачивания
Введено, кг Получено.' кг
Боксит: А12О3 1107,92 Fe2O3 - 484,20 SiO2 82,07 TiO2 45,14 CaO 41,03 CO2 32,83 прочие 32,83 п.п.п 225,08 H2O 143,62 Автоклавная пульпа: А1-2О, . . . • 1909,08 Na2OoGu, .... 2073,90* Fe2O3 .... 484,20 SiO2 .... 84,29 TiO2 .... 45,14 CaO .... 95,92 CO2 .... 149,02 прочие .... 36,16 п.п.п. .... 225,68 H2O .... 6286,09
Итого: 2195,32 Известь: СаО 54,89 SiO2 2,22 СО2 1,23 прочие 3,33 Н2О 3,08 11того .... 11389,48
Итого 64,75 Каустик: NaaOK 61,89 Na2Ov 1,01 СО2 0,72 Н2О 139,42
Итого 203,04 Оборотный раствор: А12Оэ 801,16 Иа2Ок 1850,52 Na2Ov 160,98 СО2 114,24 Н2О 5831,66
Итого 8758,56 Конденсат 168,31
Всего 11389,98 Всего 11389,98* * За вычетом потерь (0,5 кг Na2O) па размоле.
11
При аОбщ~1,85 концентрация Na2Oy в алюминатном
145 15*1 85
растворе будет —-—-4— —150,0=12,95 г/л, а концеп-
1,645
грация СО2 12,95-44:62—9,19 г/л. При плотности рас-
твора 1240 кг/м3 концентрация Н2О составит, г/л:
1240,0 —(145,15 + 150,0 + 9,19 + 12,95) = 922,71.
Состав алюминатного
Таблица 3
раствора приведен в табл. 3.
Со шламом увлекается
Состав алюминатного раствора
Компоненты Концентрация
г/л %
Л12О3 . . . 145,15 11,71
Ыа2Ок . . . 150,00 12,10
Na2Ov . . . 12,95 1,04
со2 . . . . 9,19 0,74
Н2О. . . . 922,71 74,41
Всего . . . 1240,0 100,0
алюминатного раствора
937,69-3,0 = 2813,07 кг,
где 937,69 — масса красно-
го шлама без
учета потерь
с ним А12О3
в составе
А1(ОН)3, кг.
3,0 — ж : т в сгущен-
ной пульпе (со
В этом растворе содержится, кг:
сгустителя).
Л12О3 ............... 2813,07-0,1171=329,41
Na2OK ............... 2813,07-0,121=340,38
Na2Oy ............... 2813,07-0,0104=29,26
СО2 ..... . 2813,07-0,0074=20,82
Н2О.................. 2813,07-0,7441=2093,20
С жидкой фазой отвального шлама теряется 4,45 кг
А12О3 и 5,09 кг Ыа2ООбщ, в том числе 4,69 кг Na2OK и
0,40 кг Na2Oy. Потери за счет гидролиза составляют
7,79 кг Л120з и 4,12 кг Н2О.
Тогда с 1-й промводой возвращается на разбавление,
кг:
Д12О3 .......... 329,41—4,45—7,79=317,17
Na2OH ........... 340,38—4,69=335,69
Na2Oy........... 29,26—0,40=28,86
СО2 ............ 20,82—0,28=20,54
Н2О (по разности) 7129,91
Итого...........
7832,17
С промводой па разбавление автоклавной пульпы по-
ступает вода, количество которой определяется как раз-
ность между количествами воды в алюминатном раство-
ре, красном шламе и автоклавной пульпе.
12
В алюминатном растворе на 117,10 кг А12О3 прихо-
дится 744,10 кг Н2О (см. табл. 3), а на 1909,08—91,21 +
+317,17=2135,04 кг А12О3 приходится Н2О
2135,04-744,10:117 = 13578,49 кг,
где 1909,08 —содержание А12О3 в автоклавной пуль-
пе, кг;
91,21 — то же, А12О3 в красном шламе, кг;
317,17 — то же, А12О3 в 1-й промводе, кг.
Г1'2О в промводе содержится:
13578,49 + 63,19 — 225,08 — 6286,09 = 7129,91 кг,
где 13578,49 — П2О в алюминатном растворе;
63,19— п.п.п. в красном шламе;
225,68— п.п.п. в автоклавной пульпе (см. табл. 2);
6286,09 — 112О в автоклавной пульпе (см. табл. 2).
На основании расчетов составляем балансы разбав-
ления, уплотнения и промывки красного шлама
(табл.4—6).
Таблица 4
Баланс разбавления
Введено, кг Получено, кг
Автоклавная пульпа Разбавленная пульпа 19034,38
(см. табл. 2): Красный шлам:
Л12О3 1909,08 А12Оз 91,21
2073,90 Na2O 41,70
Ре2О3 484,20 Fe2O3 484,20
SiO2 84,29 Т1О2 45,14
ТЮ2 45,14 SiO2 84,29
CaO 95,92 CaO 95,92
СО2 149,02 прочие 36,16
прочие 36,16 п. п. п 59,07
П. II. II 225,68 - — —
н2о 6286,09 Итого 937,69
Алюминатный раствор
Итого 11389,48 (по разности):
Иромвода(см. с. 12) Л12Оз 2135,04
317,17 На2Ок 2157,83
Na2OK 335,69 Na2Ov 238,92
Na2Oy 28,86 СО2 169,56
СО2 20,54 н2о 13582,61
И2б 7129,91
Итого 18283,96
Итого 7832,17
Всего 19221,65
Всего 19221,65
13
'Г а б л н ц а 5
Баланс уплотнения
Введено, кг
Получено, кг
Разбавленная пульпа:
красный шлам
(см. табл. 4) ... 937,69
алюминатный раствор:
А12Оэ............... 2135,04
Na2OK........... 2157,83
№2Оу............ 238,92
СО2.................. 169,56
Н2О............... 13582,61
Итого.............. . 18283,96
Всего................... 19221,65
Красный шлам . . . Алюминатный раствор (в красном шламе): 937,69
AlgOg 329,41
Na2OK . . 340,38
Na2Oy ... 29,26
СО, Н26 20,82 2093,20
Итого 2813,07
Амюмипатный раствор на де-
композицию (по разности):
A12O3 1805,63
Na2OK 1817,45
209,66
со2 148,74
н2о 11489,41
Итого 15470,89
Всего................ 19221,65
Разложение алюминатного раствора (декомпозиция)
Из 1805,63 кг АЬОз, поступающих па декомпозицию,
в оборотном растворе остаеФся 801,16 кг (см. табл. 2).
Теряется па декомпозиции, выпарке и каустификации
6,68 кг АЬОз (см. табл. 1). Следовательно, с гидроокисью
алюминия выпадает 1805,63—(801,16+6,68) =997,79 кг
А120з« Выход при декомпозиции —97,7Э— 100=55,26%•
1805,63
В маточном растворе остается 1805,63—(997,79+2,23) =
=805,61 кг А120з, а щелочи — такое же количество, что
и в алюминатном растворе за вычетом потерь Na2O па де-
композиции (см. табл. 1), кг:,
Na2O,t.......... 1817,45—3,41 = 1814,04
Na2Oy........... 209,66—0,39=209,27
СО2 ............ 148,74—0,28=148,46
Н2О ............ 11489,41—528,24* *=10961,17
Итого...........
13938,55
* С 997,79 кг А120з в А1(ОН)з связано 528,24 кг Н2О.
14
Таблица 6
Баланс промывки красного шлама
Введено, кг Получено, кг
Красный шлам (без учета гидролиза) (см. табл. 5) . . . 937,69 Алюминатный рас- твор (в красном шла- ме) (см. табл. 5): А12О3 329,41 Na2O,t . 340,38 Na2Oy ... 29,26 СО2 20,82 Н2О 2093,20 Итого 2813,07 Свежая вода па про- мывку 7405,01 Отвальный шлам (с учетом гидролиза) 949,60 Жидкая фаза отваль- ного шлама: А12О3 4,45 Иа2О„ . ... 4,69 NabOy . . . 0,40 СО2 0,27 Н2О 2364,19 Итого 2374,00 Промвода на разбав- ление (по разности): Л12О3 . . 317,17 Na2OK 335,69 Na2Oy . . 28,86 СО2 . . . . 20,54 Н2О 7129,91 Итого . . . 7832,17 Всего 11155,77
Всего 11155,77
Общая масса гидроокиси алюминия 997,79-]-528,24=
= 1520,03 кг А1(ОП)3.
При затравочном отношении (отношение массы AI2O3
в затравке к массе А^Оз в алюминатном растворе)
3.0.=2,0 с затравкой вносится 3611,26 кг А12О3 и
1911,84 кг П2О. Итого 5523,10 кг А1(ОИ)3. При влажно-
сти затравочной гидроокиси 20% с ней поступает
5523,10 • 0,20 : 0,80= 1380,77 кг маточного раствора.
В 1380,77 кг маточного раствора содержится, кг:
А12О3.................. -1 --805,61=79,80
13938,55
Na2OH........... 0,009061-1814,04 =179,70
Na2Oy........... 0,099061-209,27 =20,73
СО2 ............ 0,099061-148,46 =14,71
Н2О ...... 0,099061-10961,17=1085,83
Всего ...... 1380,77
* 1380,77 : 13938,55 = 0,099061.
15
Г а блица 7
Баланс декомпозиции
Введено, кг Получено, КГ
Алюминатный рас- Пульпа гидроокиси
гвор (см. табл. 5): алюминия:
Л12О3 .... 1805,63 А1(ОН)3 . . 7049,13*
Na2OK . . 1817,45 Л12Оз . . 4609,05*
Na2Oy . 209,66 Н2О . . . . 2440,08
СО2 148,74 Маточный раствор
Н2О 11489,41 (по разности) .15319,32 . 885,41;
11того 15470,89 Na2OK . .1993,74;
Затравка (гидро- Na2Oy . . . 230,00;
окись алюминия) . . 5523,10 СО2 '. . . . . 163,17;
Маточный раствор Н2О . . . .12047,06
(в затравке):
А120з . 79,80 Итого .... .22368,45
Na2OK 179,70 Потери (см. табл. 1):
Ма2Оу . . 20,73 Л12Оз . . . 2,23
СО2 14,71 Na2OK . . . 3,41
Н2О 1085,83 Na2Oy . . . 0,39
Итого 1380,76 СО2 . . 0,28
Всего 22374,76 Итого .... . . 6,31
Всего .... . .22374,76
* Количество Л1?О-( определяется как сумма AlgOs, выпадающей с гидро-
окисью алюминия (997,79 кг), п ЛЬОа, выносимой с затравкой (3611,26 кг)’
(120= 4609.05-54:102. 1 ’’
На основании расчетов составляем баланс декомпози-
ции (табл. 7).
Сгущение пульпы гидроокиси алюминия
При сгущении пульпы гидроокиси алюминия образуются
сгущенная пульпа с ж:т=1,0 и маточный раствор, по-
ступающий па выпарку. Одна часть сгущенкой пульпы
фильтруется и гидроокись влажностью 20,0% поступает
па затравку; другая часть — продукционная гидроокись,
в которой содержится 1520,03 кг А1(ОН)3, также филь-
труется до влажности 10%, репульппруется водой, про-
мывается водой и поступает на кальцинацию (на прока-
16
ливание). С продукционной гидроокисью увлекается х кг
маточного раствора:
х-10: (1526,03 4-х) =10; х= 1526,03:10 152,6 кг.
Таблица 8
Баланс сгущения пульпы гидроокиси алюминия
Введено, кг Получено, кг
Пульпа гидроокиси Затравочная гидро- 5523,10
алюминия окись (см. табл. 7) .
(см. табл. 7): Маточный раствор
А1(ОП)з .... 7049,13 затравки
Маточный раствор (см. табл. 7): 79,80
(см. табл. 7) . . 15319,32 А12О3 .
885,41 N а2Ок • 179,70
Na2OK . 1993,74 Na2Oy 20,73
Ма2Оу ... 230,00 СО2 . . . . 14,71
СО2 Н2О 163,17 12047,00) Н2О 1085,83
Итого 1380,77
Итого 22368,45 Продукционная гид- роокись (см. с. 15)
1526,03
Всего 22368,45
Маточный раствор
(в продукционной гидроокиси, см. с. 18): 8,82
А12О3 .
Na2O„ . 19,86
Na2Oy 2,29
СО2 1 ,63
Н2О 120,00
Итого 152,60
5. Маточный раствор па выпарку (но раз- ности) :
А12ОЗ .... 796,79
Ма2Ок . 1794,18
N a2Ov 206,98
со2 . 146,83
н2о 10841,17
11того . . . 13785,95
Всего • ,22?tQ845
, А
2-523 •- '• юга 17
.ц го завода
В этом маточном растворе содержится, кг:
AI2O3................
Кга2Оц - * • • * * •
Na2Oy................
СО2 ........
И2О (по разности) .
152,60*
15319,32
885,41=8,82
0,00996-1993,74=19,86
0,00996-230,00=2,29
0,00996-163,17=1,03
120,00
* 152.60 : 15319,32= 0,00996.
По полученным результатам составляем баланс сгу-
щения пульпы гидроокиси алюминия (табл. 8).
Промывка продукционной гидроокиси алюминия
и кальцинация
Для составления баланса промывки гидроокиси алюми-
ния (табл. 9) условно принимаем, что во влаге промы-
та б л п ц а 9
Баланс промывки гидроокиси алюминия
Введено, кг Получено, кг
Продукционная гид- роокись алюминия . 1526,03 В том числе: Промытая гидро- окись алюминия . . 1523,60* В том числе:
А12Оэ 997,79 Н2О 528,24 Маточный раствор в продукционной гид- роокиси (см. табл. 8): Л12О3 .... 8,82 Na2O„ 19,86 Na2Oy . 2,29 СО2 1,63 Н2О 120,00 Л12О3 996,19 Н2О 527,41 Промвода (в гидро- окиси) (см. табл. I): А12О3 . 1,60 Na2O„ ... 3,60 Na-.Oy 0,40 СО2 . 0,28 Н2О 146,48 Итого 152,36
Итого 152,60 Свежая вода (см. ис- ходные данные) . . 1000,0 Промвода па выпарку (по разности): ЛПОз . 8,82 Na2O„ . 16,26 Na2Oy . 1,89 СО2 . 1,35 Н2О 974,35 Итого 1002,67
Всего 2678,63 Всего .... 2678,63
* Условно принимаем, что вымывается 2,43 кг А1(ОН)3, в том числе 1,6 кг
Л120з и 0,83 кг Н2О.
18
той п отфильтрованной гидроокиси алюминия содержит-
ся такое количество щелочи, которое соответствует поте-
ре Na2O па кальцинации и с глиноземом, т. е. 4,0 кг
Na2Oo6m, в том числе 3,6 кг Na2OIt и 0,4 кг Na2Oy. С этпм
количеством Na2O связано 1,6 кг А12О3 и 0,28 кг СО2.
Таблица. 10
Баланс кальцинации гидроокиси алюминия
Введено, кг
Получено, кг
Промытая гидро-
окись алюминия . 1523,60
Промвода (в гидро-
окиси) (см. табл. 9):
А12О3 . 1,60
Na2O,t . 3,60
Na2Oy 0,40
СО2 . 0,28
П2О................. 146,48
Глинозем:
Л12О3 ................ 990,0
п.п.п. + примеси 6,5
Na2O................ 3,5
Итого...................... 152,36
Всего................. 1675,96
Итого................. 1000,0
Потерн (см. табл. 1):
А12Оз . 7,79
Na2Oy . 0,40
СО2 . 0,28
П2О............... 667,56
Итого................. 675,96
Всего................. 1675,96
Каустификация соды
Так как растворимость соды с повышением концентра-
ции щелочи понижается, то при упаривании маточного
раствора часть соды выкристаллизовывается в виде мо-
ногидрата, который затем растворяют в воде и подвер-
гают каустификации.
Количество соды, выпадающей из раствора за каж-
дый цикл процесса Байера, равно количеству соды, пе-
решедшему в раствор за тот же период. В оборотном
растворе после упаривания маточного раствора должно
содержаться (с учетом потерь на выпарке) (см. табл. 1
и 2), кг:
Na2OF ...... 1850,52
Na2Oy ...... 160,98
СО2.............. 114,24
А12О3........... 801,16
Н2О ...... 5831,66
Итого........... 8758,56,
2'
19
а в маточном растворе (и в промводе) содержится
(см, табл. 8 и 9), кг:
Na2OK............... 1794,18+16,26=1810,44
Na2Oy.............. 206,98+1,89 =208,87
СО2 . .......... 146,83+1,35 =148,18
Л12О3 . ........... 796,79+8,82 =805,61
Следовательно, па выпарке в составе моногидрата
соды выделяется (208,87—160,98): 0,9*=47,89 : 0,9=
= 53,21 кг Na2Oy. С этим количеством Na2Oy связано
37,76 кг СО2 п 15,45 кг Н2О:
Na2CO3 = 53,21 + 37,76 = 90,97 к г; 90,97 + 15,45 =
--= 106,42 кг Na2CO3-H2O.
Общая масса моногидрата соды 106,42 кг; с ним
увлекается 25% (от массы влажного осадка) оборотного
раствора (л'),т. е. (х-100): (х+106,42) =25.
35 47
Отсюда х=35,47 кг, или —’—=0,025 м3; в этом обо-
1420
ротном растворе содержится (см. состав оборотного рас-
твора), кг:
Na2OK ................. 0,025-330 =7,5
Л12ОЯ ................. 0,025-129,87 =3,25
Na2Ov ................. 0,025-26,10 =0,65
СО2 ................... 0,025-18,52 =0,46
Н2О ................... 0,025-945,50=23,61
Итого................. 35,47
В соответствии с реакцией каустификации
Na»CO3 + СаО + Н2О -> СаСО3 + 2NaOH
прп условии, что извести берется 125% от стехиометриче-
ского (см. исходные данные) количества, ее потребуется:
1,25-90,97-56 : 106=60,07 кг СаО пли 60,07:0,864=
=69,53 кг технической извести, в которой содержится
60,07 кг СаО (0,864 — содержание СаОатс в извести, кг);
9,46 кг примесей, в том числе 1,81 СаОсв, 1,39 кг СО2 и
69,53-0,05=3,48 кг И2О (см. состав извести).
Прп степени каустификации 90% прореагирует
90,97-0,9-56: 106=43,25 кг СаОакт, а 60,07—43,25=
= 16,82 кг СаО перейдет в шлам вместе с 9,46 кг при-
месей.
При каустификации 90%.
20
В результате взаимодействия 43,25 кг СаО образует-
ся. 43,25-100:56=77,23 кг СаСО3, в том числе 43.25Х
Х44: 56=33,98 кг СО2 и 43,25-62:56=47,88 кг Na2OK.
Для растворения моногидрата соды берется такое ко-
личество воды, чтобы получить 10%-ный раствор
Na2OO6in, т. е. 53,21 +7,5+0,65=61,36 кг. Общее количе-
ство Н2О 61,36-0,9 : 0,1=552,24 кг.
Известь гасят промводой известкового шлама из рас-
чета получения известкового молока с содержанием
300 г/л СаО (р=1250 кг/м3).
На 60,07 кг СаО потребуется 60,07-950 : 300=190,22 кг
Н2О.
Следовательно, в содо-известковую пульпу поступает
вода из следующих источников, кг
С моногидратом соды . . 15,45
С оборотным раствором .... 23,61
С известковым молоком . . . . 190,22
Итого.............................. 229,28
Отсюда па растворсппс соды должно быть подано све-
жей воды 552,24—229,28=322,96 кг. Отвальный извест-
ковый шлам содержит, кг:
СаО....................... 43,25 1-16,82+1,81—61,88
Na2Oy ... ..........3,80
Л12О?.....................2,22
Прямее.................... 9,46—(1,81-|-1,39)=6,26
СО2 ...................... 33,98+1,39=35,37
П.п.п.....................2,35
Итого........................ 108,08
С пим увлекается 108,08-25:75=36,27 кг щелочного
раствора.
На основании полученных расчетных данных состав-
ляем баланс каустификации соды (табл. 11).
Выпарка и отделение соды
Для составления баланса выпарки (табл. 12) следует
учитывать, что в результате упаривания маточного рас-
твора, промводы гидроокиси алюминия и щелочного рас-
твора с каустификации получаются оборотный раствор,
который по составу должен отвечать расчетным данным,
и моногидрат соды.
21
'Г а б лица 11
Баланс каустификации соды
Введено, кг Получено, кг
Моногидрат соды (см. с. 20—21)' Na2Os- ... 53,21 СО2 37,76 112О 15,45 Известковый шлам (см. с. 21): СаО . 61,88 Л12О3 . 2,22 примеси . . . 6,26 СО2 . 35,37 п.п.п. 2,35
Итого 106,42 Оборотный раствор с моногидратом соды (см. с. 20): Л12О3 3,25 Na2d„ .... 7,50 Na2Oy . . 0,65 СО2 . . 0,46 И2О . . 23,61
Итого 108,08 Отвальная вода с из- вестковым шламом (см. табл. 1): Na2O„ 3,78 Na2Os 0,02 СО2 0,02 И2О . 32,45
Итого 35,47 Известковое молоко (см. с. 20—21): СаО .... 61,88 СО2 1,39 примеси . . 6,26 П2О 190,22 Итого ... . 36,27 Щелочной раствор на выпарку (по раз- ности) : Л120з 1,03 Na2O,t .... 51,61 Na2Oy 5,95 СО2 4,22 112О . 517,44
Итого 259,75
Вода на растворение соды (см. с. 20—21). 322,96 Итого . 580,25
Всего 724,60 Всего 724,60
Разница между составом полученного раствора
(см. табл. 12) н составом раствора в табл. 2 0,03 Na2OK—
0,03 Na20y-|-0,06 СО2, что в пределах точности расчета.
22
Таблица 12
Баланс выпарки
Введено, кг Получено, кг
Маточный раствор с Моногидрат соды (см. табл. 11):
декомпозиции NaiOy . 53,21
(см. табл. 8): 796,79 СО2 . . 37 76
A12O3 . ... Н2О 15,45
Иа2Ои . 1794,18
Na2Oy . 206,98
СО2 '. . И2О . . . 146,83 10841,17 Итого 106,42
Оборотный раствор с
моногидратом соды (см. табл. 11):
Итого . . 13785,95 АКО.З . 3,25
Промвода после про- Na2O„ Na2Oy . 7,50 0,65
мывки гидроокиси СО2 0,46 23,61
(см, табл. 9): AI2O3 - 8,82 и2о . . . . ;
Na2O„ . 16,26
Na2Oy . СО2 . Н2О . 1,89 1,35 974,35 Итого Потерн (см. табл. 1): Л12О3 . Na2O 35,47 2,23 4,00
Итого 1002,67 Итого 6,23
Щелочной раствор с каустификации Оборотный раствор
(см. табл. 11): из мокрый размол
1,03 (но разности): 801,16
Na2O,< . . 51,61 A12O3 .
Na^Oy . 5,95 Na2O„ . 1850,52
СО. 4,22 Na2Oy . ... 160,98
и2б 517,44 со2 114,24
н2о 5831,66
11того 8758,56
Итого 580,25 Конденсат пара 6462,19
Всего 15368,87 Всего 15368,87
23
2. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС
ПРОИЗВОДСТВА ГЛИНОЗЕМА
ПО СПОСОБУ СПЕКАНИЯ БОКСИТА
С СОДОЙ И ИЗВЕСТНЯКОМ
Технологическая схема производства глинозема по спо-
собу спекания приведена на рис. 2.
Исходные данные:
1. Химический состав боксита и известняка (в пересчете
на сухое вещество).
Состав боксита, %: А12О3 48,0; Fe2O3 24,0; SiO2 8,14;
TiO2 2,6; СаО 2,8; СО2 2,2; прочие 1,46; п.п.п. 10,8 (всего
100%); влага (Н2О) 7,0;
состав известняка, %: СаО 54,2; СО2 42,6; SiO2 1,3;
прочие 1,9 (всего 100,0%); влага (Н2О) 6,0.
2. Удельный расход кальцинированной соды в пере-
счете на 100% Na2CO3 150,0 кг (87,74 кг Na2O); состав
кальцинированной соды: 98,6% Na2CO3; 0,9% прочие;
0,5% Н2О.
3. ак алюминатного раствора ~1,5.
4. Влажность шихты, поступающей на спекание,
~35,0%; дозировка компонентов в шихте (мол.):
Na2O
А12О3 +Fe2O3
SiO2+TiO2
«2,0
5. Влажность белого шлама 34,0%, количество белого
шлама 120 кг, состав сухого белого шлама, %: А12О3
31,3; Na2O 19,4; Fe2O3 3,1; SiO2 29,4; СаО 2,9; СО2 2,1;
п.п.п. 11,8 (всего 100,0%).
6. Товарный выход глинозема 84,6%; извлечение
А12О3 при выщелачивании снека 87,1 %.
7. Влажность отвального шлама 33%.
8. Влажность гидроокиси алюминия 10,4%.
9. I стадия обескремнивания проводится в автокла-
вах в течение 2 ч прп 130е С; кремневый модуль алюми-
натного раствора прп этом возрастает до 350—400; обес-
кремнивание идет с добавками белого шлама.
10. II стадия обескремнивания проводится в мешал-
ках при 95° С в течение 2 ч; па обескремнивание пода-
ются часть шлама, выделяющегося при II стадии обес-
кремнивания, после его обработки содовым раствором
для извлечения А12О3 (другая часть шлама поступает в
24
Боксит Известняк
Дробление
Сода со склада
--------— Мокрый размол
Приготовление и корректирование
___________шихты____________
।------—Пыль—।
Спекание^ HQ 0^еспылирание
I }
Дробление опека Очищенный газ,
-------1----- содержащий СОг
Выщелачивание
Алюминатный
раствор
Шлам
Противоточная
промывка
Вода
Затравка I
Обескремнивание (1cm.)
1 ” Промытый
шлам
Воевал
Алюминатный
1 раствор
Промытый Промвода-^Обескремнивание
шлам | (Пет.) -----------Известковое молоко
_Белый
шлам
♦ ,
Противоточная
промывка
Вода
Гидрогранатовый шлам
----^выщелачивание^------
Карбонатный
шллм Содо-щелочной
раствор
Противоточная
промывка
Промвода
Алюминатный
раствор
Карбонизация-
'-Содовый
раствор
Гидроокись
ал^иния Вода
Промвода Промытый
1 шлам
промывка
Промвода
Промытая
гидроокись
алюминия
„ ♦
Кальцинация
Глинозем
Рис. 2. Технологическая схема производства глинозема из бокситов способом
спекания
отделение подготовки шихты), а также известковое мо-
локо концентрацией СаО 300 г/л из расчета 3 г СаО на
1 л раствора. Состав шлама, образующегося на II ста-
дии обескремнивания, отвечает формуле ЗСаО-А12О3Х
X0,18SiO2-5,6Н2О; влажность шлама 30,0%.
11. После регенерации А12О3 из шлама II стадии
обескремнивания образующийся содо-щелочной раствор
Таблица 13
Потери Л12О3 и Na2O по переделам производства
Переделы Л12 0.1 Na2O. кг
% от со- держания в боксите кг
Дробление Размол Спекание Дробление спека Выщелачивание спека: химические потери недоотмывка, разложение раствора . . Обескремнивание Карбонизация Выпарка Кальцинация (потери с глиноземом) . . . 0,30 0,30 0,30 0,20 12,90 0,50 0,10 0,20 0,60 3,51 3,51 3,51 2,34 150,90 5,85 1,17 2,34 7,02 0,5 2,0 1,0 77,24 1,0 0,5 0,5 1,0 4,0
Всего потерь 15,40 180,15 87,74
поступает на выщелачивание спека, а карбонатный шлам
влажностью 33,0% — на приготовление шихты.
Принимаем, что А12О3 и SiO2 при регенерации полно-
стью переходят в раствор, а шлам по составу отвечает
СаСО3 (практически 95% А12О3 переходит в раствор).
<хк содо-щелочного раствора ~3,4.
12. Потери А12О3 и Na2O по переделам принимаем по
данным практики (табл. 13).
13. Расход воды на промывку, м3:
Отвального шлама...............6,938
Белого шлама...................0,06
Карбонатного шлама............. 0,0398
Гидроокиси алюминия............0,80
26
Приготовление шихты,
При товарном выходе А12О3 84,6% для получения 1 т
глинозема необходимо переработать сухого боксита, кг:
(990,0-100): (48-0,846) = 2437,82,
где 990,0 — количество А12О3 в 1 т глинозема, кг.
В этом боксите содержится 2437,82-0,48=1170,15 кг
А12О3. Тогда потери А12О3 составляют 1170,15—990,00=
= 180,15 кг.
Потери А12О3 при дроблении и размоле составляют
7,02 кг, что соответствует потере сухого боксита 7,02Х
XI00 : 48=14,63 кг.
Отсюда в шихте, поступающей на спекание, содержит-
ся сухого боксита 2437,82—14,63=2423,19 кг или влаж-
ного боксита 2423,19:0,93=2605,58 кг. В сухом боксите
содержится, кг:
А12О3 ....... 2423,19-0,48=1163,13
Fe2O3 ............. 2423,19-0,24=581,57
SiO2 .............. 2423,19-0,0814=197,25
Т1О2 .............. 2423,19-0,026=63,00
СаО................ 2423,19-0,028=67,85
СО2 ............... 2423,19-0,022=53,31
Прочие ............ 2423,19-0,0146=35,38
П.п.п.............. 2423,19-0,108=261,70
Н2О................ 2605,58—2423,19=182,39
На приготовление шихты поступает также 120,0 кг
белого шлама (см. исходные данные). В нем содержит-
ся, кг:
Л12О3 ................. 120-0,313=37,56
Na2O................... 120-0,194=23,28
Fe2O3 ................ 120-0,031=3,72
SiO2 .................. 120-0,294=35,28
СаО .................. 120-0,029=3,48
СО2 .................. 120-0,021=2,52
П.п.п.................. 120-0,118=14,16
При влажности 34,0% с отмытым белым шламом по-
ступает промводы 120,34 : 66=61,82 кг, состав которой
берется по данным практики и в которой содержится, кг:
А120з 0,30; Na2OoCm 0,32; СО2 0,04; Н2О 61,16.
На приготовление шихты поступает половина шлама
после II стадии обескремнивания, предварительно обра-
ботанного содовым раствором. Кремневый модуль алю-
минатного раствора до обескремнивания psi =30, после
I стадии обескремнивания р§< =350-1-400, а на II стадии
27
обескремнивания выпадает в осадок практически весь
<к гашпппся кремнезем. В алюминатном растворе после
выщелачивания содержится А12О3, кг: 1163,13+57,86*—
(3,51+2,34+150,90+5,85) **=1058,39. Тогда в алюми-
на гном растворе после выщелачивания содержится SiO2
1058,39:30=35,28 кг, а в растворе после 1 стадии обес-
кремнивания содержится, кг:
Л12О3 ......... . 1058,39—37,56=1020,83
SiO2............. 1020,83:400=2,55
Считаем, что со шламом выделится 35,28 кг SiO2, с
SiO2 связаны в алюмосиликате натрия 37,56 кг А12О3. На
I стадии обескремнивания выделится 35,28 кг SiO2, а на
II стадии 2,55 кг SiO2.
Эти 2,55 кг SiO2 связаны в соединении ЗСаО-А12О3Х
X0,18SiO2-5,6II2O с 39,67 кг СаО, 24,08 кг А12О3 и
23,80 кг Н2О. Следовательно, на II стадии обескремнива-
ния выделится шлама, кг: 39,67+24,08+2,55+23,80=
=90,10.
После регенерации А12О3 из этого шлама образуется
карбонатный шлам, в котором содержится 39,67 кг СаО
в виде СаСО3. С 39,67 кг СаО связано 31,17 кг СО2. При
влажности шлама 30% он содержит Н2О (39,67+
+31,17) -30/70=30,36 кг; итого 101,20 кг.
Принимаем, что карбонатный шлам, поступающий па
приготовление шихты, полностью отмывается от содо-ще-
лочиого раствора.
Рассчитываем состав шихты. В известняке содержит-
ся СаОакт 54,2—2,43=51,77% (' ’^-56 = 2,43% СаО
свяжется с 1,3% SiO2 в 2CaO-SiO2).
СаО
При -------;—=2,0 для связывания SiO2 и TiO2 в бок-
SiO2 ~1“ TiO2
сите и белом шламе потребуется
о п/197,25+ 35,28 ,63,0\ п „
2,0 ------------— + —— = 9,34 моля, или
( 60 80 /
56-9,34== 523,04 кг,
где (197,25+35,28) : 60 — число молей SiO2 в боксите и
белом шламе;
63,0:80 — число молей ТЮ2 в боксите.
* Поступает Л12О3 37,56 кг с белым шламом; 0,30 кг —с пром-
подой от промывки белого шлама; 20,0 кг — условно принимаем,
что столько Л12О3 поступает с алюминатным раствором.
’* Потери Л12О3 на переделах от спекания до обескремнивания.
28
С бокситом поступает 67,85 кг СаО, с карбонатным
шлаком 19,83 кг СаО*, с белым шламом 3,48 кг СаО.
Следовательно, с известняком должно поступать
523,04—(67,85+19,83+3,48) =431,88 кг СаОакт. Это ко-
личество содержится в 431,88-100:51,77=834,23 кг су-
хого известняка или в 834,23 : 0,94=887,48 кг влажного.
Здесь 51,77% —содержание СаОант в известняке.
С этим известняком в шихту вводится, кг:
СаО............ 834,23-0,542 =452,15
СО2 ........... 834,23-0,426=355,39
SiO2 .......... 834,23-0,013=10,84
Прочие......... 834,23-0,019=15,85
Н2О............ 887,48—834,23=53.25
При—------------=1,0 для связывания Л12О3 и Fe2O3 в
AI2O3 "г- Fe2Og
боксите и белом шламе потребуется Na2O
20,0 -1- 1163,13-|-37,56 + 0,30 ц 581,57-|-3,72
102 ' 160
= 15,63 моля, или 969,06 кг,
где (1163,13+37,56+0,3+20,0): 102 —число молен Л12С)3
в боксите, белом шламе (твердая и жидкая фазы) и обо-
ротном растворе; (581,57+3,72): 160 — число молен
1те2О3 в боксите и белом шламе.
Это количество Na2O вносится:
с белым шламом 23,28+0,32=23,6 кг (твердая и жид-
кая фаза);
с кальцинированной содой 87,74 кг;
с содовым раствором 969,06—(23,60+87,74) =
=857,72 кг. Пусть карбонизация идет до а1(=2,7. Тогда,
если в оборотном растворе осталось 20,0 кг Д12О3, в нем
будет Na2O1( 62-20,0-2,7: 102=20,0-2,7: 1,645=32,83 кг,
a Na2Oy 857,72—32,83=824,89 кг.
Этому содержанию соответствует 824,89-44:62=
=585,41 кг СО2.
Если концентрация Na2Oy~310,l г/л, а плотность
раствора 1440 кг/м3, то объем раствора, м3: 824,89 :
: 310,1=2,66, а масса его, кг: 2,66-1440=3830,40; в этом
растворе содержится Н2О, кг: 3830,40—(20,0+857,72+
+585,41) =2367,27. По результатам расчетов составляем
Половина карбонатного шлама.
29
5 Таблица 14
Баланс приготовления шихты
Итого . . • ' 1220,99 | 585,29 ] 243,37 | 63,00 | 543,31 | 1074,52 | 969,06 | 52,60 | 275,86 | 2680,01 | 7708,51
баланс приготовления шихты (табл. 14). Влажность ших-
ты (2680,01 : 7707,51)100=34,77%.
Спекание и дробление спека
При спекании происходят обезвоживание шихты, разло-
жение карбонатов и алюмосиликата натрия, удаление
СО2, а также взаимодействие окислов с образованием со-
единений Na2O-Al2O3, Na2O-Fe2O3, 2CaO-SiO2, 2СаОХ
ХТЮ2 и др.
Пыль, уносимая газами, улавливается в системе га-
зоочистки (пылевые камеры, циклопы, электрофильтры)
и возвращается в печь с горячего конца. При составлении
баланса спекания (табл. 15) эту пыль учитывать не бу-
Таблица 15
Баланс спекания шихты и дробления спека
Компоненты Введено, кг Получено, кг
пульпа (см. табл. 14) потери при спекании (см. табл. 13) потери при дроблении (см. табл. 13) дробленый спек на вы- щелачивание (по разности) Всего
Л12О3 1220,99 3,51 2,34 1215,14 1220,99
Иа2Ообщ 968,56 2,00 1,00 965,56 968,56
Fe2O3 . . 585,29 1,75 1,17 582,37 585,29
SiO2 ... 243,37 0,73 0,58 242,16 243,37
TiO2 63,00 0,19 0,12 62,69 63,00
СаО 543,31 1,63 1,08 540,60 543,31
СО2 1074,52 1074,52 .—. — 1074,52
Прочие 52,60 0,16 0,10 52,34 52,60
П. и. п. 275,86 275,86 — -—. 275,86
П2О • 2680,01 2680,01 — — 2680,01
Итого 7707,51 4040,36 6,29 3660,86 7707,51
дем, так как определенное количество ее все время на-
ходится в обороте. Такая пыль называется «оборотной».
Потерн А12О3 с газами, выбрасываемыми в атмосфе-
ру, и другие потери А12О3 и всех компонентов при спека-
нии составляют 0,3%; около 0,20% А12О3 спека теряется
при его дроблении (см. табл. 13).
31
Выщелачивание спека
После дробления до 6—8 мм спек поступает на выщела-
чивание в перколяционный выщелачиватель. Выщелачи-
вание спека производится содо-щелочным раствором, по-
лученным при регенерации шлама (в случае необходимо-
сти можно добавлять и содовый раствор). Шлам
иротнвоточио промывается водой, которая также посту-
пает на выщелачивание спека.
Определим количество содо-щелочного раствора, по-
ступающего па выщелачивание спека.
Регенерация шлама производится содовым раство-
ром, полученным после карбонизации алюминатного рас-
твора.
Концентрацию раствора определяем, считая, что обо-
ротный раствор, поступающий па приготовление шихты,
получается при упаривании маточного содового раство-
ра в 2 раза. Тогда концентрация компонентов содового
(маточного) раствора, г/л:
2,7-3,70
Na2O..................=6,17 (ак=2,7).
1,645
Если в оборотном растворе Na2Oy 310,1 г/л, то в ма-
точном растворе Na2Oy 155,05 г/л; этому количеству
Na2Oy соответствует СО2 155,05-44:62=110,04. При
плотности раствора р=1220 кг/м3 получим 112О 1220—
— (3,76+6,17+155,05+1 Ю,04) =944,48 кг;
р=1220 кг/м3 — плотность раствора подсчитывают по
формуле
Рал = P2L + + 0.009Л + O,OO4257Vy ,
где pw — плотность раствора NaOH, концентрация ко-
торого эквивалентна концентрации Na2OO6m;
А— концентрация А12О3 в растворе, г/л;
Ny— концентрация Na2Oy в растворе, г/л.
По данным работы глиноземных заводов, на регене-
рацию шлама, после которой должен образоваться рас-
твор с ак=3,4, необходимо подать па 1 моль А120з в шла-
ме более 10 молей Na2Oy. Так как реакция при высоких
концентрациях раствора протекает очень медленно, то
шлам обрабатывают содовым раствором два раза. Ко-
личество раствора берут с избытком против стехиометри-
ческого.
Принимаем, что на 90,10 кг шлама, в котором 24,08 кг
А12О3 (см. с. 28), поступает па регенерацию 1,5 м3 со-
дового раствора, в котором содержится кг:
А12О8............. 1,5-3,76=5,64
№2Ок.............. 1,5-6,17=9,26
№2Оу............... 1,5-155,05=232,58
СОа . ............ 1,5-110,04=165,06
Н2О................. 1,5-944,98=1417,47
Итого........................ 1830,01
При влажности шлама 30,0% с ним увлекается обес-
кремненного алюминатного раствора 90,10-30:70 =
=38,01 кг, или при р=1215 кг/м3 38,61 : 1215=0,0318 м3.
Если ак=1,5; аОбщ=2,0, то при концентрации А12О3 в
растворе 120 г/л в нем будет содержаться, кг:
Л12О8 ................... 0,0318-120=3,82
1,5-3,82
Na2OK........... —3,78
1,645
2-3,82
Иа2Ообщ .... Т/И5 =4’64
Na2Oy..................... 4,64—3,78=1,16
Н2О ................ 38,61— (3,824-4,64-1-0,82)=29,33
На основании полученных результатов составляем
предварительный баланс регенерации А12О3 из шлама
(табл.16).
При влажности карбонатного шлама 33,0% с ним
увлекается 70,84-33:67=34,89 кг содо-щелочного рас-
твора. Общая масса содо-щелочного раствора 1929,11 кг
(см. табл. 16). В нем содержится 33,54 кг А12О3. Тогда в
растворе, увлеченном карбонатным шламом, содержит-
ся, кг:
А12Оя . . . 33,54-34,89:1929,11=0,017386-34,89=0,61
Na2OK . . . 3,4-0,61:1,645=1,26
Na2Oy . . . 0,017386-177,46=3,08
СО2 . • . . 3,08-44:62=2,19
SiO2 . . . 0,017386-2,55=0,04
IT2O . . . 34,89—0,61—1,26—3,08—2,19—0,04=27,71
Составим баланс промывки карбонатного шлама
(табл.17).
3—523
зз
w Таблица 16 Баланс регенерат И А12о3 из шлама (предварительный вариант) Получено, кг —
Компоненты шлам после 11 стадии обескремни- вания (см. С. 28) Введен алюминатный раствор, увлеченный шламом (см. с. 33) О, кг содовый раствор (см. с. S3) всего карбонат- ный шлам см. с. 28) с одо-щелоч- ной раствор по разности) потери (по раз- ности) всего
— A12O3 СаО SiO2 \’а2Ок . . • Na2Oy .... СО2 Н2О . . . . • 24,08 39,67 2,55 23,80 3,82 3,78 1,16 0,82 29,03 5,64 9.26 232,58 165,06 1417,47 33,53 39,67 2,55 13,04 233,74 165,88 1470,30 39,67 31,17 33,54 2,55 69,32* 177,46 125,94 1470,30 50,00** 8,77 33,54 39,67 2,55 69,32 177,46 165,88 1470,30 50,00** .
Итого .... * При P's* со; разности (13,04+2 =** С учетом 3 90,10 о-щелочного р 33,74-69,32) = 17 % конденсата 38,61 аствора 3,4 на 7,46 кг, СОз 929,11 и 2008,72 1830,01 33,54 кг А1:Оз 177,46-44 _19К0| 62 кг. | 1958,72 о приходится 70,84 | 1879,11 | 1929,11** 3.54-3.4- =69,32 кг Na2OK- 1,645 8,77 МагОу 1 1958,72 2008,72** пределяется по
w Таблица 17
Баланс промывки карбонатного шлама
— Введено кг' Получено, кг
Компоненты карбонатный шлам (табл. 16) содо-щелоч- ной раствор, увлеченный шламом (см. с. 33) вода на про- мывку (см. с. 26) всего карбонатный шлам на II стадию обес- кремнивания (половина) п содо-щелочной раствор, увле- ченный шламом (влажность шлама 33%) карбонатный шлам на приго- товление шихты (вторая поло- вина) промвода на регенерацию шлама (вто- рая поло- вина) всего
А120з* * * Na2OK- со2 СаО SiO2 Н2О 31,17 39,67 0,61 1,26 3,08 2,19 0,04 27,71 39,82 0,61 1,26 3,08 33,36 39,67 0,04 67,53 15,59 19,84 0,30* 0,63 1,54 1,10 0,02 13,86 15,58 19,83 0,31 0,63 1,54 1,09 0,02 53,67 0,61 1,26 3,08 33,36 39,67 0,04 67,53
Итого 70,84 34,89 39,82 145,55 35,43 17,45 35,41 57,26 145,55
* На примере AI2O3
в 34,89 кг раствора
17,45-0,61
х~ —--------------0,30
34,89
покажем расчет содержания компонентов:
содержится 0,61 кг AI2O3, а в 17,45 кг X кг:
Т а б л и ц а 18 Баланс оегенеоацин АЬО3 из шлама II стадии обескремнивания (окончательный вариант)
Введено, кг Получено, кг
Компоненты шлам после 11 ста- дии обескремнивания (см. табл. 16) алюминатный рас- твор, увлеченный шламом (см. табл. 16) содовый раствор (см. табл. 16) промвода от про- мывки карбонатного шлама (см. табл. 17) всего карбонатный шлам (см. табл. 16) содо-щелочной раствор, увлеченный шламом (см. табл. 16) содо-щелочно й раствор на выщела- чивание (по разно- сти) потери О (V Я
А120з СаО SiO2 Na2Oj; ...» Na2Oy .... СО2 Н2О 24,08 39,67 2,55 23,80 3,82 3,78 1,16 0,82 29,03 5,64 9,26 232,58 165,06 1423,19 0,31 0,02 0,63 1,54 1,09 53,67 33,85 39,67 2,57 13,67 235,28 166,97 1529,69 39,67 31,17 0,61 0,04 1,26 3,08 2,19 27,71 33,24 2,53 68,70* 175,91 124,84 1501,98 8,77 33,85 39,67 2,57 13,67 235,28 166,97 1529,69
Итого .... 90,10 38,61 1 1835,73 57,26 2021,70 70,84 34,89 1907,20 8,77 2021,70
эгда Na;OK 175,92 3.4-33,24
’ ак содо-шелочиого раствора 0,4, 1 1,645 • 44 — Р4 81
Na2Uy« 248,95—1.26 ——о»,/и 62 —
Таблица 19
Баланс выщелачивания спека
Компоненты Введено, кг Получено, кг
спек дробленый (см. табл. 15) сод о- щелочной раствор (см. табл. 18) вода иа промывку шлама (см. с. 38) всего отвальный шлам (см. табл. 13) промывная вода с отвальным шламом (см. с. 38) алюминатный рас- твор (на обескрем- нивание) (по раз- ности) всего
А12О3 SiOn ТЮ2 СаО Na2OK .... Na2Ov .... СО2 Прочие .... П. п. п. ... н20 1215,14 582,37 242,16 62,69 540,60 965,56 52,34 33,24 2,53 68,70 175,91 124,84 1501,98 6938,18 1248,38 582,37 244,69 62,69 540,60 1034,26 175,91 124,84 52,34 8440,16 150,90 578,65 206,82 62,69 537,19 77,24 (Na3OK 27,75 52,34 50,90* 5,85 1,0 4"Na20y) 0,20 852,14 1091,63 3,72* 37,87* 3,48 995,40 136,53 96,89 7537,12 1248,38 582,37 244,69 62,69 540,60 | 1210,17 124,84 52,34 50,90 8389,26
Итого .... Примечен и + 995,40) = 136,53 кг. VJ *** . * По данным пр 3660,86 | 1907,20 | е. В алюминатном растворе а 136,53-44 СО2= =96,89 кг. 62 актнки. 6938,18 [12506,24 | 1744,41 | 859,19 | .-1.5; тогда Na.O..= —°--'—'-1:2 ^995,49 кг. Na.O,.= К К 1,645 ‘ у яО: в алюминатном растворе определяем, задаваясь ц 9902,64 [ 1034,26+175,91- S1 =28,3- 12506,24 (77,24+1.0 +
Составляем окончательный баланс регенерации А12О3
из шлама II стадии обескремнивания (табл. 18).
Принимаем, что концентрация А12О3 в алюминатном
растворе 140,0 г/л. Тогда объем раствора, полученного
после выщелачивания, будет 1091,63 : 140=7,80 м3, а мас-
са при р=1270 кг/м3 составит 7,80-1270=9902,64 кг.
В этом растворе содержится воды (по разности)
7537,12 кг. Тогда па промывку шлама подается воды, кг:
7537,12Ц-852,14+50,90— 1501,98=6938,18 кг.
При влажности отвального шлама 33,0% с ним увле-
кается 1744,4-33 : 67=859,19 кг промводы, в которой со-
держится 5,85 кг Л12О3 и 1,0 кг Па2О.
Составляем балансы выщелачивания снека (табл. 19).
Обескремнивание алюминатного раствора
При обескремнивании в присутствии затравки белого
шлама из алюминатного раствора выделяется 120,0 кг
белого шлама, в котором содержится 37,56 кг А12О3,
3,72 кг Fe2O3, 35,28 кг SiO2 и др. (см. исходные данные).
Следовательно, масса алюминатного раствора соста-
вит 9902,64—120,0=9782,64 кг и в нем содержится
1091,63—37,56—1,17=1052,90 кг А12О3 (37,56—А12О3 в
белом шламе; 1,17 — потери А12О3 при обескремнива-
нии). При ж : т белого шлама 1:1 с ним увлекается
120 кг алюминатного раствора, который поступает на
обескремнивание в качестве затравки белого шлама.
В этом растворе содержится А12О3 (по уравнению):
1052,9 кг А12О8 — 9782,64 кг раствора
х — 120
х = 1052,9-120:9782,64 = 0,012267-1052,9 = 12,91 кг.
SiO2 подсчитывается так: 35,28 кг SiO2 выпадает в
составе алюмосиликата. В растворе остается 37,87—
—35,28=2,59 кг SiO2. Тогда в 120 кг его содержится
0,012267-2,59=0,03 кг.
Na2OK . . .
со2 У . . .
Н2О (по
разности) .
0,012267 (995,40—19,73)=! 1,97 кг
0,012267 (136,53—3,55)=1,63 кг
1,63-(44:62)=1,16 ki-
120—(12,91 -1-0,0.3+11,97+1,63+1,16) =92,3 кг
По имеющимся данным составляем баланс I стадии
обескремнивания (табл.20),
38
Таблица 20
Баланс I стадии обескремнивания
Получено, кг олаая О rr (X) с£> О —< b- oO ' CD < b- Ю to 04 b~ CO CD b7 _< G O0 b~ 04 О xf< —4 О —< —« CD 10142,64
(ихэопеМ Oil) (кииеянниэ(1мээ9о oinVexa ц ян) cIohjl -avd цннхвнииоигв CD CD О Ю —- CD О lO 04 CO 04 CD CD I 04 1 CO —7 CO CD CO 1 I CD CO CD co о CD — xF 9660,97
ИОИВ1ГП1 И1Ч1ГЭ9 UiqiniahaifflA ‘doflxaEd 04 CD -P CD O1 О CO О CD 04 CO CD ** 1 ** 1 **»•'*, to Io 1 CO CO 04 xf 04 04 O0 g 04
(вевф keV -Оэях) wBirni uiqirap 04”±CDCDcDOxFC'4 —ixhtocn^^—1 о co to b- О CD О) Ь Ю CO t>- CO 04 240,00
(gl 'irpBx -ио) Hdatou 1 1 1 s 1 1 1 — о CD
I Введено, кг ОЗЭЭЯ 1142,10 7,44 73,18 6,96 1027,10 141,71 100,57 7643,58 10142,64
(HE ’= no) yoMHEdiEe a donx -□Ed цпихвниконгв О O CD CD -< CO 04 1 o' 1 —7 —7 _7 cm —4 — CD 120,00
(8E » LI ’□ ’wo) ВИЕ1ГШ ojoiray вмявйхве CD 04 00 CO CO tO 04 CD l0b-04xf b-ЮЮ —« t>- CO tO CO O> CO 04 xt* CO CO — 120,00
(61 ’«pc X wo) вмэиэ книвянь •Biratni4H airaou doux -DEd и1ЧНХВИИИО11ГВ CO 04 b- co о CO CD 04 CD b- CO ^fxfiOQO’—< •—* co b- CO LO CD CD b7 О CO CD CO CD CO o CD —« to 9902,64
Компоненты E E co г, . к Ь» _L. ° 9. Q ° г? О о гай га О Итого
39
При обескремнивании выделится 240 кг белого шла-
ма (120 кг из раствора и 120 кг затравки), с ним будет
увлечено 240 кг алюминатного раствора. Половина шла-
ма (120 кг п с ним 120 кг раствора) поступает снова на
обескремнивание (1 стадия) в качестве затравки, другая
половина — на промывку, после чего в отделение приго-
товления шихты.
Содержание компонентов в алюминатном растворе,
поступающем па II стадию обескремнивания, определя-
ется по разности. Например, в этом растворе содержится
Л12О3 1091,63 + 37,56+ 12,91 — 1,17— 75,12 —25,82 =
= 1039,99 кг.
Одна половина сгущенного белого шлама (ж : т=1,0)
в качестве затравки направляется па I стадию обескрем-
нивания, другая половина после фильтрации н промывки
поступает в отделение подготовки шихты (ОПШ)
(табл.21).
Состав промводы, поступающей на II стадию обес-
кремнивания, определяем по разности. Например, А12О3
кг: 37,56+12,91 - (37,56+0,3) = 12,61.
Составляем баланс II стадии обескремнивания
(табл.22).
Карбонизация алюминатного раствора, промывка
и кальцинация гидроокиси алюминия
На кальцинацию должно поступить 990,0+7,02 кг Л12Оз
в составе 997,02-156 : 102=1524,85 кг гидроокиси алюми-
ния (527,83 кг Н2О); где 7,02 — потерн А12О3 па кальци-
нации, кг (см.табл.13),
990,0 — содержание Ai2O3 в 1 т глинозема, кг;
156 и 102—молекулярные массы 2А1(ОН)3 и А12О3.
В маточном (содовом) растворе после карбонизации
содержится А12О3, кг: 1025,00—(2,34+997,02) =25,64.
Здесь 2,34 — потери при карбонизации, кг. При а1( ма-
точного раствора 2,70 (принято при расчете) Na2O1(, кг:
2,70-25,64:1,645=42,08. Тогда в этом растворе содер-
жится Na2Oy
971,76 + 133,36—0,5 — 42,08 = 1062,48 (см. табл. 23)
где 971,76+ 133,30 — На2ОоСщ в алюминатном раство-
ре, подаваемом на карбонизацию, кг;
0,5 — потерн Na2OIt при карбонизации, кг;
42,08 — Na2OK в маточном растворе, кг.
40 !
Таблица 21
Баланс фильтрации и промывки белого шлама, направляемого в ОПШ
Получено, кг олээа о t^fN^COOOOOO’^ h. о о со in со ю со со to со со 300,00
(ихэон -eed ou) (ьинвя -нниэс1яэа9О oiwtf -ехэ п ен) в^оя -woclu И (lOflJLOECl щянхенимонгв со —< Ь- <М о О Ю см" 1 о 1 ~- — — _ (Уз оо со
(IZ 'Э ’иэ) woweirin ивиной -э1гяЛ ‘etfoawodu о о о о со I । | о„ o' СУ СУ СУ о 61,82
(ГППО Н) ивкш ничто СОСЧООООСОЮСМСО LQ Г-- О1 ’ о < о ьГсОкОСОСПСОСЧ’^ со со ' 120,00
Введено, кг | олээя Г-.СЧ’-- СО О ОО СО о OCOLOCO’— LO СО CD Ю СО со СУ 300,00
(оннпвН аннУохои ’из) Ля -flrmodn вн etfoti 11111111 0*09
(()«, -L-OCX ’ИЗ) ЖЖВ1ГШ И1Ч1ГЭ9 унннэь “Э1ГЯЛ ‘douiDud ^-4 со г- СО со о СП О СП СО со 04 1 СУ । ~ g] 120,00
(Оо •LfQBX *иэ) 1А1В1Г1П ЦП If эр СГ>О4ООООСОЮС<1С0 1Q 04 LQ Ю) " b-COLOCOO^COC4^* СО СО 120,00
Компоненты „ „ к Г*» “ с? /—с1 /О Q Q. d о § S Q, —j фЬз сз га О Итого
Соотношение Na»O к и Na;Oy должно быть, как в алюминатном растворе.
41
ЙТаблица 22
Баланс II стадии обескремнивания
Введено, кг Получено, кг
Компоненты раствор с I ста- дии обескремни- вания (см. табл. 20) промвода от про- мывки белого шлама (см. табл. 20) карбонатный шлам (тв.-|-ж.) (см. табл. 17) известковое мо- локо* всего 1 гидрогранат (осадок) (см. табл. 18) алюминатный раствор, увле- ченный шламом (см. табл. 16) алюминатный раствор на кар- бонизацию (по разности) всего
AljOg 1039,99 12,61 0,30 — 1052,90 24,08 3,82 1025,00 1052,90
ЭДагОк ...... 963,20 11,71 0,63 — 975,54 — 3,78 971,76 975,54
Na2Oy 131,35 1,57 1,54 — 134,46 — 1,16 133,30 134,46
СО, 93,21 1,12 16,69 — 111,02 — 0,82 110,20 111,02
СаО — — 19,84 19,83 39,67 39,67 — — 39,67
SIO, 2,56 0,03 0,02 — 2,61 2,55 — 0,06 2,61
н2о 7430,66 91,14 13,86 69,17 7604,83 23,80 29,03 7552,00 7604,83
Итого 9660,97 118,18 52,88 89,00 9921,03 90,10 38,61 9792,32 | 9921,03
„ * р а с 4 ет подачи известкового молока. Состав п 23,80. Тогда СаО необходимо подать, кг: 39,67-19,84= 19.83. При содерж □У, 1/ кг Н2О. г дрограната ании СаО кг (табл известков 18) А12О3 ом молоке 24.08: СаО 300 r/л с ним 39,67; Н2О вносится
Таблица 23
Баланс карбонизации алюминатного раствора
Введено, кг Получено, кг
Компонен- ты алюминатный раствор после II стадии обескрем- нивания (см. табл. 22) затравка гидро- окиси алюминия (см. с. 46) содовый раствор, увлеченный за- травкой (см. с. 46) СО2 (см. с. 46) всего затравка гидро- окиси алюминия (см. с. 46) содовый раствор, увлеченный затравкой (см. с. 46) «s g -J * 5 ° к Kt Q.S О ЕС К о. S = с t- S содовый раствор, увлеченный про- дукционной гид- роокисью, на вы- парку и регене- рацию (по раз- ности) потери (см. табл. 13) всего
А12О3. . 1025,00 2050,00 1,72 — 3076,72 2050,00 1,72 997,02 25,64 2,34 3076,72
Na2OK . 971,76 — 2,82 — 974,58 — 2,82 — 42,08 0,50 974,58
Na3Oy . 133,30 — 71,08 204,38 — 71,08 — 1062,48 — 204,38
СО2 . . 110,20 — 50,44 643,82 804,46 — 50,44 — 754,02 — 804,46
Н2О . . 7552,00 1085,29 427,23 — 9064,52 1085,29 427,23 527,83 7024,17 9064,52
SiO2 • • 0,06 — — — 0,06 — — 0,06 — 0,06
Итого . 9792,32 3135,29 553,29 643,82| 14124,72 3135,29 553.29 1524,91 8908,39 2,84 14124,72
л Т з б л и ц a 24
Баланс промывки гидроокиси алюминия
Компоненты Введено, кг Получено, кг
гидроокись алю- миния (см. табл. 23) содовый раствор, увлеченный гид- роокисью* вода на промыв- ку (см. исходные данные) О <и а отмытая гидро- окись промвода, увле- ченная гидро- окисью (см. табл. 13) промвода на вы- парку (по раз- ности) всего
А13О3 . . . 997,02 0,51 — 997,53 997,02 — 0,51 997,53
• • — 0,83 — 0,83 — 0,16 0,67 0,83
Na2Oy . . — 21,04 — 21,04 — 3,84 17,20 21,04
SiO2 . . . 0,00 — — 0,06 0,06 — — 0,06
со2 ... — 14,93 — 14,93 — 2,73 12,20 14,93
н,о. . . . 527,83 139,89 800,00 (принято при расчете) 1467,72 527,83 170,47 769,42 1467,72
Итого . . 1524,91 177,20 800,00 2502,11 1524,91 177,20 800,00 2502,11
« т-т . 1524 91 • 10 4
При ж :т продукционной гидроокиси 10,4% с ией будет увлечено —-----------------— =177,20 кг маточного раствора, в котором со-
89,6
держится X кг AI-O, (см. табл. 22); ,г = ------—------ •25,64 = 0,0198-25,64 = 0,51 кг, 0,0198-42,08=0,33 кг Na-O„ , 0.0193-1062,48=21,04 кг
„ 8908,30 к
21,04-44
Na;Oy, -----~------=14,93 кг СО;; Н«О — по разности.
с карбонизации,
кг (см. табл. 23)
на регенерацию
А12О.з из шлама,
кг (см. табл. 17)
на выпарку, кг
(по разности)
содовый раствор,
увлеченный про-
дукционной гид-
роокисью (см.
табл. 24.)
£15
£
л
Ю
О
блица 25
На карбонизацию необходимо подать СО2, кг:
1062,48-44:62 — 110,20= 754,02 — 110,20 = 643,82,
где 754,02—количество СО2, связанное с Na2Oy в ма-
точном растворе, кг;
110,20—содержание СО2 в алюминатном растворе
в составе Na2CO3, кг.
В алюминатном растворе содержится 1025 кг А12О3.
Тогда при З.О.=2,0 должно быть подано в качестве за-
травки 1025-2=2050 кг А12О3 в виде гидроокиси. С ними
связано х=2050-54: 102=1085,29 кг П2О. Всего масса
затравки составит 2050+1085,29=3135,29 кг. При влаж-
ности затравочной гидроокиси 15% с пей будет увлечено
маточного раствора 3135,29-15 : 85=553,29 кг.
Масса маточного раствора после выпадения гидро-
окиси 9792,32 (см. табл. 21) — 1524,85 (масса гидрооки-
си) =8267,47 кг. В этом растворе содержится:
553 29
Л12О3 . . . ——-— 25,64=0,0669-25,64=1,72 кг
8267,47
Na-jO* . . . 0,0669-42,08=2,82 кг
Na2Oy . . . 0,0669-1062,48=71,08 кг
Н2О. . . . 553,29—(1,72+2,82+71,08+50,44)=427,23 кг
Т а б л п ц а 27
Баланс выпарки
Компо- центы Введено, кг Получено, кг
содовый раствор (см. табл. 26) пром вода гидрооки- си алюми- ния (см. табл. 24) всего оборотный раствор на приго- товление шихты (см. табл. 14) потери (см. табл. 13) всего
А12О3 19,49 0,51 20,00 20,00 20,00
Na2Ov 31,99 808,86 0,67 17,20 32,66 1 826,06 | 857,72 1,00 858,72
СО2 574,03 12,20 586,23 585,41 0,70 586,11
Н2о 5461,09 769,42 6230,51 2367,27 3863,24 6230,51
Итого 6895,46 800,00 7695,46 3830,40* 3864,94 7695,34
* Сравнивая с составом раствора, поступающею па приготовление шихты
в табл. 1!, видим, что неувязка баланса на 0,12 кг СОз, т. е. в пределах точ-
ности расчета.
46
По полученным данным составляем баланс карбони-
зации алюминатного раствора (табл. 23), а балансы про-
мывки гидроокиси алюминия и ее прокалки (кальцина-
ции) сведены в табл. 24 и 25. Распределение содового
раствора и баланс выпарки представлены в табл. 26
и 27.
3. МАТЕРИАЛЬНЫЕ БАЛАНСЫ
ПРОИЗВОДСТВА ГЛИНОЗЕМА ИЗ БОКСИТА
ПО СПОСОБУ БАЙЕР-СПЕКАНИЕ
ПАРАЛЛЕЛЬНЫЙ ВАРИАНТ (РИС. 3)
Исходные данные
I. Химический состав сухого байеровского боксита, с/0:
А12О3 54,0; Fe2O3 24,0; SiO2 4,2; TiO2 2,0; СаО 1,0;
СО2 1,6; прочие 1,2; п.п.п. 12,0 (всего 100,0%). Боксит
дпаспор-бемптовый, влажность боксита 4,0%.
2. Химический состав сухого спскателыюго боксита,
%: А12О3 48,0; Fe2O3 24,0; SiO2 8,0; TiO2 2,6; СаО 2,8;
СО2 2,2; прочие 1,6; п.п.п. 10,80 (всего 100.0%). Влаж-
ность боксита 12,0%.
3. Химический состав сухого известняка, %: СаО 52,3;
СО2 44,5; SiO2 0,5; прочие 2,7 (всего 100,0%). Влаж-
ность известняка 6,0%.
4. Расход извести в байеровской ветви 3% от массы
боксита; известь подастся в виде известкового молока,
содержащего СаО 250 г/л, плотностью 1230 кг/м3.
5. Удельный расход щелочи: в ветви Банера 60,0 кг;
в ветви спекания 90,0 кг.
6. Состав кальцинированной соды, %: Na2CO3 98,5,
Н2О и прочих 1,5.
7. Химический состав оборотного раствора, г/л:
Na2OIC 300,0; Na2Oy 26,00; А12О3 133,00; СО2 18,45; П2О
962,55. Плотность 1440 кг/м3; ак=3,71.
8. Состав алюминатного раствора ветви спекания,
г/л: Na2OIt 148,62; А12О3 160,0; П2О 950,1. Плотность
1300 кг/м3; с4к=1,51.
9. Разбавление пульпы в автоклавах с учетом после-
дующего самопспарепия в сепараторах 1,5%.
10. Ж: т в пижпем продукте сгустителя красного
шлама 3,0, последнего промывателя 2,59, в затравочной
гидроокиси 1,0.
47
Боксит Известь Вова
Известковое макао
----^Мокрыйразмол——-—।
Выщелачивание в автоклавах
Боксит ________
Измельчение
Известняк Свежая сова
Корректирование шихты
Разбавление автоклавной-
пульпы
Сгущение пульпы
Алюминатный
раствор
Контрольная
фильтрация
Красный
Вова шла”
Противоточная
промывка
।—Пыль----1 |
Газы на очистку—Спекание
Очищенные газы Дробление
в атмос/реру спека
Выщелачивание-—
Отделений и промывка^
______шлама t;
Осветленный-
алюминатный
раствор
Отмытый Промвода
шлам
Алюминатный
раствар
В отвал
Обескремнивание
Шлам
промытый
Ватвал
Разложение алюминатного-—
раствора (декомпозиция]
Сгущение пульпы гидроокиси алюминия
[* " ' J Затравка
Гидроокись^
расп1вар алюминия
I I I г-Вода
Отделение
белого шлама у
Белый шлам
Обескремненный | г—Вада
алюминатный рротиооточная
раствор промывка белого
шлама
г-ВыпО)
Оборотный
раствор
Противоточная
промывка
Прамвойа
1а
Промытая
гидроокись
Промытый
белый шлом
[на спекание]
Рыжая сова
Кальцинация
Глинозем
Рис. 3. Технологическая схема производства глинозема по способу Байер-спе-
кание (параллельный вариант)
48
11. Затравочное отношение 2,0, влажность отфильт-
рованной гидроокиси 10%.
12. С моногидратом соды увлекается оборотного рас-
твора 25,0% от массы влажного осадка.
13. Топливо печей спекания и кальцинации — природ-
ный газ. Влажность шихты, поступающей на спекание,
35%.
14. Дозировка компонентов на спекании
^ааО । gg. СаО ;~2 0
Л12О3+Fe2O3 ’ ’ SiO2+TiO2
15. Товарный выход А12О3: в ветви Байера 87,5%, в
ветви спекания 83,0%.
16. Содержание Na2O в жидкой фазе отвального шла-
ма ветви Байера 2,0 г/л.
17. Влажность отвального шлама ветви спекания 35%.
18. Состав глинозема, %: А12О3 99,0; Na2O 3,0;
п. и. п.-(-прочие 7,0.
Расчет соотношения ветвей Байера и спекания
На 1 т глинозема, в которой содержится 990,оЛсг А12О3,
расходуется байеровского боксита 990,0-100: (54Х
Х0,875) =2095,24 кг. Потери А12О3 составляют 2095,24Х
Х0,54—990,0 =1131,43—990,0 =141,43 кг.
Потери А12О3 на дроблении, по данным практики, со-
ставляют 0,2%, что соответствует 141,43-0,2:12,5=
=2,26 кг А12О3 пли 2,26:0,54=4,19 кг сухого боксита,
где 12,5 — общие потери А12О3 в ветви Байера.
Па размол поступает 2095,24—4,19=2091,05 кг бок-
сита, в котором содержится 2091,05-0,016=33,46 кг СО2,
или с учетом поглощения из воздуха 1 кг СО2 34,46 кг.
Это количество СО2 свяжет в Na2Oy 34,46-62:44 =
= 48,56 кг Na2Oit.
Тогда масса моногидрата соды Na2CO3-H2O составит
48,56 + 34,46 + 48,56-18:62 = 48,56 + 34,46+14,10 =
=97,12 кг. С этой содой при влажности 25% увлекает-
ся оборотного раствора (х кг):
л- — 25 х = J97>12 + *) 25.. = 32,37.
100
(97,12+л) —100
При плотности оборотного раствора 1440 кг/м3 его
объем составит 0,0220 м3.
4—523
49
В этом оборотном растворе содержится, кг:
Na2OK...............
Na2Oy...............
Л12О3...............
СО2.................
Н2О (по разности)
0,022-300,00=6,60
0,022-26,00=0,57
0,022-123,00=2,93
0,022-18,45=0,40
21,87
С А12О3 связано NazOIt 2,93-62:102=1,78 кг. Тогда
свободной Na2O будет 6,60+0,57—1,78=5,39 кг.
Таким образом, на спекание будет передано с моно-
гидратом соды Na2OO6m 48,564-5,39 = 53,95 кг.
Всего с учетом потерь Na200om гидрохимической вет-
ви со спекания должно быть передано Ыа2О(1бщ в ветвь
Байера 53,95+60,00=113,95 кг.
На 1 т глинозема расходуется спскателыюго боксита
990-100: (48-0,83) =2484,94 кг.
где 0,83 — товарный выход А12О3 в ветви спекания, ед.;
990 и 48 — содержание А1?О3 в глиноземе и боксите,
кг. При получении в ветви спекания 1 т глинозема нуж-
но ввести в шихту щелочи (Q), кг:
Na2O _________________Q:62____________
Al2O3+Fe2O3 2484,94-0,48:102+ 2494,94-0,24:160
= 1,05. Q= 1003,91.
Для окончательного расчета соотношения ветвей гид-
рохимической и спскателыюй обозначим долю снекатсль-
ной ветви через х; тогда доля гидрохимической ветви
составит 1—х.
... 1003,19 — 90 1 — х
1 огда-----------=-------;
113,95 х
х = 0,11086.
Ветвь спекания составляет 11,086%, ветвь Байера
88,914% (по глинозему).
Тогда из 1 т всего глинозема, содержащей 990 кг, бу-
дет произведено в ветви спекания Л12О3, кг: 990-0,11086=
= 109,75, а 880,25 кг А12О3 — в ветви Байера.
При этом будет переработано боксита (сухого), кг:
в ветви спекания 109,75 : (0,48-0,83) =275,48;
в ветви Байера 880,25: (0,54-0,875) =1862,96.
Расчет потерь А12О3 и Na^O
Потерн А12О3 в ветви Байера составляют 12,5%, или
1862,96-0,54—880,25 = 125,75 кг А12О3, и в ветви спека-
ния 275,48-0,48—109,75=22,48 кг.
50
На выщелачивание поступит боксита (сухого), кг
1862,96 — -5’75'0’4 = 1855,51,
12,5-0,54
где 0,4 — потери А12О3 на дроблении и размоле, %.
Извести (СаО) должно быть подано 1855,51-0,03 =
=55,66 кг.
С этой известью вносится 55,66-980:250=218,21 кг
112О, где 980 и 250 — содержание Н2О и СаО в извест-
ковом молоке соответственно, г/л:
В 1855,51 кг сухого боксита содержится, кг
Л12О3 1855,51-0,540=1001,98
0е2О3 1855,51 -0,240=445,32
SiO2 1855,51 -0,042=77,93
ТЮ2 1855,51-0,020=37,11
СаО 1855,51-0,010=18,55
СО2 1855,51-0,016=29,69
Прочие .... 1855,51-0,012= 22,27
П. п. п 1855,51-0,120=222,66
Итого .... 1855,51
По данным практики, химические потери А12О3 со-
ставляют от величины общих потерь 10,0%. или 100,60 кг.
Химические потери щелочи 37,50 кг Na2O (на 1 т обще-
го глинозема). Подсчитываем состав красного шлама,
кг:
А12о3.................... 100,60
Na2O...................... 37,50
SiO2...................... 77,93
TiO2...................... 37,11
СаО.................. 18,55+55,66=74,21
Fe2O3 ................... 445,32
Прочие........... 22,27
П.п.п..................... 63,34
Итого .................... 858,28
П. и. и. подсчитываем так:
1. Примем, что 10% Fe2O3 гидратировано и находит-
ся в составе Fc(OII)3. Тогда п.п.п. 44,53-54:160 =
= 15,03 кг.
2. В составе Na2O-Al2O3-2SiO2-2HzO п.п.п. 77,93Х
Х36:120=23,38 кг.
3. Принимаем, что 10% А12О3 связано в ЗСаОХ
ХА12О3-6Н2О, в них содержится Н2О 10,06-168:102 =
= 16,57 кг.
4
51
Таблица 28
Потери А1гО3 и Na2O в ветви Байера
Статьи потерь А12Оз Na2O, кг
% от исходного кг
При хранении н дроблении .... 0,20 2,01 —
Прп размоле 0,20 2,01 0,40
С красным шламом:
химические, педовыщелачиваиие 10,00 100,60 .37,50
из-за исдоотмывкп .... 0,40 4,08 4,50
из-за гидролиза ... . . 0,70 7,04 —
Прп декомпозиции . . . . 0,20 2,01 3,5
При выпарке ... 0,15 1,51 3,5
При кальцинации .... . 0,65 6,54 3,95
Итого ... 12,50 125,75 53,35*
* Потери NasO в ветви Байера СО,О кг па I т глинозема (990.0 кг А1гО3).
Тогда потери Na2O из ветви Байера на I т общего глинозема (880,25 кг ЛЬОз)
составят 60,0-880.25 : 990.0 = 53,35 кг.
4. В составе СаО-ТЮ2-Н2О п.п.п. 37,11-18:79,9 =
= 8,36 кг.
Итого п. п. и. 15,03 + 23,38 4-8,36-|-
+ 16,57 = 63,34 кг.
В отвальном шламе, кроме того, содержатся 7,04 кг
А12О3 (0,7%) и 7,04-54:102=3,73 кг Н2О, попадающие
в шлам за счет гидролиза.
Таким образом, масса отвального шлама равна, кг:
858,28+7,04+3,73= 869,05.
При ж : т отвального шлама 2,59 и содержании Na2O
в жидкой фазе отвального шлама 2,0 г/л с ним увлека-
ется 869,05-2,59-0,002=4,50 кг Na2O(,6m (условно при-
мем, что Na2Ot,6n(=Na2OK).
Прп ак = 1,84 в жидкой фазе отвального шлама со-
держится 1,645*-4,50: 1,84=4,03 кг Л12О3, пли 0,4%. По-
тери А12О3 и Na2O на остальных переделах принимаем
по данным практики (табл. 28, 29). Общие потери па 1 т
глинозема в ветви Байера (с учетом переработки алю-
минатного раствора ветви спекания) представлены в
табл. 30.
Молярное отношение Л12О3 к Na2O.
52
Таблица 29
Потери Л12О3 и Na2O в ветви спекания
Статьи потерь AI2O3 Na2O, кг
% от ис- ходного КГ
При хранении, дроблении 0,2 0,26 —
При размоле 0,3 0,26 0,15
При спекании 0,3 0,40 0,25
Прп дроблении снека 0,2 0,26 0,20
При выщелачивании снека:
химические .... .... 14,2 18,79 7,47
недоотмывка 0,80 1,06 0,50
При обескремнивании . 0,10 0,13 0,10
При декомпозиции 0,20 0,26 0,43
Прп выпарке 0,15 0,20 0,43
При кальцинации 0,65 0,86 0,45
Итого .... 17,00 22,48 9,98*
* Всего потери Na2O в ветви спекания, кг: 90,0-109,75 : 990,0=9,98.
Таблица 30
Общие потери на t т глинозема в ветви Байера
(с учетом переработки алюминатного раствора ветви спекания)
Статьи потерь Л12О3, кг Na2O. кг
При храпении и дроблении . . . . . 2,01 —
Прп размоле 2,01 0,40
С красным шламом:
химические 100,60 37,50
из-за недоотмывки . ... 4,03 4,50
из-за гидролиза 7,04 —
При декомпозиции . . . . . 2,27 3.93
Прп кальцинации 7,40 4,40
Прп выпарке 1.71 3,93
Итого 127,07 54,66
53
Автоклавное выщелачивание
В 1855,51 кг боксита, поступающего на выщелачивание,
содержится 29,69 кг СО2. С учетом поглощения СО2 из
воздуха (1,00 кг) 30,69 кг СО2 свяжут Na2OK 30,69X62:
: 44=43,25 кг в NazOy. Тогда масса моногидрата соды
составит 43,25+30,694-12,56=86,50 кг. С этой содой ув-
лекается 86,50-25:75=28,83 кг, пли 0,02 м3 оборотного
раствора, в котором содержится (см. исходные данные),
кг
Na20K................. 0,02-300,0=6,00
Na2Oy................. 0,02-26,00=0,52
СО2 .................. 0,02-18,45=0,37
Л12О3 ............... 0,02-133,00=2,66
Н2О (по разности) . . 19,28
Тогда пз ветви спекания должно быть передано в
ветвь Банера с алюминатным раствором Na2O кг:
43,25 + 53,35 + 6,00 + 0,52 + 0,43 +
+ 0,43 + 0,45= 104,43,
где 43,25— масса Na2O в моногидрате соды, кг;
53,35 —потерн Na2O в ветви Банера на 1 т общего
глинозема, кг;
6,00 и0,52 — соответственно масса Na2OIt и Na2Oy
в оборотном растворе, увлеченном моногид-
ратом соды, кг;
0,43; 0,43 и 0,45 — соответственно потери Na2O на
декомпозиции, выпарке и кальцинации в
ветви спекания, кг.
Передано из ветви спекания в ветвь Байера с алю-
минатным раствором А12О3 кг:
109,75 + 2,66 -|- 0,26 + 0,20 + 0,86 = 113,73,
где 109,75—количество А12О3, получаемого пз спека-
тслыюго боксита, кг;
2,66 — количество А12О3 в оборотном растворе,
увлеченном моногидратом соды, кг;
0,26; 0,20 и 0,86 — соответственно потери А12О3 на де-
композиции, выпарке и кальцинации в вет-
ви спекания, кг.
Объем алюминатного раствора составит при концен-
трации Л12О3 в нем 160 г/л 113,73: 160,0=0,7108 м3.
При плотности раствора 1300 кг/м3 с этим раствором
поступает Н2О, кг: (по разности между массой раствора
54
п содержанием в нем А12О3 и Na2O): 0,7108-1300—
— (113,73+104,43) = 924,06—218,16 = 705,90.
В гидроокиси алюминия, поступающей на кальцина-
цию, содержатся А12О3 990,0+7,40—997,40 кг, где 7,40-
потери А12О3 на кальцинации, кг.
Следовательно, в растворе, поступающем на деком-
позицию, должно содержаться
А12О3( 997,40+2,27): 0,52=1922,44 кг
где 2,27—потери А12О3 на декомпозиции, кг;
0,52— выход А12О3 на декомпозиции, ед.
В маточном растворе после декомпозиции остается
А12О3 1922,44—(997,40+2,27) =922,77 кг.
В оборотном растворе содержится А12О3 922,77—1,71 =
=921,06 кг.
Здесь 2,27 и 1,71 —потери Л12О3 на декомпозиции и вы-
парке.
В оборотном растворе при ак=3,71 содержится
Na2OK, кг: 921,06-3,71-62 : 102=2077,08.
В оборотном растворе содержание Na2Oy составляет
2077.08-26:300 = 180,01 кг, а СО2 180,01-44:62 =
= 127,75 кг (см. исходные данные).
При концентрации Na2OIt в оборотном растворе
300,0 г/л объем его составляет 2077,08:300=6,924 м3, а
масса оборотного раствора 6,924-1440=9970,56 кг, в том
число Н2О кг: 9970,56—(921,06+2077,08+180,01 +
+ 127,75) =6664,66.
Концентрация, г/л:
Л12Од...........
Na2OK . •.......
Na2Oy...........
СО2.............
Н2О (по разности) . .
921,06
6,924
2077,08
6,924
180,01
6,924
127,75
= 133,02
=299,98
=26,00
962.53
На размол в ветвь Байера поступает оборотного ра-
створа 6,924—0,02=6,904 м3, где 0,02 — количество обо-
ротного раствора, увлекаемого моногидратом соды, м3.
55
Таблица 31
Баланс автоклавного выщелачивания
* С учетом потерь 0,40 кг NasO на размоле.
В 6,904 м3, пли 9941,76 кг, оборотного раствора, по-
поступающего на размол, содержится, кг:
Ма2Ок
Na2Oy
СО2 ,
v- KJg
Л12О3
Н2О (по разности)
2077,08—6,0=2071,08
180,01—0,52=179,49
127,75—0,37=127,38
921,06—2,66=918,40
6645,41
Баланс автоклавного выщелачивания представлен в
табл. 31.
Разбавление автоклавной пульпы, сгущение
и промывка красного шлама
Разбавление автоклавной пульны производится 1-й
промводой от противоточной промывки (четырех- или
пятикратной) красного шлама. Принимаем, что в жид-
кой фазе разбавленной пульпы концентрация AI2O3
150 г/л. Тогда концентрации других компонентов будут,
Н2о 1270,0* -(150,0+164,14+18,24+12,95)=924,67
* Плотность раствора всюду подсчитывают по формуле, при-
веденной на с. 32.
Разбавленная пульпа поступает в сгустители, откуда
шлам поступает на промывку, а алюминатный раствор —
на контрольную фильтрацию, после чего раствор посту-
пает на выкручивание. Потери от гидролиза прп сгуще-
нии п промывке составляют 7,04 кг А12О3 и 3,73 кг Н2О.
С красным шламом, поступающим на промывку прп
ж:т=3,0, увлекается алюминатного раствора 858,28Х
Х3=2574,84 кг, пли 2574,84: 1270=2,027 м3, в котором
содержится, кг:
А12Од .
Na2OK
Н26 (по разности)
2,027-150,0=304,11
2,027-164,14=332,71
2,027-18,24=36,97
2,027-12,95=26,25
1874,80
Итого
2574', 84
Такое же количество А12О3 и Na2O за вычетом по-
терь от гидролиза и недоотмывки шлама возвращается
на разбавление автоклавной пульпы с 1-й промводой.
Количество воды в алюминатном растворе определя-
ется из состава этого раствора, где на каждые 150 кг
А12О3 приходится 924,67 кг Н2О, а на 1819,78—(7,04+
4-4,03) —1808,71 кг Л120з приходится 1808,71-924,67:
: 150=11149,73 кг Н2О.
Тогда с 1-й промводой поступает воды 11149,73—
—7282,47=3867,26 кг.
В 1-й промводе содержится, кг:
А12О3............. 304,11—(7,04+4,03)=293,04
Na2OK............. 332,71—4,50=328,21
Na2Oy.......................... 36,97
СО2............................ 26,25
Н2О........................... 3867,26
Итого.............. 4551,73
Баланс разбавления автоклавной пульпы представ-
лен в табл. 32, а баланс сгущения и промывки красного
шлама-—в табл. 33.
Разложение алюминатного раствора (декомпозиция)
Как показывают расчеты, 1808,71 кг А12О3 поступает из
ветви Байера, а 113,73 кг — из ветви спекания, т. е. все-
го 1922,44 кг А12О3.
Из этого количества А12О3 997,40 кг выпадает в оса-
док в виде гидроокиси алюминия, в которой содержится
Н2О 997,40-54: 102=528,03 кг. Итого масса гидроокиси
1525,43 кг.
Тогда в маточном растворе содержится, кг:
А12О3 .................. 1922,44—(997,40+2,27) =922,77
Na2OK....................... 104,43-1-1986,85—3,93=2087,35
Na2Oy.................................. 221,32
СО2.................................... 157,07
Н2О....................... 11149,73+705,90—528,03=11327,60*
Итого......................................... 14716,11
* II 149,73—количество П2О в алюминатном растворе ветви Байера;
705,90 — то же, ветви спекания; 528,03 — количество Н2О в гидроокиси алю-
миния.
На разложение алюминатного раствора подается за-
травочная гидроокись алюминия, которая при затравоч-
ном отношении, равном 2,0, содержит, кг: 1922,44-2=
58
Таблица 32
Баланс разбавления автоклавной пульпы
S
к си •
а: о •
Е S
О (D К
Ч. Q о«• 0 о « о о ЛЯ ЛЯ <£ . —• м О ЛЕЯ . « гого
<2:2:и.оон<->ЬЕ:ск S 59
Таблица 33
Баланс сгущения и промывки красного шлама
всего 2213,42 0.QA7 ПА ) ГО ГО СО -' - Го N ГО 1ГОГОГО-ГОСОГОСОС . Го ГО N N Tf со ГО СО СО ) ГО ’t N СО Ь ГО ГО ГО ГО СМ —< CN »-
алюминат- ный раст- вор на декомпо- зицию (по разности) ос ос IT ОС ) с£ О' о 221,32 157,07 со I СГ
Получено, к вода с [-я ПР°М‘ отвальным во5а на шламом разбавле- <см- С- 52> (СМН1С. 58) 4,03 293,04 4,50 328,21 - 36,97 _ __ — 26,25 СО С\ 1 1 £ ос со О- 1 1 5 О о > г
отвальный красный тилям (с. учетом гидролиза) (см. с. 51, 52) О (N СО - - Г- Г— CD tO СО ГО ГО Ol О h-b- 1 Ю t- t- -сГ 1 СТ t - О со тУ Ь СО Ь ГО ГО
о ф и ГО ГО ГО ГО ГО -' — (М Ь СО Tf О СО СП -' СО (N СО О СО N ОС И Г- Г- СО О1 СО' ГО —‘ Ю ГО N Го ь 03 О1 ГО СО (N ГО CW — СЧ С1 ГО ь-
те ir к г с и промывку шлама 1 1 1 1 1 i 1 — — 4238,50
Введено, кг алюминат- алюминат- ный раст- ный раст- вир и вир па красным декомпо- шламом зицию (см. 1 (см. с. 57) табл. 32) 304,11 1808,71* 332,71 1986,85* 36,97 221,32 26,25 157,07 — — 1874,80 11149,73
«s 7 а: CJ с: шлам (см. табл. 31) О О ГО СО -« —’ Г- ГО ГО' ГО ГО -Н ГО ГО со ОГО 1 ГО 1^’ го yf 1 СТО со О СО N '"О С4 Го
с а с С- с . ф К . и Jc К в ° S 4' о с о о Е о CZZuiwbUUCCE
Итого .... 858,28 2574,84 15323,68 4238,50 22995,30 869,05 2250,84 4551,73 15323,68 22995,30
60
=3844,88 А12О3 и 3844,88-54 : 102=2035,52 Н2О; итого
5880,40 кг гидроокиси алюминия.
С этой затравкой при ж:т=1,0 поступает 5880,40 кг
маточного раствора, в котором содержится, кг:
Л12О3.................... -....Ц—922,77=0,3996-922,77=368,74
14716,11
Na2OK........................... 0,3996-2087,35=834,10
Na2Oy.............................. 3,3996-221,32=88,44
СО2 ............................... 0,3996-157,07=62,77
Н2О (по разности) . . . 4526,35
(декомпозиции) алюминатного
Баланс разложения
раствора представлен в табл. 34.
Сгущение и классификация пульпы гидроокиси
алюминия. Кальцинация гидроокиси
В результате сгущения гидроокиси алюминия в гидросе-
параторах получаем сгущенную пульпу гидроокиси с
ж:т=1,0 и слив — маточный раствор, поступающий иа
выпарку. Часть пульпы гидроокиси (мелкая фракция) по-
ступает в виде затравки в головной декомпозер, а ос-
тальная гидроокись после фильтрации и промывки
(влажностью 10%) поступает па прокалку (кальцина-
цию) .
При влажности продукционной гидроокиси 10,0% с
ней увлекается 1525,43-0,10:0,90=169,49 кг маточного
раствора, в котором содержится, кг:
Л12О3 ............. ........’--1291,51=0,00823-1291,51—10,63
3 20596,31
Na2OK.............. 0,00823-2921,45=24,04
Na2Oy.............. 0,00823-309,76=2,55
СО2 ............................ 0,00823-219,84=1,81
Н2О (по разности) . 130,46
Промывка продукционной гидроокиси алюминия про-
тивоточная. Для расчета состава промводы исходим из
того, что во влаге отфильтрованной и промытой гидро-
окиси алюминия содержится 4,40 кг Па20общ (см. табл.
29) и А12О3 4,40-10,63:26,59*= 1,76 кг. Тогда с промво-
дой уйдет (условно принимаем, что часть гидроокиси с
1,76 кг А12О3 вымывается), кг:
Л12О3............. 10,63
Ча2ОоСщ.......... 26,59—4,40=22,19
24,04+2,55=26,59 (из табл. 34).
61
g} Таблица 34
Баланс разложения (декомпозиции) алюминатного раствора
Компоненты Введено, кг Получено, кг
алюминатный раствор ветви Байера (см. табл. 30) алюминат- ный раст- вор ветви спекания (см. с. 54, 55) затравоч- ная гидро- окись алюминия (см. с. 61) маточный раствор с затравочной гидроокисью (см. с. 61) всего гидро- окись алюминия маточный раствор (по разности) потери (см. табл. 30) всего
ALO3 . • . 1808,71 113,73 3844,88 368,74 6136,06 4842,28* 1291,51 2,27 6136,06
Na2OK . . . 1986,85 104,43 — 834,10 2925,38 — 2921,45 3,93 2925,38
Na2Oy . . . 221,32 — — 88,44 309,76 — 309,76 309,76
СО2 . . . . 157,07 — — 62,77 219,84 — 219,84 219,84
н20. . . . 11149,73 705,90 2035,52 4526,35 18417,50 2563,55 15853,95 18417,50
Итого . . . 15323,68 924,06 5880,40 5880,40 28008,54 7405,83 20596,51 6,20 28008,54
* 3844,88+997,40=4842,23 кг А1:О3 и 4842,28'54 : 102 = 2563,55 кг Н;О.
“Д’"»
Таблица 35
Баланс сгущения и классификации гидроокиси алюминия
Компоненты Введено, кг Получено, кг
гидро- окись алюминия (см. табл. 31) маточный раствор с гидроокисью алюминия (см. табл. 31) всего затравоч- ная гидро- окись алюминия (см. табл. 31) маточный раствор с гидро- окисью алюминия (см. табл. 31) продук- ционная гидро- окись алюминия маточный раствор с продук- ционной гидро- окисью маточный раствор на выпарку ! всего
AI2O3 4842,28 1291,51 6133,79 3844,88 368,74 997,40 10,63 912,14 6133,79
Na2OK «... — 2921,45 2921,45 — 834,10 — 24,04 2063,31 2921,45
№2О7 .... — 309,76 309,76 — 88,44 — 2,55 218,77 309,76
со2 — 219,84 219,84 — 62,77 — 1,81 155,26 219,84
Н2О 2563,55 15853,95 18417,50 2035,52 4526,35 528,03 130,46 11197,14 18417,50
Итого .... 7405,83 20596,51 28002,34 5880,40 5880,40 1525,43 169,49 14546,62 28002,34
os T а б л и ц а 36
Баланс промывки продукционной гидроокиси алюминия
Компоненты Введено, кг Получено, кг
продукцион- ная гидро- окись алюми- ния (см. табл. 35) маточный раствор с продукцион- ной гидро- окисью (см. табл. 35) вода на промывку (см. исходные данные) всего промытая гидроокись алюминия промвода с гидроокисью промвода на выпарку (по разности) всего
А12О3 • • 997,40 10,63 — 1008,03 995,64 1,76 10,63 1008,03
Na2OK . . . — 24,04 — 24,04 — 4,40 19,64 24,04
Na2O7 . . . —• 2,55 — 2,55 — -— 2,55 2,55
СО2 . . . . — 1,81 — 1,81 — — 1,81 1,81
н2о. . . . 528,43 130,46 800,00 1458,49 527,10 163,03 768,36 1458,49
Итого . . . 1525,43 169,49 800,00 2494,92 1522,74 169,19 802,99 2494,92
Таблица 37
и, Баланс прокалки гидроокиси алюминия
Компоненты Введено, кг Получено, кг
промытая гидро- окись (см. табл. 36) промвода с гидроокисью (см. табл. 36) всего глинозем потери (см. табл. 30) всего
А12О3 Н2О П. п. п.4-примеси 995,64 1,76 997,40 990,00 7,40 997,40
— 4,40 4,40 4,00 0,40 4,40
527,10 163,03 690,13 — 684,13 684,13
— — — 6,00 —' 6,00
Итого 1522,74 169,19 1691,93 1000,00 691,93 1691,93
Таблица 3-8
Баланс выпарки и содоотделения
Компоненты Введено, кг Получено, кг
маточный раствор (см. табл. 35) промвода гидрооки- си (см. табл. 35) СО2 нз воздуха всего моногид- рат соды (см. с. 54) оборотный раствор с моногид- ратом соды (см. с. 54) оборот- ный ра- створ на размол (по разности) потери (см. табл. 30) всего
А1.,О3 912,14 10,63 922,77 —. 2,66 918,40 1,71 922,77
Na.OK 2063,31 19,64 —. 2082,95 — 6,00 2073,02 3,93 2082,95
Na.Ov 218,77 2,55 —. 221,32 43,25 0,52 177,55 —• 221,32
со". 155,26 1,81 1,00 158,07 30,69 0,37 127,01 — 158,07
Н2б 11197,14 768,36 — 11965,50 12,56 19,28 6645,41 5288,25 11965,50
Итого . . . 14546,62 802,99 1,00 15350,61 86,50 28,83 9941,76 5293,89 15350,61
Баланс сгущения и классификации гидроокиси алю-
миния представлен в табл. 35, промывки продукционной
гидроокиси алюминия — в табл. 36, а баланс прокалки
гидроокиси — в табл. 37.
Выпарка и отделение соды
После упаривания маточного раствора и промводы от
промывки гидроокиси получаются оборотный раствор,
направляемый па размол боксита ветви Байера, и моно-
гидрат соды, направляемый на спекание. Баланс выпар-
ки и содоотделеппя представлен в табл. 38.
Сравним с составом раствора в табл. 31: неувязка
+0,53 Na2OK—0,37 СО2- 0,53 Na2Oy.
Ветвь спекания
В ветви спекания перерабатывается 275,48 кг сухого
боксита, содержащего 132,23 кг А12О3; потери см. в
табл. 29.
На размол поступает 275,48—0,26:0,48=275,48—
—0,54=274,94 кг сухого боксита пли 312,43 кг влажно-
го боксита, где 0,26 — потери А12О3 прп дроблении, %;
0,48 — содержание А12О3 в боксите, доли ед.
В этом боксите содержится, кг:
А12О3 ............. 274,94-0,48=131,97
1с2О3 .............. 274,94-0,24=65,98
SiO2............ 274,94-0,08=22,00
ТЮ2............. 274,94-0,026=7,15
СаО................. 274,94-0,028=7,70
СО2 ............ 274,94-0,022=6,05
Прочие.......... 274,94-0,016=4,40
П.п.п.............. 274,94-0,108=29,69
Влага........... 37,49
Итого...................... 312,43
На спекание поступает белый шлам от обескремнива-
ния алюминатного раствора в количестве 13,20 кг (из
расчета 100 кг па 1 т глинозема). Исходя из состава
шлама, отвечающего формуле Na2O-AI2O3-2SiO2-2H2O,
в 13,20 кг шлама содержится, кг:
Л12о3.................. 4,21
Na2O.................... 2,56
SiO2................... 4,95
Н2О (п. п. п.) . . . . 1,48
Итого................ 13,20
66
При влажности шлама 25,0% с ним поступает па спе-
кание алюминатного раствора 13,20-0,25:0,75=4,40 кг,
или 0,0338 м3, в котором содержится, кг:
А12О30,54; Na2O0,50; Н203,36 (см. состав алюминатного
раствора).
Расчет количества известняка
SiOg + SiO£mn + TiO^
___________СаО______________2 О'
! (22,00+ 4,95):60+7,15:80 ~ ’
СаО 2,0-0,538 = 1,076 моля, или 60,26 кг.
Так как в боксите содержится 7,70 кг СаО, то свеже-
го СаО необходимо ввести 52,56 кг. Часть СаО (0,93%)
в известняке связана с SiO2, тогда активного СаО со-
держится 51,37%).
Необходимо подать 52,56-100:51,37=102,32 кг сухо-
го известняка пли 103,35 кг влажного, в котором содер-
жится, кг:
СаО.................... 53,51
SiO2.................... 0,51
СО2.................... 45,54
Н2О................. 1,03
Прочие.................. 2,76
Итого
103,35
Расчет количества соды
На спекание поступает Na2O, кг:
В виде моногидрата соды (см. табл. 38) 43,25
С оборотным раствором, увлеченным моно-
гидратом (см. табл. 38)................. 6,52
С белым шламом........................... 2,56
С алюминатным раствором, увлеченным бе-
лым шламом.............................. 0,50
Со «свежей» кальцинированной содой . . 63,33*
Итого.........................................116,16
* Потери НагО в ветви Байера 63,35 кг, в ветви спекания
9,98 кг, т. е. всего 63,33 кг.
* Верхние индексы обозначают: б — боксит, б. шл— белый
шлам.
67
5
Молярное отношение Na2O: (А12Оз+Ре2Оз) в шихте
составляет
__________________116,16:62__________________
(4,21 + 131,97+ 2,66+ 0,54): 102+ 65,91:160
= -1-’8735 = 1,053.
1,7788
Расчет количества воды
На размол поступает 312,43 кг влажного боксита, 13,20
белого шлама, 4,40 алюминатного раствора с ним, 103,35
влажного известняка, 86,50 моногидрата соды (см. табл.
38), 28,83 оборотного раствора с ним (см. табл. 38),
109,92 кальцинированной соды 98,5%-ной и вода. В твер-
дой части этой пульпы содержится, кг: 274,94 боксита;
11,72 белого шлама; 1,04 алюминатного раствора; 102,32
известняка; 108,27 соды; 73,94 моногидрата соды+9,55
оборотного раствора. Всего твердой пульпы 581,78 кг.
Всего жидкого в пульпе 658,63—581,78+х=76,85+х,
где х— количество воды
(76,85 + лг) 100 _ 3g q
л-+ 76,85+ 581,78
(35,0— влажность шихты) ;
х = 236,42 кг.
Следовательно, па размол необходимо подать
236,42 кг воды для получения пульпы влажностью 35%
(обычно вместо воды подают слабую промводу и смы-
вы) .
Балансы подготовки шихты, спекания и дробления
спека, его выщелачивания, а также обескремнивания
алюминатного раствора сведены в табл. 39—42 соответ-
ственно.
Выщелачивание спека
При выщелачивании будет переходить в раствор, кг:
Л12О3 ......... 138,46—18,79=119,67 (см. табл. 29)
Na2O........... 115,56—7,47=108,09 (см. табл. 29)
SiO2...........4,95 (при psl=24,17)
Массу и состав красного шлама в ветви спекания оп-
ределим по такому же принципу, как в ветви Байера.
68
Таблица 39
Баланс подготовки шихты
Получено, кг поступает на спека- ние, кг » ю S2 г-< СО со гч « СО О —< 0 LO N N - N OD N О) 00 <0 04 О О1 г- «+ — — —< со 893,59
” и °С*с;? °? сх5< t: е>.+ ь о к П Л Д К ~ LO0Z « О О) ш К С7 Г? Л ffi ¥ « . X ч о 3 О. - Ч «и Е S ° <и ЙОО о g © и Н Ч га « п О Ь Ь о о - о С Ж < И СО СО Г- —• со Ш 1О —Н о 0] —- О О О 04 —«О Ш о" o' o' o' о о о o' о* 1,46
Введено, кг [ < 1 шнхты, кг со СО о ю -« со со о —« со О> О] Ю -< —< 04 СО» LO —'NCDN О СО <0 04 о 04 *—< СО — _ с-1 895,05 (658,83+ +236,42)
моногидрат соды с обо- ротным ра- створом, кг s (см. табл. 38) 2,66 - 31,06 49,77 - 1 31,84 J 115,33
сода каль- циниро- П *4 ТГТ.Т П ГТ TZ г> ^иппал, гц (см. исход- ные дан- ные) со О СО LQ 1 1 1 1 1 3 2 1 1 о 109,92
_о га ь и © со Л 2 S 5 *<£> к га *? O-S . £§2 7- g.° a5S°K « К Ш о ю ю со I о. I 1 I Я. 1 °о тГ 1 хГ 1 1 । СО 1 17,60
известняк. кг (см. с. 67) •—1 тГ —< Ю ю О СО 1 | *< | СО io" I Т. | °- 1 1 О 1 ю 04 т—' 103,35
боксит, кг (см. с. 66) Ь-QOOtOOlO О СО» о О О О •—< о ••^СО'^Г ' Ю 01 Г'ч rd со * тг о» г- СО С0 04 04 СО 312,43'
Компоненты ••••••.•и. *••••••••« •••••••••• S 5 о о 2 о а «: О о
Таблица 40
Баланс спекания и дробления снека
Компоненты Введено, кг Получено, кг
пульпа (см. табл. 39) всего спек потери (см. табл. 38) всего
А12О3 139,12 139,12 138,46 0,66 139,12
Ре2О3 65,85 65,85 65,52 0,33 65,85
SiO2 27,39 27,39 27,22 0,17 27,39
TiO2 7,14 7,14 7,11 0,03 7,14
СаО 61,13 61,13 60,80 0,33 61,13
со2 127,34 127,34 — 127,34 127,34
Прочие 7,15 7,15 7,12 0,03 7,15
Na2O 116,01 116,01 115,56 0,45 116,01
П. п. п. 1 н2о | 342,46 342,46 — 342,46 342,46
Итого. . 893,59 893,59 421,79 471,80 893,59
Таблица 41
Баланс выщелачивания спека
Компоненты Введено, кг Получено, кг
дробленый спек (см. табл. 40) свежая вода* всего алюминатный раствор (по разности) красный шлам (см, с. 71) вода со шла- мом (см. с.71) всего
А12О3 . . . Na2O . . . Fe2O3 . . . SiO2 .... TiO2 . . . СаО .... Прочие . . П. п. п. Н2О ... 138,46 115,56 65,52 27,22 7,П 60,80 7,12 816,88 138,46 115,56 65,52 27,22 7,11 60,80 7,12 816,88 118,61 107,59 4,95 704,32** 18,79 7,47 65,52 22,27 7,11 60,80 7,12 8,00 1,06 0,50 104,56 138,46 115,56 65,52 27,22 7,11 60,80 7,12 8,00 808,88
Итого. . 421,79 816,88 1238,67 935,47 197,08 106,12 1238,67
* Количество свежей воды определяется по разности, оно равно 704,32+
I Я.00 4-101,56=816,88.
** Количество воды определяется по концентрации раствора (см. с. 71),
|де на 160 кг Л12О3 приходится 950,1 кг Н2О, тогда па 118,01 кг Л12Оз должно
118,61-950.1
приходиться ------------ =701,32 кг Н2О.
70
Таблица 42
Баланс обескремнивания
Компоненты Введено, кг Получено, кг
алюминатный раствор (см. табл. 41) всего алюминатный раствор на разложение (по разности) белый шлам (см. с. 66) алюминатный 1 раствор с бе- лым шламом (см. с. 67) потери (см. табл. 29) всего
А12Оз 118,61 118,61 113,73 4,21 0,54 0,13 118,61
№2О 107,59 107,59 104,43 2,56 0,50 0,10 107,59
SiO2 4,95 4,95 .—- 4,95 .—. — 4,95
н2о 704,32 704,32 699,48 1,48 3,36 .—. 704,32
Итого. . 935,47 935,47 917,64 13,20 4,40 0,23 935,47
Масса красного шлама, кг:
А12О8.................
Fe2O3.................
SiO2............. . .
TiO2..................
СаО...................
Na2O..................
Прочие................
П. п. и...............
18,79
65,52
22,27
7,11
60,80
7,47
7,12
8,00
Итого............197,08
При влажности 35% с красным шламом увлекается
197,08-35:65 = 106,12 кг отвальной воды, в которой со-
держится 1,06 кг А12О3 и 0,50 кг Na2O (см. табл. 29).
Полученный состав алюминатного раствора содержит
А12О3 и Na2O, как указано в табл. 34); это значит, что
расчет верен. Для простоты в балансе обескремнивания
не учитывали затравку белого шлама, так как ровно
столько, сколько ее поступает в процесс, столько же и
выделяется.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНЫЙ ВАРИАНТ (РИС. 4)
Исходные данные
1. Химический состав сухого боксита, %: А12О345,6;
Fe2O315,8; SiO2ll,8; CaOl.l; СО20,5; прочие 1,4: п.п.п.
23,8. Влажность боксита 6,0% (боксит сушат на руд-
нике).
71
Боксит
Дробление
Мокрый размол^—
Сырая пульпа
Выщелачивание в мешал как
Разбавление-----
Выдержка в мешалках
Сгущение пульпы
Алюминатный раствор Красный
Контрольная
фильтрация
шлам Вода
Dl. <
-Противоточная
промывка
Осветленный
алюминатный
раствор
^Затравка
Шлам
Декомпозиция
Сгущение
гидроокиси алюминия
'‘-Гидроокись
| Вода
Промывка* |
гидроокиси
I Промвода
Промытая
гидроокись
Кальцинация
Глинозем
-----1 Промывная
| вода
Промытый
шлам
Фильтрация
шлцма
I—| ~Шлам
Промвода I
Маточный
раствор
Выпарка
Оборотный
раствор
Сода
L
1ом—i Свежая Известняк
ротна\^а / Очищенные
। Приготовление газы в
-----— шихты атмосферу
Спекание Очистка газов
Дробление спека
Выщелачивание
Шлам Алюминатный раствор
ВодИ1°-т^ка
Шлам
Промвода
Обескремнивание
в автоклавах
к Г~ I
шлам I
'вал I Алюминатный
—' раствор
Противоточная
промывка
Отмытый Промвода
шлам I
Рис. 4. Технологическая схема производства глинозема по способу Байер-спе-
кание (последовательный вариант) с возвратом пыли на спекание
72
2. Химический состав сухого известняка, %: СаО54,0;
СО242,4; SiO2l,5; прочие 2,1. Влажность известняка
6,0%.
3. Химический состав кальцинированной соды, %:
Na2CO398,5; влага 0,5; прочие 1,0.
4. Удельный расход кальцинированной соды на 1 т
глинозема 107,6 кг 98,5%-ной (62,0 кг Na2O) пли 106,0кг
100%-ной.
5. Состав алюминатного раствора байеровской ветви,
г/л: А12О3122,5; Na20o6u(140,0; №20к126,6; СО29,5;
Н2О978,0. Плотность 1250 кг/м3, а„=1,7.
6. Состав алюминатного раствора спекателыюй ветви
(до обескремнивания), г/л: А12О3135,0; Na2OK123,15;
SiO20,43; Н2О991,42. Плотность 1250 кг/м3, ак=1,50.
7. Состав оборотного раствора, г/л: А12О|з127,0;
Na2Oo6i,i 310,0; Na2OK285,65; Na2Oy24,3; СО2 17,25;
Н2О975,8. Плотность 1430 кг/м3, ак=3,7.
8. Разбавление пульпы при выщелачивании ~5%.
9. Разбавление алюминатного раствора при обескрем-
нивании -~1,5%.
10. Ж:т:
в нижнем продукте сгустителя . . . 3,0
в нижнем продукте последнего про-
мывателя ... .............2,5
в сгущенной гидроокиси............... 1,0
11. Затравочное отношение 2,0.
12. Влажность отфильтрованной гидроокиси алюми-
ния 12,0%, влажность отфильтрованной затравки 25,0%.
13. С моногидратом соды увлекается оборотный рас-
твор в количестве 25,0% от массы влажного осадка.
14. Топливо для печей спекания и кальцинации —
природный газ.
15. Влажность шихты, поступающей на спекание,
35%.
16. Влажность белого шлама 35,0%, состав его отве-
чает формуле Na2O- Al2O3-2SiO2-H2O.
17. Дозировка компонентов на спекании: Na2O:
: (А12О3 |-Fe2O3)«0,80; СаО: SiO2=2,0.
18. Товарный выход А12О3 в ветви Банера 72,4%.
19. Потери, % от содержания в исходном боксите: хи-
мические потерн и потери из-за педонзвлечепия 22,8, из-
за гидролиза в промывной системе 0,9, из-за недоотмыв-
ки шлама 0,7, на остальных переделах 3,2%.
73
20. Выход А12О3 в обескремненный раствор в ветви
спекания 82,9% (от содержания А12О3 в шламе).
21. В товарном глиноземе содержится, %: А12О398,5;
Na2O0,3; п. п. и.4-прочие 1,2.
21. Влажность отвального серого шлама 35,0%.
22. Обескремнивание алюминатного раствора прово-
дится в присутствии затравки — белого шлама (все циф-
ры взяты из практических данных работы заводов п тех-
нических проектов).
Ветвь Байера
Потерн А12О3 со шламом в ветви Байера (с учетом не-
доотмывки и гидролиза) составляют 24,4%. Этот шлам
поступает на спекание, где пз пего дополнительно извле-
каются глинозем и щелочь.
При выходе А12О3 в обескремненный раствор 82,9%
в ветви спекания будет дополнительно извлечено 24,4Х
Х82,9: 100^20,23%.
Таким образом, общий товарный выход А12О3 соста-
вит, %: 72,4+20,23=92,63.
Тогда для получения 1 т глинозема необходимо по-
дать в процесс 985: (0,456-0,9263) =2332,04 кг боксита,
в котором содержится 1063,40 кг глинозема (А12О3).
Здесь 985,0 — содержание А12О3 в 1 т глинозема, кг.
Потери А12О3 составят 1063,40—985,00=78,40 кг
А12О3.
На основании полученных результатов составим таб-
лицы потерь (табл. 43 и 44).
Так как потери А12О3 прп дроблении составляют
3,19 кг, то па размол поступает 1063,4—3,19 = 1060,21 кг
Л12О3 в составе 2326,3 кг сухого боксита. На размол по-
ступает также оборотный раствор следующего состава,
г/л (см. исходные данные): AI2O3127,0; Na2O,t285,65;
Na2Oy24,30; СО217,25; Н2О975,8. Плотность 1430 кг/м3,
<Xj(=3,7.
Количество необходимого оборотного раствора (К,
м3) рассчитывается по формуле
у 0,608аа а0 (а — 0,85s) + 0,517so;0
п (а0 — аа)
где аа и <хо— каустическое отношение алюминатного и
оборотного растворов соответственно;
74
Таблица 43
Потери А12О3 и Na2O в ветви Байера
Статьи потерь Д12оэ Ыа2О, К1'
% от со- держания в боксите КГ
При дроблении 0,30 3,19 —
Прп мокром размоле 0,60 6,38 5,00
С красным шламом: химические и вследствие недонз- влечения 22,80 242,46 141,00
вследствие гидролиза (разложе- ния) 0,90 9,57 —
из-за иедоотмывки 0,70 7,45 7,70
Механические при выщелачивании, сгущении и промывке 0,40 4,25 4,30
При декомпозиции 0,60 6,38 4,80
При выпарке 0,40 4,25 5,00
При кальцинации 0,90 9,57 4,00
Всего , 27,60 293,50 171,80
Таблица 44
Потери А12О3 и Na2O в ветви спекания
Статьи потерь А1203 Na2O, кг
% от со- держания в исход- ном шламе КГ
При размоле 0,40 1,04 1,10
При спекании 0,80 2,07 2,10
При дроблении спека Прп выщелачивании: 0,50 1,30 1,30
химические (недовыщелачпва-
ние, гидролиз и вторичные реак- ции) 14,50 37,63 32,10
механические 0,40 1,04 1,00
из-за иедоотмывки 0,30 0,78 0,80
При обескремнивании 0,20 0,52 0,50
Всего 17,10 44,38* 38,90
* 17,1% [100—82,9 (выход в раствор на спекании)] от содержания Л12Оз в
шламе ветви Байера (242,40+3,57+7,45).
75
а и s — содержание AkO3 и SiO2 в боксите, посту-
пающем на мокрый размол, кг;
п — содержание Na2Olt в оборотном растворе,
кг/м3.
0,608-1,7 3,7 (1060,21—0,85-274,35)+о,517-274,35-3,7
285,65(3,7 — 1,7)
571
В этом количестве оборотного раствора содержится, кг:
Л12О,.............. 6,46-127,00= 820,42
Na2O„............. 6,46-285,65=1845,30
Na2Ov.............. 6,46-24,30=156,98
СО2................ 6,46-17,25=111,40
Н2О............... 6,46-975,80=6304,96
Итого......................... 9239,06
Полученные данные сводим в табл. 45.
После выщелачивания боксита весь глинозем бокси-
та за вычетом связанного с SiO2 в виде гидроалюмоси-
Таблица 45
Баланс размола
Компоненты Введено, кг Получено, кг
боксит [влаж- ный оборот- ный раствор всего сырая пульпа (по раз- ности) потери (см. табл.43) всего
А12О3 . . . 1060,21 820,42 1880,63 1874,25 6,38 1880,63
Fe2O3 . . . 367,35 367,63 365,15 2,20 367,35
SiO2 .... 274,35 274,35 272,85 1,50 274,35
СаО . . . 25,58 — 25,58 25,48 0,10 25,58
СО2 . . . . 11,63 111,40 123,03 123,03 ——— 123,03
Прочие . . 32,55 — 32,55 32,55 —. 32,55
Ма2Ок . . . .—. 1845,30 1845,30 1840,30 5,00 1845,30
Па2О' . . . — 156,98 156,98 156,98 — 156,98
П.п.п. . . 553,35 7006. : •— 7006,71
Н2О . . . 148,40 6304,96 } 7001,16 5,55)
Итого. . 2473,42 9239,06 11712,48 11691,75 20,73 11712,48
76
ликата натрия и частично недовыщелочеппого переходит
в раствор, а все примеси остаются в шламе.
В красном шламе содержится, кг:
А12О3 .............. 242,46
№2О.................141,00
Fe2O3 ............. 365,15
SiO2 .............. 272,85
СаО..................25,48
Прочие...............32,55
П. п. п........... 94,18
Итого............1173,67
П.п.п. рассчитываем так: общее количество п.п.п.
складывается в основном из двух статен: образования
гидроалюмоенлнката натрия (ГАСН) Na2O-Al2O3X
X2SiO2-2112O п частично за счет нахождения Fe2O3 в со-
ставе Fc(OII)3. Принимаем, что весь кремнезем находит-
ся в составе ГАСН, тогда п.п.п. в нем составит 272,85Х
Х2-18: 120—81,86 кг. Принимаем, что 10% от всей оки-
си железа в шламе находится в форме Fe(OH)3. Тогда
количество и. и. п. за счет этой статьи составит
365,15 — 0,10 = 12,32 кг.
160
Общее количество п.п.п. составит 81,86-f-12,32=
= 94,18 кг.
При ж:т в сгустителе 3,0 с 1173,67 кг красного шла-
ма будет увлекаться 3521,01 кг алюминатного раствора,
в котором содержится, кг:
Л12О3 ..................... 3521,01-122,5:1250=
=2,8168-122,5 = 345,08
Na2OK...................... 2,8168-126,61=356,66
Иа2Оу...................... 2,8168-13,39=37,72
СО2 ....................... 2,8168-9,50=26,76
Н20 ....................... 2,8168-978,00=2754,79
Это количество А12О3 и Na2O за вычетом потерь
вследствие разложения и нсдоотмывкп шлама будет
возвращено па разбавление автоклавной пульпы с 1-й
промводой от противоточной промывки красного шлама.
В 1-й промводе содержится, кг:
А12О3 ................... 345,08—9,57—7,45=328.06
Na2OK.................. 356,66—7,70=348,96
Na2Oy....................37,72
СО2......................26,76
77
Количество Ы2О в 1-й промводе рассчитывается так.
В алюминатном растворе содержится 1627,54—9,57—
—7,45=1610,52 кг А12О3.
На это количество А12О3 приходится Н2О, кг:
1610,52-978: 122,5 = 12857,86.
Тогда с 1-й промводой вносится воды (см. табл. 47),
кг: 12857,86—7070,16-|-2754,798542,49 (определяется
как разность между содержанием воды в алюминатном
растворе и содержанием воды в алюминатном растворе,
увлеченном красным шламом, и в жидкой фазе авто-
клавной пульпы).
Баланс выщелачивания представлен в табл. 46, а ба-
ланс сгущения — в табл. 47.
Т а блица 46
Баланс выщелачивания
Компоненты Введено, кг Получено, кг
сырая пульна (см. табл. 45) конден- сат (см. с. 73) всего красный шлам жидкая фаза пуль- пы (по разности) потери (см. табл. 43)
Л12о:! . . . 1874.25 1874,25 242,46 1627,54 4,25
Na2OK . . . 1840,30 —. 1840,30 141,00 1678,62 4,30
N;i2Oy . . . 156,98 156,98 — 173,36
l'e2O3 . . . 365,15 — 365,15 365,15 .—.
SiO2 . . . 272,85 — 272,85 272,85 .—.
CaO . . . 25,48 25,48 25,48 ——
C.o2 .... 123,08 .—. 123,08 — 123,08
1 lpo>uie . . II . и. и. . . 32,55 •— 32,55 32,55 94,18 —
ll2O. . . . 7001,16 175,38 7176,54 — 7070,16 12,20
Итого. . 11691,75 / 175,38 11867,13 1173,67 10672,71 20,75
Нствь спекания
На спекание поступает красный шлам пз ветви Байера,
состав которого дан в табл. 48. С ним увлекается отваль-
ная вода, состав которой также приведен в табл. 48.
На спекание поступает оборотная («рыжая») сода,
выделяющаяся при упаривании маточного раствора.
В составе «рыжей» соды будет выделено СО2, кг:
11,63 -|- 1,00== 12,63,
/в
Таблица 47
Баланс сгущения
79
Баланс промывки красного шлама
6 к 1*я промвода на разоавле- ние (см. табл. всего 47) 328,06 587,54 348,96 497,66 37,72 37,72 26,76 26,76 — 365.15 — 272,85 — 25,48 — 32,55 gg 25 8542,49 11498*11 9283,99 13443,07 жидкости, в которой содер- промводе и красным шламом
Введено, кг 1 Получе алюминатный пплмпллз красный раствор с вода на красный ‘ шлам (см. красным шла- пр05ывку шлам на красным табл. 47) мом (см. табл. спекание шламом™2 242,46 345,08 587,54 252,03*1 7,45 141,00 356,66 497,66 141,00 7,70 — 37,72 37,72 — — 26,76 26,76 — 365,15 — 365,15 365.15 272,85 — 272,85 272,85 25,48 — 25,48 25,48 32,55 — 32,55 32,55 94,18 — 94,18 99,25*1 — 9.7.64 70 8748.39*3 11603 18 _ 90.66 69 1173,67 3521,01 8748,39 13443,07 1188,31 2970,77 терь вследствие разложения. лама нз последнего промывателя 2,5 со шламом увлекается 1188,31-2,5=2970,77 кг з н 7,70 кг Na:O (см. табл. 43). ,i на промывку подается, кг: 99,25 + 2955,62 + 8542,49—(94,18 + 2754,79) = 8748,39, между количеством воды в отмытом шламе (п.п.п. и увлекаемой промводе), 1-й :иза, т. е. непромытом) и промводе, увлекаемой им.
Компоненты . . . . - о • . сэ 9,91 a''Qdo о к о —’а га О ш — га О' • Итого ... *’ С учетом по1 *2 При ж : т ш жится 7,45 кг AUO *3 Свежей водь т. е. по разности (без учета гидрол
где 11,63—количество СО2, поступающее с бокси-
том, кг;
1,00—количество СО2, поглощаемое из воздуха,
кг.
Это количество СО2 свяжет 17,80 кг Na2OK в моно-
гидрат соды. Тогда масса моногидрата соды составит
35,60 кг, в том числе 5,17 кг Н2О. С этим количеством
«рыжей» соды увлекается 11,87 кг, пли 0,0083 м3 оборот-
ного раствора (25,0% от массы влажного моногидрата),
в котором содержится, кг:
Na2OK2,37; Na20y0,20; А12О31,05; СО20,14; Н2О8,11.
На спекание поступает также белый шлам от обес-
кремнивания алюминатного раствора спекательной вет-
ви. Количество его рассчитывается так:
при выщелачивании спека в раствор перейдет А12О3,
кг:
252,03 + 7,45 + 7,00 — 1,04 — 2,07 — 1,30 —
— 37,63 — 1,04 — 0,78 = 222,62,
где 7,00 —это 2,7% оборота А12О3 с «рыжей» содой и
белым шламом;
252,03+ 7,45 — содержание А12О3 в красном шламе,
поступающем на спекание; остальное — по-
тери А12О3 на переделах спекания;
при кремневом модуле алюминатного раствора, равном
31,8, в растворе будет содержаться SiO2, кг: 222,62:
:31,8=7,00.
Для простоты расчета принимаем, что весь кремнезем
при обескремнивании раствора выделяется в осадок в
виде ГАСН состава Na2O- Al2O3-2SiO2-2H2O (на практи-
ке кремневый модуль раствора после автоклавного обес-
кремнивания достигает 350—400 ед.). Тогда в белом шла-
ме, поступающем па спекание, содержится, кг:
7-102
23 120
7-62
Na2°..........-ЪГ=3’62
SiO2.........7,00
7-36
Н2О............. -=2,10
2 120
Итого............ 18,67
6—523
81
В отфильтрованном и промытом белом шламе при
влажности его 35% содержится промводы 18,67-35 : 65=
10,05 кг, в которой содержится 0,13 кг Д120з, 0,13 кг
Na2O и 9,79 кг Н2О.
На спекание поступают 62,0 кг Na2O в виде свежей
кальцинированной соды и известняк, количество которо-
го рассчитывается следующим образом.
В шихте, поступающей на спекание, содержится SiO2,
кг:
272,85 + 7,00 = 279,85.
в красном в белом
шламе шламе
При молярном отношении в шихте СаО : SiO2=2,0 на
связывание 279,85 кг SiO2 в 2CaO-SiO2 потребуется
СаО 2,0-279,85 : 60=9,328 моля, или 522,39 кг, в том чис-
ле 25,48 кг с красным шламом, а 522,39—25,48=496,91 кг
в составе известняка. Следовательно, сухого известняка
должно быть подано, кг:
496,91: (0,540 — 0,028) = 970,53,
где 0,540 — содержание СаО в 1 кг известняка, кг;
0,028 — количество СаО, связываемое с SiO2 из-
вестняка в 2CaO-SiO2 кг па 1 кг известня-
ка (состав известняка приведен в исход-
ных данных):
.970,53-0,424=411,50 кг СО2 970,53-0,015=14,56 кг
SiO2;
970,53-0,021=20,38 кг прочих;
524,09 кг СаО и 9,70 кг Н2О.
Масса твердого в шихте составляет, кг:
1089,06 + 15,16 + 30,43 + 3,76 + 16,57 + 0,26 +
I- 106,0+ 970,53 = 2231,76,
где 1089,06— масса твердого в красном шламе;
15,16 — масса твердого в промводе, увлекаемой
красным шламом;
30,43 — масса твердого в моногидрате соды («ры-
жей») ;
3,76 — масса твердого в оборотном растворе,
увлекаемом «рыжей» содой;
16,57 — масса твердого в белом шламе;
0,26 — масса твердого в алюминатном растворе,
увлекаемом белым шламом;
В2
106,0 — масса твердого в вводимой кальциниро-
ванной соде;
970 ,53 — масса сухого известняка.
Масса влаги в шихте, поступающей на спекание, со-
ставляет, кг:
99,25 + 2955,62 + 5,17 + 8,11 + 2,10 +
+ 9,79 + 1,60 + 9,70 = 3091,34.
При влажности шихты 35% масса жидкости (х)
должна составлять
-----------100 = 35.
х + 2231,76
х= 1201,72, т. е. красный шлам,, поступающий с вет-
ви Байера, должен быть отфильтрован и содержать Н2О,
кг:
2955,62 — (3091,34 — 1201,72) = 1066,00,
т. е. (см. табл. 48) в промывную систему в ветви Байера
будет поступать па 2955,62—1066,00=1889,62 кг Н2О
меньше. Свежен воды на промывку красного шлама бу-
дет подаваться, кг: 8748,39—1889,62=6858,77.
Баланс приготовления шихты представлен в табл. 49,
а баланс спекания и дробления спека — в табл. 50.
Выщелачивание спека осуществляется горячен водой
или слабым содо-щелочным раствором (в зависимости от
содержания в снеке Fe2O3) в перколяционном выщелачи-
вателе, где одновременно происходит и отмывка отваль-
ного красного шлама. Алюминатный раствор должен
иметь ак= 1,45=1,55. При выщелачивании спека в рас-
твор переходят алюминат натрия и небольшая часть
кремнезема (psi =25=35), все примеси остаются в
шламе.
В шламе содержится (см. табл. 44), кг:
А12О3...........................
Na2O............................
Fe2O3...........................
SiO3.........................
СаО.............................
Прочие..........................
П. п. п.........................
37,63
32,10
358,45
282,55
539,97
52,17
142,00
Итого.............................. 1444,87
6'
83
“Таблица 49
Баланс приготовления шихты
Введено, КГ — Получено, КГ
Компоненты красный шлам (см. табл. 48) промвода, увле- каемая красным шламом (см. табл. 48) «рыжая» сода (см. с. 78,81) ииири 1 ныи раст- вор, увлекаемый «рыжей» содой (см. с. 81) белый шлам (см. с. 81) промвода, увле- каемая белым шламом (см. с. 82)I свежая сода (см. с. исходные данные) известняк влаж- ный (см. С. 82) всего пульпа (по раз- ности) потери (см. табл. 44) О О
А12О3 . , , Na2OK . . . Na2Oy . . . СО2 .... Fe2O3 . . . SiO2. . . . СаО ... Прочие . . П. п. п. . . Н2О ... 252,03 141,00 365,15 272,85 25,48 32,55 99,25 7,45 7,70 1066,00* 17,80 12,63 5,17 1,05 2,37 0,20 0,14 8,11 5,95 3,62 7,00 2,10 0,13 0,13 9,79 62,00 44,00 1,60 (вме- сте с про- чими) 411,50 14,56 524,09 20,38 9,70 266,61 154,82 80,00 468,27 365,15 294,41 549,57 52,93 99,25 1102,47 265,57 233,72 468,27 363,75 293,21 547,47 52,72 1191,72 1,04 1,10 1,40 1,20 2,10 0,21 - 1 10,00 J 266,61 234,82 468,27 365,15 294,41 549,57 52,93 1201,72
Итого. . 1188,31 1081,15 1 35,60 11,87 18,67 10,05 107,60 980,23 3433,48 3416,43 17,05 3433,48
* 2955,62—1889,62=1066,00 (см. с. 83).
03 U1 Итого... П. и. п Н20 3 о « z 53 аэ к. ° -° Ь “о > > 3 X о- 2 О I .J Таблица 51 Баланс выщелачивания спека
1732,66 262,20 230,32 358,45 289.55 539.97 52,17 дробленый спек (см. табл. 50) Введено, кг 1
2554,28 2554,28 1111! 1 вода на выще- лачивание
4286,94 230,32 358,45 289,55 539,97 52,17 2554,28 1 262,20 всего
со 37.63 32.10 358,45 282,55 539,97 52,17 142,00 отвальный шлам (см. с. 83) Получено, кг
778,00 776,42 0,78 0,80 отвальная пром- вода, увлекаемая шламом (см. с.87)
2,04 00*1 Ю* 1 потери (механиче- ские) (см. табл. 44)
2062,03 222,75 196,42 7,00 1635,86 алюминатный ра- створ на обес- кремнивание (по рази ости)
4286,94 262,20 230,32 358,45 289,55 539.97 52,17 142.00 2412,28 всего
gТаблица 52 Баланс обескремнивания । Получено, кг олаэц co о О co Г- CO О b- О —< 'Ф co CO О — co CO CO CD 2130,37
(ихэонееЦ ои) оштшеошчояэН вн doa -load инпхвпинонгв 214,26 190,45 1649,96 2054,67
(tfirpcx из) Hdaxou 0,52 0,50 1,02
(Линии -оdu вн) woHBirm hhit -ар униэвма1гаЛ ‘doa -xafed унпхвниионгв O1 ю о о co | оэ CO —’ ' 18,67
**(AnaBdx -ЕЕ Ell) КОИВ1Г1П WHIT -ар уннавиэ1геЛ ‘doa -xasd цннхвпинонгв СЧ UO О 4 00 1 «1 18,67
»»(эинвиаиэ н Лианн -odu ей) wEirm niqirap 5,95 3,62 7,00 2,10 18,67
♦♦’♦(Aneadx -be вн) НВ1ГШ HHirap 5,95** 3,62 7,00 2,10 18,67*
Введено, кг ojaaa 230,72 201,89 14,00 1683,76 2130,37
XEOiiatfiiOM 31,00 31,00
ИОНЕ If Ш унннапа!гаЛ ‘doa -XOBd ИННХЕНИИОПГЕ CO to о о oo j co CO —< ’ф 18,67
(18 -3 ИЭ) (EM -HBdxBs) Huirrn HHirap m co о о о CD О —’ m co г- co 18,67*
(IS irpsx ’из) doaxoad уннхвнниопгв to CO O co о GO CO CD b- LQ CO CD CQ CO CD 2062,03
Компоненты C ° O ° CJ kJ Cl < ё; w H Итого . .
гз
я
В раствор переходит А12О3, кг: 262,20—(37,63-J-1,04-|-
4-0,78) =222,75 (см. табл. 44) и SiO2 7,0 кг. В шламе
остается SiO2 282,56 кг.
При влажности отвального шлама 35% с ним увле-
кается (1444,87:0,65)0,35=778,00 кг жидкости, в том
числе 0,78 кг А12О3 и 0,80 кг Na2O из-за недоотмывкн и
776,42 кг Н2О.
При концентрации алюминатного раствора 135,0 г/л
А12О3 и плотности его 1250 кг/м3 в алюминатном раство-
ре на 222,75 кг А12О3 приходится Н2О 222,75-991,43 :
: 135,0=1635,86 кг.
Тогда на промывку шлама (и выщелачивание спека)
необходимо подать воды, кг:
142,00 + (778,00 — 0,78 — 0,80) + 1635,86 = 2554,28,
где 142,00— п.п.п. в отвальном шламе, кг;
778,00—0,78—0,80 — содержание Н2О в промводе,
увлекаемой отвальным шламом;
1635,86 — содержание Н2О в алюминатном раство-
ре, кг.
Баланс выщелачивания спека представлен в табл. 51,
баланс обескремнивания — в табл. 52, а баланс фильтра-
ции и промывки белого шлама, поступающего на спека-
ние, — в табл. 53.
Таблица 53
Баланс фильтрации и промывки белого шлама, поступающего
на спекание
Компоненты Введено, кг Получено, кг
белый шлам (см. табл. 52) алюминатный раст- вор, увлеченный белым шламом 1 (см. табл. 52) вода всего белый шлам (отмы- тый) промвода, увлечен- ная белым шламом (см. табл. 49) ' промвода на смеше- ние с алюминатным раствором (по раз- ности) всего
А12о., . . . Na2O . . . SiO2 . . . н2о ... 5,95 3,62 7,00 2,10 2,02 1,85 14,80 18,67 7,97 5,47 7,00 35,57 5,95 3,62 7,00 2,10 0,13 0,13 9,79 1,89 1,72 23,68 7,97 5,47 7,00 35,57
Итого . . 18.G7 18,67 18,67 56,01 18,67 10,05 27,29 56,01
87
Таблица 54
Баланс декомпозиции
Введено, кг
Компоненты алюминатный раст- вор ветви Байера (см. табл. 48) алюминатный раст- ; вор ветви спекания । (см. табл. 52) затравка гидроокн- | си алюминия (см. с. 90) матолиый раствор с затравкой (см. с. 90) промвода ветви спе- кания (см. табл. 53) С <ъ £Г
А12О3 . . . Na2OH . . . Na2Oy . . , СО2 . . . . Н2О. . . . 1610,52 1670,92 173,36 123,03 12857,86 214,26 190,45 1649,96 3653,34 1934,12 90,52 203,38 19,00 13,41 1536,18 1,89 1,72 23,68 5570,53 2066,47 192,36 136,44 18001,80
Итого. . 16435,69 2054,67 5587,46 1862,49 27,29 25967,60
Таблица 55
Баланс фильтрации и промывки продукционной гидроокиси алюминия
Введено, кг
Компоненты продукцией- пая гидро- окись алю- миния (см. табл. 54) маточный раствор с продукционной гидроокисью (см. табл. 54) вода всего
А12О3 Na2OK . . . - Na2Oy .... СО2 Н2О 994,57 526,54 73,92 166,10 15,52 10,95 1254,62 800,00 1068,49 166,10 15,52 10,95 2581,16
Итого .... 1521,11 1521,11 800,00 3842,22
Прп перемешивании и охлаждении алюминатного рас-
твора с затравкой гидроокиси алюминия происходит раз-
ложение, сопровождающееся выпадением гидроокиси
алюминия в осадок. Выпавшую гидроокись отделяют от
маточного раствора, промывают и прокаливают при тем-
пературе 1100—1200° С, получая глинозем. Маточный
раствор направляют на упаривание и выделение соды.
88
Получено, кг
продукционная гид- роокись алюминия (см. с. 89) маточный раствор с продукционной гидроокисью алю- миния (см. с. 91) затравочная гидро- окись алюминия (см. с. 90) маточный раствор с затравкой (см. с. 90) маточный раствор на выпарку (по раз- ности) потерн (см. табл. 44) всего
994,57 526,54г 73,92 166,10 15,52 10,95 1254,62 3653,34 1934,12 90,52 203,38 19,00 13,41 1536,18 751,80. 1692,19 157,84 112,08 12750,34 6,38 4,80 5570,53 2066,47 192,36 136,44 18001,80
1521,11 1521,11 5587,46 1862,49 15464,25 11,18 25967,60
Получено, кг
продукционная отмытыя гидро- окись алюминия промвода, увлечен- ная гидоокнсью (12 %) (с. 91) промвода на на выпарку (по разности) * всего
992,95 525,68 1,62 4,00 201,80 73,92 162,10 15,52 10,95 1853,68 1068,49 166,10 15,52 10,95 2581,16 Я
1518,63 207,42 2116,17 3842,22
Для получения 1 т глинозема, содержащего 98,5%
Л12О3, на кальцинацию должно поступать А120з 985+
+9,57*=994,57 кг. С этим количеством А120з в составе
гидроокиси алюминия связано кристаллизационной воды
994,57 • 3 • 18 : 102=526,54 кг. Итого 1521,11.
* Потери при кальцинации (см. табл. 43).
.89
В маточном растворе остается, кг:
(СМ. табл. 47) (см- Ta6jl- 53~54)
Л12О3 ... 1610,52 + 214,26+ 1,89 —
— 994,57 — 6,38 = 825,72
Н2О ..... 12857,86 + 1649,96 + 23,68 —
—-526,54= 14004,96 (по аналогии с Л12О3)
Вся щелочь за вычетом потерь на декомпозиции и
кальцинации (с учетом Na2O в готовой продукции) оста-
ется в маточном растворе, кг:
NaaO„ .... 1670,92 + 190,45+ 1,72 —
— 4,80 — 4,00= 1854,29 (по аналогии с А12О3)
Na2Oy ... 173,36
СО2 .... 123,03
Состав маточного раствора:
кг %
Na2OK .................... 1854,29 10,92
Na2Oy...................... 173,36 1,02
Л12О3 ..................... 825,72 4,86
СО2 ....................... 123,03 0,72
Н2О.......................14004,96 82,48
Итого.....................16981,36 100
При затравочном отношении 2,0 с затравкой посту-
пает А12О3 1826,67- 2,0=3653,34 кг и Н2Окр11СТ 1934,12 кг,
всего 5587,46 кг (содержание А1гО3 поступающее па де-
композицию с обеих ветвей, см. в табл. 47, 52).
При влажности отфильтрованной затравки 25,0% с
затравкой поступает маточного раствора 5587,46-25:
: 75=1862,49 кг, в котором содержится, кг:
А12О3 ......................1862,49-0,0486=90,52
№2О„ ....................1862,49-0,1092*=203,38
Na2Oy ......................1862,49-0,0102=19,00
СО2 ..........................1862,49-0,0072=13,41
Н2О (по разности)...........1536,18
* Количество Na2O, Л12О3 в этом
тывается аналогично предыдущему.
маточном растворе подсчн-
Здесь 0,1092; 0,0102; 0,0486; 0,0072 — доли компонентов
в маточном растворе.
90
При ж:т в продукцион-
ной гидроокиси 1,0 вместе с
ней на промывку поступает
1521,11 кг маточного раство-
ра, в котором содержится,
кг (подсчитывается, как и в
предыдущем случае): А12О3
73,92*; Na2O1( 166,10*; Na2Oy
15,52; СО2 10,95; Н2О 1254,62.
Полученные результаты рас-
четов сведены в табл. 54—57.
Принимаем, что при про-
мывке продукционной гидро-
окиси алюминия вся щелочь,
за исключением потерь при
кальцинации и с готовой
продукцией, отмывается и
возвращается с промводой
па выпарку. С 4,00 кг Na2O
связано 1,62 кг А12О3. Тогда
с гидроокисью на кальцина-
цию поступает А12О3 994,57—
1,62=992,95 кг.
4. МАТЕРИАЛЬНЫЙ
БАЛАНС ПРОИЗВОДСТВА
ГЛИНОЗЕМА
ИЗ НЕФЕЛИНОВ (РИС. 5)
Исходные данные
1. Химический состав нефе-
линового концентрата, °/0:
А12О3 29,0; /?2О 18,6; SiO2
44,2; СаО 1,4; Fe2O33,5; про-
чие 2,2; п.п.п. 1,1 (всего
100,0%)- Влажность кон-
центрата 0,2%.
2. Химический состав из-
вестняка, %: СаО 53,4; SiO2
1,9; MgO 0,9; Fe2O3 0,6;
* 1521,11-0,1092=166,10.
ю
то
и
к
ТО
ю
то
Н
о 8 Ф о
CD о ТОгТ со
» 03 га
л
6 к при ка.' ии (см. п. 43) ,00 5'43 6,05
CD 03 < Г-Н
f ® га га га д е-|
то CD д
о С о d с
я
CD со о о о 8
о °. °. 1
к КЭСОСЧ 1 8
то 03 О
о to о ,5? о
CD4 -и- °- 1 г-' со'
С ) 03 г>1
CQ 03
S 2
fr Л
ТО К io
ТО X И *§то сч о S ХГ
£ X 2 -й.'о S « 2 о£ . со 4,0 201, 207,
2 й я
ТО ТО о X CD Я К о О га CL Д
X CD с
га
X га
X к
о 6 g
о га 3
пх
то Е Н —ч
X - °fg
К R . § 03 О0 S
X сч Оз ОО
X S 2 . Оз in ю
то X s га о
X X ТО л о о
X ras
=5 С id
то о
X
• • -
X
id
3
то CD '
id S • s •
О ех X я о с S • о • га . то о
X о & о
то S
w
91
S Таблица 57
Баланс выпарки и содоотделения
Введено, кг Получено, кг
Компоненты маточный раст- вор с декомпо- зиции (см. табл. 5” промвода от промывки гид- роокиси алюми- ния (см. табл. 55) СО2 из воздуха всего оборотная сода («рыжая») (см. табл. 19) оборотный раст- вор, увлеченный оборотной содой (см. табл. 49) оборотный рас- твор на размол (по разности) упаренная вода потери (см. табл. 43) всего
А12О3 . • . 751,80 73,92 — 825,72 — 1,05 820,42 — 4,25 825,72
NagOj^. . . 1692,19 162,10 — 1854,29 — 2,37 1845,50 — 5,00 1854,29
NagOy . . . 157,84 15,52 — 173,36 17,80 0,20 156,78 — 173,36
со2. . . . 112,08 10,95 1,00 124,03 12,63 0,14 111,26 — 124,03
Н2О. . . . 12750,34 1853,68 — 14604,02 5,17 8,11 6304,96 8285.78 — 14604,02
Итого . . . 15464,25 2116,17 1,00 17581,42 35,60 11,87 9238,92 8285,78 9,25 17581,42
Расхождение с составом оборотного раствора (табл. 45): 0,14 СО2+0,2 Na2OK—0,2 Na2Oy в пределах точности
расчета.
.««гггГ .niottxjZS
-'A»’ ~5,£S
А120з 0,3; прочие 0,4; п.п.п. 4,25 (всего 100,0%)- Влаж-
ность известняка 14,0 %-
3. Химический состав белого шлама (после 1-й ста-
дии обескремнивания), %: А12О3 20,9; /?2О 11,1; SiO2
13,4; СаО 27,1; MgO 0,7; Fe2O3 0,6; прочие 1,2; п.п.п. 25,0
(всего 100,0%). Влажность 30,0%-
4. В нефелиновом концентрате содержится 12,98%
Na2O н 5,62% К2О; молекулярная масса /?2О (62*12,98-)-
+94-5,62): 18,6=71,66.
5. Дозировка шихты, мол. отн.: СаО: SiO2= 1,95—
2,0; /?2O:(Al2O3+Fe2O3) =0,954-1,0.
6. Влажность шихты 28,0—29,0%.
7. Выщелачивание снека производится в стержневой
мельнице, фильтрация и промывка шлама — на фильт-
рах-сгустителях. Извлечение при выщелачивании снека:
Л12О3 87,1; Д2О 86,7% от содержания А12О3 и /?2О в не-
фелине и известняке.
8. На выщелачивание снека подается оборотный рас-
твор концентрацией, г/л: А12О3 33,00; /?2ОК 37,89; /?2ОУ
22,41; SiO2 0,59. Плотность раствора 1150 г/сма, сск=1,89.
Оборотный раствор готовится из содо-щелочного рас-
твора, полученного после декомпозиции алюминатного
раствора, и промводы после шестикратной противоточной
промывки белитового шлама.
Состав содо-щелочного раствора, г/л: А12О3 20,00;
Д2ОК 38,54; /?2ОУ 58,70. Плотность раствора 1146 г/см3,
ак=3,04.
Состав промводы, г/л: А12О3 40,00; /?2ОК 36,85; /?2ОУ
1,38. Плотность промводы 1150 г/см3, ак=1,52.
9. Алюминатный раствор содержит А12О3 85 г/л.
10. Влажность белитового шлама, поступающего в
цементный цех после промывки, 35%.
11. Алюминатный раствор обескремнивается в авто-
клавах при температуре 130 °C в течение 2 ч (I стадия);
па обескремнивание подается шлам, образующийся на
II стадии обескремнивания. Кремневый модуль раствора
до обескремнивания 35, после I стадии обескремнивания
~500, после II стадии ~ 1500.
12. Одна часть осветленного алюминатного раствора
после I стадии обескремнивания проходит контрольную
фильтрацию и направляется па декомпозицию, другая
часть поступает па II стадию обескремнивания, которая
проводится в мешалках при температуре 95—100 °C в те-
чение 3 ч. В мешалки подается известковое молоко, ко-
94
торое готовят из алюминатного раствора и промводы от
промывки белого шлама после I стадии обескремнива-
ния. При этом кремнезем практически полностью выпа-
дает в осадок в составе гидрограната ЗСаО-А12О3Х
X0,2SiO2-5,6Н2О.
13. Алюминатный раствор, прошедший двустадпйное
обескремнивание, карбонизируется углекислым газом пе-
чен спекания до остаточного содержания в растворе /?2ОК
0,5—1,0 г/л в присутствии затравки при затравочном от-
ношении 1,0. В качестве затравки используется часть
гидроокиси алюминия, полученная при карбонизации, ос-
тальная гидроокись алюминия после фильтрации и сгу-
щения влажностью 15,0% поступает в качестве затравки
па декомпозицию; а маточный содовый раствор направ-
ляется в содовый цех па выделение содопродуктов.
14. Алюминатный раствор после I стадии обескрем-
нивания подвергают декомпозиции в присутствии затрав-
ки до сск-~3,0. Пульпу гидроокиси алюминия сгущают в
гидросепараторах и одноярусных сгустителях, а затем
фильтруют и промывают на барабанных фильтрах. Про-
мытая гидроокись алюминия влажностью ~2(),0 посту-
пает на прокалку, а содо-щелочной раствор — на приго-
товление оборотного раствора для выщелачивания спека.
15. Товарный выход А12О3 84,2%, а /?2О 83,39% от
содержания А12О3 п /АО в нефелине и известняке.
Таблица 58
Потери А12О3 и R2O
Передел А1гОз к2о
% КГ % КГ
опш 0,30 3,54 0,31 2,24
Спекание 0,40 4,72 0,50 3,73
Выщелачивание:
в нерастворимой форме . 12,90 152,12 13,30 98,96
в растворимой форме . . 0,90 10,61 1,20 8,94
Обескремнивание 0,30 3,54 0,30 2,23
Карбонизация (и с содовым
раствором) 0,30 3,54 0,30 2,23
Декомпозиция 0,30 3,54 0,30 2,23
Кальцинация (и с глиноземом) 0,40 4,72 0,40 3,01
Итого 15,80 186,33 16,61 123,57
95
Для получения 1 т глинозема, в которой содержится
993,0 кг AI2O3, необходимо ввести с нефелиновым кон-
центратом и известняком Л12Оз 993:0,842=1179,33 кг
(0,842 — товарный выход AI2O3, доли ед.). Следователь-
но, потери ’ А12О3 составляют 15,8%: 1179,33—993,0=
= 186,33 кг. Отсюда потери А12О3 по переделам приведе-
ны в табл. 58.
16. Состав промводы после промывки гидроокиси алю-
миния, г/л: А12О3 1,4; /?2Ообщ 51,2. Плотность промводы
1020 г/см3.
Подготовка шихты и спекание
Расчет белого шлама,
подаваемого в шихту
По данным работы Пнкалевского производственного объ-
единения «Глинозем», объем алюминатного раствора пос-
ле выщелачивания, содержащий AI2O3 85,0 г/л, для по-
лучения 1 т глинозема должен составлять 19,75 м3. При
отделении белптового шлама от алюминатного раствора
со шламом увлекается ~20% раствора, или 19,75-0,2=
=3,95 м3. Значит, па обескремнивание поступает алюми-
натного раствора 19,75—3,95=15,80 м3.
Количество Л12О3 в 15,8 м3 алюминатного раствора
составляет 15,8-85=1343 кг.
При кремневом модуле необескремненного раствора
Psi =35 в нем содержится SiO2 1343:35=38,37 кг.
После I стадии обескремнивания в растворе остается
SiO2 1343:500=2,68 кг (psi =500), а после II стадии
(50% алюминатного раствора) 1343-0,5:1500=0,45 кг
(psi = 1500), т. е. после I и II стадий обескремнивания
в растворе остается SiO2 0,5-2,68ф-0,45=1,79 кг,
а 38,37—1,79= 36,58 кг SiO2' переходят в белый шлам.
Здесь 2,68 — количество SiO2 в растворе после ! ста-
дии обескремнивания, а 0,45 — количество SiO2 в раство-
ре после II стадии обескремнивания.
При содержании в белом шламе 13,4% SiO2 количе-
ство его составит 36,58 : 0,134=272,99 кг, В нем содер-
жится, кг (см. состав белого шлама в исходных данных)
А1„ОЧ ...................• 272,99-0-,209=57,05
SiO, ..................... 272,99-0,134=36,58
[>Q ’ 272,99-0,111=30,30
СаО ' 272,99-0,271=73,98
МеО ............• 272,99-0,007=1,91.
Fe2O3 ’ .'.............. 272,99-0,006=1,64
26
Продолжение
Прочие.................... 272,99-0,012=3,27
П. п. п................... 272,99-0,25=68,26
Итого...................... 272,99
Считаем, что в белом шламе SiO2 связана с СаО в
2CaO-SiO2; тогда с 36,58 кг SiO2 связано 68,28 кг СаО,
а 73,98—68,28=5,70 кг СаО могут связывать в 2СаОХ
XSiO2 кремнезем нефелина.
Расчет количества нефелинового
концентрата и известняка
Так как в известняке содержится 1,9% SiO2, па связыва-
ние его в 2CaO-SiO2 потребуется 3,55% СаО. Тогда ак-
тивного СаО в известняке останется 53,40—3,55=49,85%-
В нефелине содержится 1,4% СаО; на связывание в
2CaO-SiO2 потребуется 0,75% SiO2, следовательно,
44,20—0,75=43,45% SiO2 должны быть связаны в
2CaO-SiO2 СаО известняка и белого шлама.
Для связывания SiO2 нефелина в 2CaO-SiO2 потре-
буется СаО:
56-2-434,5:60 = 811,07 кг,
где 56 и 60—молекулярные массы СаО и SiO2;
434,5 — содержание SiO2 в 1 т нефелина за выче-
том SiO2, связанного в нем с СаО в
2CaO-SiO2.
Принимает, что па 1 т глинозема необходимо ввести
х кг нефелина. На это потребуется СаО известняка, кг:
0,81107-%—5,70, где 5,7—содержание СаОЯКт в белом
шламе, кг.
При содержании в известняке 49,85% СаО-И(Т потре-
буется известняка, кг: (0,81107-х—5,70): 0,4985.
Поступает Л12О3 с нефелином и известняком, кг:
0,29-х + 0,003 °.8ll07-x-5J0- = J 179,33,
0,4985
где 0,29 и 0,003 — содержание Л12О3 в нефелине и изве-
стняке, доли ед.
Откуда количество подаваемого нефелина х= 3999 кг,
с известняком вводится Л12О3 1179,33—0,29-3999=
= 19,62 кг, это соответствует 19,62:0,003=6540 кг из-
вестняка.
7—523
97
Вводится в шихту с нефелином и известняком, кг:
с нефелином
А12О3.............. 3999,0-0,29=1159,71
Т?2О............... 3999,0-0,186=743,80
Fe2O3 ............. 3999,0-0,035=139,97
СаО................ 3999,0-0,014=55,99
SiO2 ............ 3999,0-0,442=1767,56
Прочие............. 3999,0-0,022=87,98
П. п. п............ 3999,0-0,011=43,99
Итого.............. 3999,0
Продолжение
с известняком
А12О3 ............. 6540-0,003=19,62
MgO................ 6540 - 0,009=58,86
Fe2O3 . . 6540-0,006=39,24
СаО . 6540-0,534=3492,36
SiO2 . ........ 6540-0,019=124,26
Прочие . . 6540-0,004=26,16
П. п. п............ 6540-0,425=2779,50
Итого........... 6540,0
Поступает влаги, кг:
с нефелином (3999,0-0,002) : 0,998=8,01; с известняком
(6540,0-0,14) : 0,86= 1064,65. Потерн Л?2О составляют
743,80-0,1661 = 123,57 кг.
Определение количества п р о м в о ды
В шихте содержится, кг:
А12О3. . . .1179,33+57,05=1236,39
Fe2O3 . . . . 139,97+39,24+1,64=180,85
Здесь 57,05—количество А12О3 в белом шламе, кг;
139,97; 39,24 и 1,64 — количество Fe2O3 в нефели-
не, известняке п белом шламе соответ-
ственно, кг:
Для полного связывания Л12О3 н Fe2O3 в алюминаты и
ферриты натрия (калия) необходимо ввести /?2О, кг:
--------------------------------- 1,0;
71,66 [(1236,39:102)+ (180,85:160)]
Т?2О = 949,57 кг.
В нефелине и белом шламе содержится ГДО, кг:
743,80+30,30 = 774,10.
С промводой необходимо ввести /?2О, кг: 949,57—
—774,10=175,47.
98
С А12О3 в промводе связано Т?2О 1,4-71,66:102=
= 0,98 г/л (состав промводы см. исходные данные).
При содержании в промводе свободной щелочи 51,2—
—0,98=50,22 г/л (/?2Ообщ—/?2О, связанное с Л12О3) это
составит 175,47:50,22=3,494 м3, пли 3,494-1020 =
=3563,88 кг.
С промводой в шихту вводится, кг:
А12О3 .............. 3,494-1,4=4,89
R2Oo6ui............. 3,494-51,2=178,89
R2Ok................ 75,47*
R2Oy................103,42
СО2.................63,5
Н2О (по разности) . . . 3316,60
* Примем, что Л?2Оксоставляет 42,2% от У?2^общ‘
Потери на переделах составляют: па ОПШ 0,3%
А12О3 и 0,31% КгО, на спекании 0,4% А12О3 и 0,5% /?2О.
При спекании из шихты удаляются вся свободная и хи-
мически связанная вода и углекислый газ.
Составляем баланс приготовления шихты (ОПШ) и
спекания (табл. 59).
Выщелачивание спека
При выщелачивании спека переходит в алюминатный
раствор, кг:
А12О3 .........1238,01—152,12=1085,89
/?2ОК.......... 952,20—98,96=853,24
SiO2...........38,37
где 152,12 и 98,96 — потерн Л12О3 и Т?2О при выщелачи-
вании, кг (см. табл. 58).
По данным работы Ппкалевского объединения «Гли-
нозем», для получения 1 т глинозема необходимо полу-
чить алюминатного раствора 19,75 м3, в котором содер-
жится А12О3 19,75-85=1678,75 кг, т. е. с оборотным рас-
твором вводится А12О3 1678,75— 1085,89 =
=592,86 кг, что соответствует 592,86 : 33,0= 17,965 м3, или
17,965-1150=20659,75 кг оборотного раствора, где 33 —
содержание А12О3 в оборотном растворе, г/л. В 17,965 м3
оборотного раствора содержится, кг:
А12О3
RaOy
COi
17,965-33,0=592,86
17,965-22,41=402,60
402,60-44 п
--------- =247,20
71,66
7
99
SiO2............
RaOn............
H2O (по разности)
17,965-0,59=10,61
17,965-37,89=680,69
20659,75—592,86—
—402,60—247,20—
—680,69—10,61 =
= 18725,79
Со шламом увлекается 3,95 м3 алюминатного раство-
ра, что соответствует А12О3 3,95-85 = 335,75 кг.
Прп промывке шлама теряется (за счет педоотмыв-
кп) А12О3 10,61 кг, тогда с промводоп возвращается
А12О3 335,75—10,61=325,14 кг н при pSi раствора, рав-
ном 35, в промводе содержится SiO2 325,14:35=9,29 кг.
В растворе, поступающем на декомпозицию, содержится
SiO2 2,68-0,5=1,34 кг, из которых 0,02 кг SiO2 выпадает
в осадок с гидроокисью алюминия, а 1,32 кг SiO2 посту-
пает с содо-щелочным раствором на приготовление обо-
ротного раствора (где 2,68 кг — количество SiO2 в алю-
минатном растворе после I стадии обескремнивания).
Количество промводы и содо-щелочного раствора для
приготовления оборотного раствора (м3) подсчитываем
так. Обозначим через х количество промводы, кг, через
у—количество содо-щелочного раствора, кг. Решив си-
стему уравнений
592,86 = 40x4-20// 1
680,69 = 36,85х + 38,54//,)
получим х= 11,478 м3, //=6,687 м3. Здесь 40 и 20 — кон-
центрация А12О3 в промводе и содо-щелочном растворе
соответственно; 36,85 и 38,54 — концентрация R2O в
промводе п содо-щелочном растворе. При плотности
промводы 1150 г/см3 масса се составит 11,478-1150=
= 13199,70 кг.
В пей содержится, кг:
А12О3..............
RtPK................
RgOy................
со2.................
SiO2................
Н2О (по разности) .
11,478-40,00=459,12
11,478-36,85=422,96
11,478-1,38=15,84
15,84-44
———- =9,73
71,66
9 29
12282,76
При плотности содо-щелочиого раствора 1146 г/см3
масса его составит 6,687-1146=7661,42 кг.
1QQ
Таблица 59
Баланс приготовления шихты (ОПШ) и спекания
олээа * ь-о 1О •—« СО •—1 (М СМ О СО ’Ф СО CD CM I^OCOCNOh ’Ф LO 1 ’Ф со см см со — СМ СП со —’ СП со —' — см —< со 112,25 4405 05 1 15565,53 с’ К о „ О < о
(ИХЭОНЕЕс! OU) ЭИНЕН -инввоЬпчи вн маиэ 1238,01 952,20* 179,66 11915,63 3508 32 тр -О'Я 1 О СО 1 о —< —< 1 8060,83 IQ О К О -- S о? д о, £ о р-
Получен, HWEEEJ Э ИСЬХОН 2821,81 1 111,35 Г 7391,82 Н о О W О п. о 2 о. о о к s s
(8S IfpEX 'ио) вманэ HHHoirpodtf и нпнвяанэ nd u Hdaxou см со со со о N- Ь- | со СО со хр СО * СО О N 13,72 0,23 П 44 w > * * 0,56 22,72 67,96 | си ta Si 6
(gg 'irpEx *иэ) ПШО О udaion ’гр ’Ф тр—« 00 О Ь-СО тр СО Ю СМ > СО 1-0 ’ф СМ —’ СО СО СО со см 'соою'оооосо 44,92 | « ° ш Q § * £ О
олээа ь.—«<О^СО^СОЕ^’-^ЮС1 CM—'OOCO’t СО N't счс COCOLO'tOCOOlONMU 'tlOO'tCOOKMCO"««— с СМ со — СО —< СП СО —’ ' х —< СМ —< со х и 0 и « СО ю ю со 140 НО к Qi w я О Я 5 Q се
винимся if в HOHMOodtfiiJ мяани -odn ±о BtfoHnodH CDNC1O СО ’Р ^Р LO | 't'tcoco * 1 b-O CO 1 3316,60 ос ос со сс ю со А1:Оз. 2,99'0,3 0,7 = ^отношению
£ 6 #<1ИОИВ1ГШ №<нгэр э Etfoanodu ОЮФС . E tO со —’ —« ‘С 1 105,80 I 00‘ZH 5язываясь с 27 птскается RzOy по сс
<и м: о и CQ МВ1Г1П у 14 If Эр 57,05 30,30 ’ф СО СО —< Ь^ СО . СО to СП СП СМ см ' —< со" СО —< со СО со ь. со 1 с с о о переходит в RzOK , ci го шлама 30% с ним ун е 3,54 кг Дг0к и 1,64
мвнхоэнен 19,62 П - — — О СО ю ю тр со со СО СО СО -СМ СМ -оо . - 2П - -СМ - - тр СП Хр СП со СО 1 со со СМ 1-0 см о м —< со — 7604,65
•LEdAHOtl -нои унаоншгэфэн 1159,71 743,80 СО СП СО СП ’ СП Ю СП СП СП о 1 СП Г-1.0 1 ь-оооо" 1 со СО Ю 1 СО ’Ф 4007,01 :ании /?гО у юности бело: (в том числ
Компоненты < QJ сц и и. W 0 S С С Д Итого . . . * При спеь ** При вла» _ 5,18 кг ЯзОобщ S 0,01 кг SiOo.
В пом содержится, кг:
A12Oj....................... 592,86—459,12=133,741
RsOk........................ 680,69—422,96=257,73
/?2ОУ....................... 402,60—15,84 =386,76
СО2 ........................ 247,20— 9,73 =237,47I
SiO2............................ 1,32 (см. с. 00)
Н2О (по разности).................. 6644,40
Состав алюминатного раствора, кг (см. с. 99 и 100):
А12О3 .................... 1085,89+592,86= 1678,75
R2Ok......................... 853,24+680,69=1533,93
402,60-44
R2Oy...................... 402,60Н-----’-----=247,20
71,06
SiO2 ............................ 47,96 (|.sl=35)
Н2О....................... 18725,79
Итого ...........
22636,23
В бслптовып шлам переходит, кг:
Л12О,.................. 152,12
R2O . . . . . 98,96
SiO2 . 1915,63+9,29+
+ 1,32—47,96=
= 1878,28* *!
Fe2O,.................. 179,66
MgO. . .... 60,37
Прочие..................... 116,64
П. п. п. ....... 201,37**
СаО ...................... 3598,32
Итого....................... 6285,72
*’ Количество SiO2: в снеке 4- в содо-щелич-
ном растворе 4- в пром воде — в алюминатном рас-
творе.
*2 П2О промводы 4- Н2О со до-щелочного рас-
твора - Н2О оборотного раствора.
Баланс выщелачивания шлама представлен в табл. 60.
Фильтрация и промывка белитового шлама
Со шламом (па промывку) увлекается раствор, в кото-
ром содержится, кг:
Л12Оз......................
/?2ОК......................
T?2OV......................
sio;.......................
co2........................
459,12+10,61=469,73
422,96+ 7,08=430,04
15,84+1,86 = 17,70
9,59
17,70-44
---------= 10,87
7 ,66
102
Н2о (по соотношению в аЛюмй- 69473-1872 95?
натном растворе)..................... !---=5239,65
1678,75
Итого ..............
6177,58
При плотности раствора 1146 г/см3 его объем состав-
ляет 6177,55: 1146=5,39 м3.
Потери при фильтрации и промывке шлама состав-
ляют А12О3 10,61 кг и R2O 8,94 кг, в том числе R2OK 7,08
и /?2ОУ 1,86 (по соотношению /?2ОК и R2Oy в алюминат-
ном растворе); 1,86 кг R2Oy соответствует 1,86-44:
: 71,66=1,14 кг СО2.
С белитовым шламом при влажности его 35% увле-
кается промводы 6285,72-35:65=3384,62 кг, в которой
содержится, кг: А12О3 10,61; Т?2ОК 7,08; R2Oy 1,86; СО2
1,14; SiO2 0,30 и Н2О (по разности) 3363,63 кг.
Тогда на промывку подается воды, кг:
11282,76 + 3363,63
в нромводе в промытом
шламе
5239,65 = 9406,74
в алюминат-
ном раство-
ре, увле-
ченном
шламом
Баланс фильтрации
представлен в табл. 61.
и промывки
белитового шлама
Обескремнивание алюминатного раствора
Количество SiO2, перешедшего в белый шлам II стадии:
1,34—0,45=0,89 кг. В белый шлам I стадии переходит
SiO2, кг:
38,37 — 2,68 = 35,69,
где 2,68— количество SiO2, остающееся в алюминатном
растворе после I стадии обескремнивания, кг
(1,34—это 2,68-0,5, т. е. в половине раство-
ра);
38,37—количество SiO2 в необескрсмпепном раство-
ре, кг;
0,45—количество SiO2, остающееся в растворе по-
сле II стадии обескремнивания.
Состав шлама после II стадии обескремнивания оп-
ределяется формулой гидрограната ЗСаО-А12О3Х
X0,2SiO2-5,6H2O состава, %: СаО 43,89; А12О3 26,64;
SiO2 3,14; Н2О 26,33.
ЮЗ
„Таблица 60
g Баланс выщелачивания спека
Компоненты Введено, кг Получено, кг
спек (см. табл. 59) промвода от про- мывки белитового шлама (см. с. 100) содо-щелоч- ной раствор (см. с. 100,102) всего алюминатный раствор (см. с. 102) белитовый шлам (см. с. 102) всего
А! гО3 1238,01 459,12 133,74 1830,87 1678,75 152,12 1830,87
^?гОк 952,20 422,96 257,73 1632,89 1533,93 98,96 1632,89
Т?2Оу — 15,84 386,76 402,60 402,60 — 402,60
со, — 9,73 237,47 247,20 247,20 — 247,20
Ге2О3 179,66 — — 179,66 — 179,66. 179,66
S1O2 1915,'63 9,29 1,32 1926,24 47,96 1878,28 1926,24
СаО 3598,32 — — 3598,32 — 3598,32 3598,32
MgO 60,37 — — 60,37 — 60,37 60,37
Прочие 116,64 — — 116,64 — 116,64 116,64
П. п. п — — — — — 201,37 —
Н2О — 12282,76 6644,40 18927,16 18725,79 — 18927,16
Итого 8060,83 13199,70 7661,42 28921,95 22636,23 6285,72 28921,95
Таблица 61
Баланс фильтрации и промывки белитового шлама
Компоненты Введено, кг Получено, кг
белитовый шлам после выщелачива- ния (см. табл. 60) алюминатный раствор с белитовым шламом (см. с. 102,103) вода на промывку (см. с. 103) всего белитовый шлам, отмы- тый в це- ментный цех промвода с белитовым шламом (см. с. 103) промвода на приготовление оборотного раст- вора (см. табл. 60) всего
А120д . - . 152,12 469,73 — 621,85 152,12 10,61 459,12 621,85
Т?2Ок ’ • • 98,96 430,04 — 529,00 98,96 7,08 422,96 529,00
У? оОу . • . — 17,70 — 17,70 — 1,86 15,84 17,70
со2 ... — 10,87 — 10,87 — 1,14 9,73 10,87
БвзОз . э 179,66 — — 179,66 179,66 — — 179,66
SiO2 . . . 1878,28 9,59 — 1887,87 1878,28 0,30 9,29 1887,87
СаО. . . . 3598,32 — — 3598,32 3598,32 — — 3598,32
MgO . . 60,37 — — 60,37 60,37 — — 60,37
Прочие . . 116,64 — — 116,64 116,64 — — 116,64
П. п, п. . . 201,37 — — 201,37 201,37 — — 201,37
Н2О. . . • — 5239,65 9406,74 14646,29 — 3363,63 12282,76 14646,43
Итого . . , 6285,72 6177,58 9406,74 21870,04 6285,72 3384,62 13199,70 21870,04
Количество гидрограната, полученного на II стадии
обескремнивания, составляет, кг: (0,89:3,14)100=28,34.
В нем содержится СаО, связанного с SiO2 28,34-0,4389=
= 12,44 кг.
Содержание СаО в белом шламе 73,98 кг (см. табл.
59), в том числе свободного (активного) СаО 73,98—
12,44 = 61,54 кг. Здесь 73,98 — содержание СаО в бе-
лом шламе после I стадии обескремнивания, кг.
Состав белого шлама II стадии обескремнивания, кг:
А12О3................
SiO2 ....
СаО(;СЯЭ ... . .
СаО(зпоб . .
MgO..................
Fe2O;1...............
Прочие . . . .
П. п. п. . . . . . .
0,89-26,64
—----------=7,55
3,14
0,89
12,44
61,54
1,91
1,64
3,27
0,89-26,33
Итого........................ 96,70*
* MgO, СаО, FO2O3 п прочие определяют по
содержанию их в белом шламе после I стадии
обескремнивания.
При влажности белого шлама 41,1% с ним увлекает-
ся алюминатного раствора 96,7-41,1 :58,9=67,50 кг, или
67,50:1146=0,0587 м3, в котором содержится (кг) при
концентрации А12О3 85 г/л: А12035,00; /?2Ок4,57; /?2ОУ1,20;
СО20,74; Н2О (но разности) 55,99.
Материальный баланс I стадии обескремнивания при-
веден в табл. 62.
Приготовление известкового молока
и промывка белого шлама
Количество известкового молока *, необходимого для
обескремнивания, 73,98-1300:275=349,72 кг пли
0,269 м3,
где 73,98—содержание СаО в белом шламе, кг;
1300 — плотность известкового молока, г/см3;
275— содержание СаО в известковом молоке, г/л.
1 Известковое молоко готовят гашением извести алюминатным
раствором и промводой.
106
Таблица 62
Баланс I стадии обескремнивания
' Введено, кг 1 Получено, кг всего Ь-СО О Г- со Г- cO^f LQ -Ф —• о СО СП 0 04 04 Ю < СО CDN —' —’ СОСО СП СП 04 О ОО СО Г- СО тГ 0 4 СО 04 LQ —. —• со 16622,85
потери (см; табл. С Г- СО ОО ' “ТГ | 1 I I | СО — О О 6,05
белый шлам после I ста- дии обес- кремнивания (см. табл. 59) 1 57,05 30,30 tF — оо Г- СО со | СО СП СП 04 Ю 04 »—< —• СО со СО ОО Г- СО СО 272,99
„ алюминатный I алюминатный раствор пос- Л®?Т°оряс ле 1 стадии 1 белым шла- всего обескремни- мом. <=“• с- вания (по разности) 5,00 1221,57 1160,98 4,57 1108,46 1076,39 1,20 386,10 385,64 0,74 237,07 236,79 — 1,64 — — 1,91 — — 73,98 — — 3,27 — — 39,26 2,68 55,99 13549,59 13481,33 1 67,50 16622,85 16343,81
белый шлам после II стадии обес- в; £ га। и к °* 7,55 СО Г- СП СО | СО СП СП 04 ОО тГ —' — со СО or- 96,70
алюминатный раствор пос- । Компоненты ле выщела- чивания* (см. табл. 60 и 61) 04 СП О СО Г- tF О 00 СП СО СО —« СП СО Tf СО || | | ОО СО О О СО со II 1 1 СООО 04 СО 04 ’Ф —’ —* СО Cd fe 2 а 2 °- СО; О; о и.,иС соX Итого . • , 16458,65
* По разности между всем алюминатным раствором (см. табл. 60) и алюминатным раствором, увлеченным белитовым шламом
(см. табл. 61).
107
Примем, что на приготовление известкового молока
Пошло 55,0 кг алюминатного раствора, в котором содер-
жится, кг: А12О34,08; Я2ОкЗ,73; /?2ОуО,98; С020,60; Н2О
(по разности) 45,61.
Промводы от промывки белого шлама пошло па при-
готовление известкового молока 349,72—55,0 — сумма
(СаО; MgO; Fe2O3 и проч.) =349,72-55,00—(73,98+
+ 1,91 + 1,64+3,27) =213,92 кг.
Примем, что в этой нромводе содержится столько же
Л12О3 и /?2О, сколько в 55,0 кг алюминатного раствора,
т. е.:
А12О(........................... 4,08
/<?2ОК.......................... 3,73
/?2ОУ........................... 0,98
СО2 .....................«... 0,60
Н2О (по разности) ............ 204,53
Итого.......................... 213,92
Таким образом, с известковым молоком поступает,
кг:
А12О3
7?2Ок
/?2Оу
со/
MgO ,
Fe2O3
Прочие
СаО
Н2О. .
Итого
8,16
7,46
1,96
1,20
1,91
1,64
3,27
73,98
250,14
349,72
Баланс приготовления известкового молока приведен
в табл. 63.
В шлам после I стадии обескремнивания выделяется
из раствора, кг:
A12Oj................ 57,05—7,55=49,50
/?2О................. 30,30
SiO2 ................ 36,58—0,89=35,69
Здесь 7,55 и 0,89 — содержание Л12О3 и SiO2 в шламе II
стадии обескремнивания, кг (см. табл. 58 и 62).
На I стадии обескремнивания образуется белый
шлам, состав которого указан в табл. 59.
С белым шламом при влажности его 30% увлекает-
ся 272,99-30 : 70= 126,13 кг алюминатного раствора, в ко-
тором содержится (по соотношению компонентов в алю-
108
Таблица 63
Приготовление известкового молока
Компоненты Введено, кг Получено, кг
известь (см. с. 59) алюминатный раствор (см. с. 108) промвода от про- мывки белого шлама после I стадии обескре- мнивания (см, с. 108) известковое молоко
A12Q, . . . 4,08 4,08 8,16
/?2О,< . . — 3,73 3,73 7,46
/?2ОУ . . . .— 0,98 0,98 1,96
СО/ . . . -—. 0,60 0,60 1,20
СаО. • . . 73,98 — .— 73,98
Fe2O3 . 1,64* — —. 1,64
MgO.... 1,91* — — 1,91
Прочие . . 3,27* — •— 3,27
нао. . , . — 45,61 204,53 250,14
Итого . . . 80,80 55,00 213,92 349,72
* Считаем, что в белый шлам Fe2Oa, MgO и прочие попадают с известью,
тогда содержание их в извести должно соответствовать содержанию этих
компонентов в белом шламе.
минатпом растворе), кг: А12О39,08; /?2Ок7,27; 7?2Оу2,62;
СО21,61; SiO20,01; Н2О105,54.
После промывки белый шлам поступает на приготов-
ление шихты. С ним увлекается 117,00 кг промводы (см.
табл. 59) в которой содержится, кг: А12О35,0; /?2ОкЗ,54;
/?2Оу1,64; СО21,01; SiO20,01; Н2ОЮ5,80.
Промвода после промывки шлама идет на приготов-
ление известкового молока.
Баланс промывки белого шлама приведен в табл. 64,
а распределение алюминатного раствора после 1 стадии
обескремнивания — в табл. 65.
Разложение алюминатного раствора
В содо-щелочпом растворе содержится /?2ООбщ 257,73+
+386,76=644,49 кг.
Потерн /?2ОоСщ на декомпозиции составляют 2,23 кг,
па кальцинации (и с глиноземом) 3,01 кг (см. табл. 58).
С иромводой гидроокиси алюминия уходит /?2ООбщ
178,89 кг (см. табл. 59). Тогда в растворе, поступающем
109
- Т а о л и u a 64
° «
Баланс промывки белого шлама
Компоненты Введено, кг Получено, кг
белый шлам после I ста- дии обескрем- нивания (см. табл. 62) алюминатный раствор, увлеченный белым шла- мом (см. с. 108,109) вода на про- мывку* всего промытый белый шлам в ОПШ промвода с белым шла- мом, посту- пающим в ОПШ (см. табл. 59) промвода на приготовле- ние известко- вого молока (см. табл. 63) всего
А1,О3 . . . 57,05 9,08 66,13 57,05 5,00 4,08 66,13
7? 2ЬК . . . 30,30 7,27 — 37,57 30,30 3,54 3,73 37,57
2Оу . . • со2. . . . — 2,62 — 2,62 1,64 0,98 2,62
— 1,61 — 1,61 — 1,01 0,60 1,61
СаО . . . 73,98 — — 73,98 73,98 — 73,98
Fe,O3 . • 1,64 — — 1,64 1,64 —• — 1,64
MgO . . . 1,91 — — 1,91 1,91 1,91
SiO,. . . . 36,58 0,01 — 36,59 36,58 0,01 — 36,59
Прочие . . 3,27 — 1— 3,27 3,27 3,27
н2о.... 68,26 105,54 204,79 378,59 68,26 105,80 204,53 378,59
Итого . . . 272,99 126,13 204,79 603,91 272,99 117,00 213,92 603,91
* Н2О, поступающая на промывку. = Н2О
на приготовление известкового молока, —Н2О
в промводе шлама, поступающего в ОПШ, 4-Н2О в промводе шлама, поступающего
в алюминатном растворе, увлеченном белым шламом.
Таблица 65
Распределение алюминатного раствора после I стадии обескремнивания (предварительный вариант)
Содержание компонентов, кг
Алюминатный раствор А1А я2ок СО, SiO2 | н,0 всего
После I стадии обескремни- вания (см. табл. 62) . . . 1160,98 1076,39 385,64 236,79 2,68 13481,33 16343,81
Увлеченный с белым шла- мом1 (см. табл. 64) . . . 9,08 7,27 2,62 1,61 0,01 105,54 126,13
Поступает на приготовление известкового молока (см. табл. 63) 4,08 3,73 0,98 0,60 — 45,61 55,00
Поступает на дальнейшую переработку В том числе: 1147,82 1065,39 382,04 234,58 2,67 13342,84 16175,34
на декомпозицию (см. с. 112) 656,93 609,75 218,87 134,39 1,53 7629,20 9250,67
на II стадию обескрем- нивания (по разности) 490,89 455,64 163,17 100,19 1,14 5700,98 6912,01
5 В растворе содержится, кг:
А12О3 . . .4,08-1-5,0=9.08
/?,О« . • 3,73+3,54=7,27
7+Ov . . . 0,98+1,64=2,62
СО,. • • . 0,60+1,01 = 1,61
S1O.............. . 0,01
Н,б................ 105,54
Итого...................126,13
на декомпозицию, должно содержаться ЯгОобщ, кг:
644,49+2,23+3,01 + 178,89=828,62, пли 609,75 кг Я2Окп
218,87 кг R2Oy по соотношению Я2ОК и R2Oy в алюми-
натном растворе, где на 1447,82 кг /?2ООбщ приходится
1065,39 кг /?2ОК (см. табл. 65), т. е. па 828,62 кг /?2О„с,щ
будет приходиться, кг:
/?2О1( . . . 828,62-1065,39
• • • 7 . =609,75
1447,82
/?2Оу - - - . . . 828,62—609,75=218,87
А12Оз . . . 609,75-1147,82
- - . ’— = 656,93
1065,39
SiO2.... 609,75-2,67
1065,39
СО2 . . . . 218,87-44
72,66
Н2О
609,75-13330,18
1065,39
=7629,20
Итого......... 9250,67
Материальные балансы II стадии обескремнивания и
карбонизации (предварительный вариант) приведены в
табл. 66 и 67.
На карбонизацию должно поступить 7097,53 кг алю-
минатного раствора, в котором содержится 486,50 кг
AI2O3. При карбонизации выделится Л12О3 в составе гид-
роокиси алюминия 486,50—3,54=482,96 кг, где 3,54 —
содержание Л12О3 в содовом растворе, поступающем в
содовый цех на получение содопродуктов, кг.
В составе гидроокиси выделится SiO2 0,25 кг и П2О
(482,96-54) : 102 = 255,68 кг. Следовательно, масса гидро-
окиси алюминия 482,96+0,25+255,68=738,89.
При влажности 15% с пей будет увлечено 738,89-15:
: 85= 130,39 кг содового раствора состава (см. табл. 67).
В 130,39 кг содового раствора содержится, кг:
А12О3.........
М+г ......
R£>y..........
СОг...........
Н20(по разности) .
130,39-3,54
-----------= 0,0197-3,54=0,07
6634,41
0,07
0,0197-616,69=12,15
12,15-44
—--------= 7,46
72,66
110,64
112
“^Таблица 67
Баланс карбонизации (предварительный вариант)
Компоненты Введено, кг Получено, кг
алюминатный раствор после 11 стадии обескрем- нивания (см. табл. 66) печной газ* всего гидроокись алю- миния (затравка для декомпози- ции) (см. с. 112) потерн (см. табл.58) содовый раствор (по разности) всего
AlzQl 486,50 — 486,50 482,96 — 3,54 486,50
^>Ок 458,53 — 458,53 — 2,23 3,54 5,77
^?зОу 163,93 — 163,93 — — 616,69 616,69
со2 100,65 278,00 378,65 — — 378,65 378,65
SiO2 0,25 — 0,25 0,25 — — 0,25
Н2О (п. п. п.) . . . 5887,67 — 5887,67 255,68 — 5631,99 5887,67
Итого 7097,53 278,00 7375,53 738,89 2,23 6634,41 7375,53
, V не (458,53-2,23-3,54) 44 „„
Количество подаваемого СОг составляет 1—------------- = 2/8,00 кг при условии, что в содовом растворе
остается 3,54 кг Л2ОК: 2,23 — потерн R-0 на карбонизации.
соТаблица 68. Распределение алюминатного раствора после I стадии обескремнивания (окончательный вариант)
Алюминатный раствор Содержание компонентов, кг
А 1,0, •/?2 Оу СО2 S1O, Н2О всего
После I стадии обескремни- вания1 1147,89 1065,39 382,04 234,58 2,67 13330,18 16162,68
На II стадию обескремнива- ния (см. с. 116) 500,41 464,47 166,56 102,27 1,16 5811,50 7046,37
На декомпозицию (по разно- сти) .... 647.41 600,92 215,48 132,31 1,51 7518,68 9116,31
1 Количество раствора после I стадии обескремнивания (16162,68 кг) определяется по разности между всем алюминатным рас-
твором: 16343.81 кг (см. табл. 65) и алюминатным раствором, ушедшим с белым шламом на промывку, 126,13 кг (см. табл. 64) н
на приготовление известкового молока: 55,00 кг (см. табл. 63"). Содержание всех компонентов в этом растворе определяется точ-
но так же. по разности.
Таблица 69. Баланс II стадии обескремнивания (окончательный вариант)
Компоненты Введено, кг Получено, кг
алюминатный раствор после I стадии обескрем- нивания (см. табл. 68) известковое молоко (см. табл. 63) всего белый шлам пос- ле 11 стадии обескремнивания (см. табл. 66) алюминатный раствор, увле- ченный белым шламом (см. табл. 66) алюминатный раствор на карбо- низацию (по раз- ности) всего
500,41 8,16 508,57 7,55 5.00 496,02 508,57
л2ок 464,47 7,46 471,93 —• 4,57 467,36 471,93
166,56 1,96 168,52 —— 1,20 167,32 168,52
со.. 102,27 1,20 103,47 0,74 102,73 103,47
SiOo 1.16 1.16 0,89 —. 0,27 1.16
Fe2O3 1,64 1,64 1,64 •—• — 1,64
MgO 1,91 1.91 1,91 —- 1,91
СаО 73,98 73,98 73,98 — —— 73,98
Прочие .... 3,27 3,27 3,27 —— 3,27
Н3О (п. п. п.) . 5811,50 250,14 6061,64 7,46 55,99 5998.19 6061,64
Итого .... 7046,37 349,72 7396.09 96,70 67.50 7231,89 7396.09
Таким образом, с алюминатным раствором па карбо-
низацию (пли па II стадию обескремнивания) должно
поступить /?2ООбщ, кг:
455,64 + 163,17 + 12,15 + 0,07 = 631,03,
где 455,64 и 163,17 — содержание /?2ОК и /?2ОУ в алюми-
натном растворе после I стадии обескремни-
вания, кг; 12,15 и 0,07 — содержание /?2ОУ и
/?2ОК в содовом растворе, увлеченном гидро-
окисью алюминия (после карбонизации), кг.
Это составляет, кг:
RA..........
/?2Оу •
SiO2........
AlzQi.......
СОг , о
н2о.........
631,03-1065,39
1447,43
= 464,47
631,03—464,47=166,56
631,03-2,67
----:’--------= 1,16
1447,43
631,03-1147,82
1447,43
166,56-44
71,66
= 500,41
= 102,27
631,03-13330,18
1447,43
5811,50
Итого ... 7046,37
Распределение алюминатного раствора после I ста-
дии обескремнивания (окончательный вариант) за выче-
том раствора, ушедшего с белым шламом на промывку
и на приготовление известкового молока, а также баланс
II стадии обескремнивания (окончательный вариант)
приведены в табл. 68 и 69, балансы карбонизации (окон-
чательный вариант) и декомпозиции алюминатного рас-
твора — в табл. 70 и 71.
Затравку на карбонизации не учитывали для просто-
ты расчета, так как сколько се подается, столько же и
выделяется.
Баланс фильтрации и промывки гидроокиси алюми-
ния приведен в табл. 72. Состав содо-щелочного раство-
ра, увлеченного гидратом (количество определяется по
влажности), определяется ио соотношению компонентов
в содо-щелочном растворе. Состав промводы после про-
116
Таблица 70
Баланс карбонизации (окончательный вариант)
I Введено, кг I Получено, кг
*2 Количество Н2О (п.п.п.), связанное с АЬОз в гидроокиси алюминия, иа основании реакции А12Оз+ЗН2Ов2А1 (ОН)2:
Н’°гнгроск= tf2'48'-- = 260,72 кг.
гнгриип 10^
*3 Количество выпадающего в составе гидроокиси алюминия А120з определяется как разность между количеством А12Оз в рас-
творе, поступающем на карбонизацию (496,02 кг) и остающемся в содовом растворе (3,54 кг), см. табл. 67.
117
Таблица 71
Баланс декомпозиции
Компонен- ты Введено, кг Получено, кг
алюминат- ный раст- вор I ста- дии обеск ремнивання (см. табл. 68) гидро- окись алю- миния пос- ле карбо- низации (см. табл. 70) содовый раст- вор, увлечен- ный гидро- окисью алюми- ния (влаж- ность 15%) (см. с. 120) печной газ (СО2; всего гидро- окись алюминия продук- ционная, на про- мывку* потери (см. табл. 58 содо-щелоч- ной раствор, увлеченный гидроокисью алюминия про- дукционной (по разности) содо-щелоч- ной раствор на выщелачи- вание (см. табл. 60) всего
А12о3. . 647,41 492,48 — — 1139,89 997,72 3,54 4,89 133,74 1139,89
600,92 — — — 335,46 — 0,91 76,82 257,73 335,46
А’оОу . . 215,48 — 12,22 — 493,16 — 1,32 105,08 386,76 493,16
СО» . . 132,31 — 7,50 163,00 302,81 — 0,81 64,53 237,47 301,78
SiOg - • 1,51 0,27 — — 1,78 0,44 — 0,02 1,32 1,78
н20 . . 7518,68 260,72 113,25 — 7892,65 528,20 — 720,05 6644,40 7892,65
Итого . 9116,31 753,47 132,97 163,00 10165,75 1526,36 6,58 971,39 7661,42 10165,75
* Б том числе 993 кг количество А12О3 в 1 т глинозема (см. исходные данные), 4.72 кг потери А1:О3 при кальцинации (см.
Таблица 72
Баланс фильтрации и промывки гидроокиси алюминия
Компоненты Введено, кг Получено, кг
гидроокись алюминия (см. табл. 71) содо-щелочной раствор с гидро- окисью алюминия (влажность 35,6 %) (см. табл. 71) вода на промывку всего гидроокись алюминия, промытая на прокалку промвода, ув- леченная гидро- окисью алюминия на прокалку (влажность 12%)» промвода в ОПШ (см. табл.59) всего
А1»О3 . . . 997,72 4,89 — 1002,61 993,00 4,72 4,89 1002,61
• • — 76,82 — 76,82 — 1,35 75,47 76,82
2^У • • • — 105,08 — 105,08 — 1,66 103,42 105,08
СО» ... . — 64,53 — 64,53 — 1,03 63,50 64,53
SiO2 • • • 0,44 0,02 — 0,46 0,44 0,02 — 0,46
Н2О (п. п.п.) 528,20 720,05 2792,43 4040,68 525,70 198,38 3316,60 4040,68
Итого . . . 1526,36 971,39 2792,43 5290,18 1519,14 207,16 3563,88 5290,18
При влажности гидроокиси 12% с ней уйдет раствора (промводы) 1519,14-12 : 88=207,16 кг.
мывки гидроокиси алюминия соответствует принятому
составу (см. табл. 59).
В содовый цех для выделения содопродуктов посту-
пит содовый раствор, кг (см. табл. 70 и 71):
А12О,.................. 3,54
/?аРк.......... 3,54
/?2ОУ......... 628,91—12,22=616,69
СО2 ........... 386,15—7,50=378,65
Н20................... 5737,47
Итого.......... 6739,89
Гидроокись алюминия, выпадающая прп карбониза-
ции алюминатного раствора, направляется на декомпо-
зицию. Она должна быть хорошо отфильтрована от со-
дового раствора, поступающего в содовый цех. Возмож-
на и промывка этой гидроокиси. В данном случае мы
выбрали вариант с промывкой.
Чтобы узнать, сколько с гидроокисью алюминия бу-
дет внесено щелочи, подсчитаем, сколько ее поступает
в голову процесса (ОПШ) с промводой от промывки
гидроокиси и на выщелачивание спека с содо-щелочным
раствором. При этом учитываем также потери на деком-
позиции и кальцинации.
В промводе содержится 178,89 кг R?O (см. табл. 59),
в содо-щелочном растворе 644,49 кг /?2О (см. табл. 60)
потери составляют 3,04 и 2,23 кг (см. табл. 58), итого
828,62 кг. Следовательно, в промводе, увлеченной гидро-
окисью, на карбонизацию поступит /?2О 828,62—600,92—
—215,48= 12,22 кг.
Декомпозиция раствора проводится в присутствии за-
травки гидроокиси, а также с частичной карбонизацией
раствора. Чтобы определить количество подаваемого на
карбонизацию газа (СО2), необходимо подсчитать, сколь-
ко его должно содержаться в содо-щелочном растворе.
В этом растворе па 257,73 кг Т?2ОК приходится 386,76 кг
RzOy (/?2Ообщ 644,49 кг). Тогда карбонизация должна
вестись до получения 489,92 кг /?2ОУ:
644,49 — 386,76 _ (600,92+215,48) 386,76
(600,92 + 215,48) — *Х ~ 644,49
= 489,92 кг Я2Оу. (1)
Следовательно, необходимо подать СО2 (489,92—
—215,48) -44 : 71,66= 168,51 кг.
120
Таблица 73
Баланс кальцинации гидроокиси алюминия
Компоненты Введено, кг Получено, кг
гидроокись алюминия промытая (см. табл. 72) промвода с гидро- окисью (см. табл. 72) всего глинозем потери (см. табл. 58) всего
А120з . , • 993,00 4,72 997,72 993,00 4,72 997,72
/?гОк . . . .— 1,35 1,35 1,35 1,35
Я2ОУ . . . —- 1,66 1,66 1,66 —- 1,66
со/. . . . — 1,03 1,03 — 1,03 1,03
SiO2. . . . Н2О (п. п. п.) 0,44 0,02 0,46 0,46 — 0,46
и прочие • • 525,70 198,38 724,08 3,53 720,55 724,08
Итого . . . 1519,14 207,16 1726,30 1000,00 726,30 1726,30
Так как часть СО2 вносится с содовым раствором,
увлеченным гидроокисью алюминия, поступающей с кар-
бонизации, и часть СО2 теряется с Т?2О, то на карбони-
зацию подается 163,00 кг СО2.
II. РАСЧЕТ ОСНОВНОГО
ОБОРУДОВАНИЯ
ГЛИНОЗЕМНОГО ПРОИЗВОДСТВА
1. АВТОКЛАВНАЯ БАТАРЕЯ
ДЛЯ ВЫЩЕЛАЧИВАНИЯ БОКСИТА
Для изготовления автоклавов небольших размеров ис-
пользуют преимущественно стальное литье, а для про-
мышленных автоклавов большой емкости—-листовую
сталь. Сталь хорошо противостоит воздействию щелоч-
ных реагентов, по быстро разрушается под действием
кислот. В таких случаях автоклавы снабжают вклады-
шами из железа, покрытыми защитным слоем эмали или
другого вещества, не реагирующего с кислотой. Сталь-
ные и чугунные вкладыши можно применять и при ще-
лочных процессах, в этом случае вкладыши предохраня-
ют стопки автоклавов от механического износа и срок
службы их увеличивается.
Требования к устройству, изготовлению и эксплуата-
ции аппаратов, работающих под давлением, определены
специальными правилами Гостехнадзора и подробно из-
ложены в справочниках по Котлонадзору.
НАГРЕВ ПУЛЬПЫ И ПЕРЕМЕШИВАЮЩЕЕ
УСТРОЙСТВО АВТОКЛАВОВ
Нагрев пульпы в автоклаве может осуществляться либо
через теплопсредающую поверхность (паровую рубашку
пли змеевики), либо острым паром, введенным непосред-
ственно в пульпу автоклава. Оба способа имеют свои
преимущества н недостатки.
Нагрев с помощью паровой рубашки имеет следующие
недостатки:
1) паровая рубашка работает под более высоким дав-
лением по сравнению с давлением, развиваемым в авто-
клаве; при этом усложняется и удорожается конструк-
ция автоклава;
2) удельная теплопередающая поверхность слишком
мала, поэтому пульпа в автоклаве нагревается медленно,
отчего сильно увеличивается общая продолжительность
цикла;
122
3) па внутренней поверхности автоклава откладыва-
ется слой шлама, отчего ухудшается теплопроводность;
4) пз-за неравномерного расширения корпуса авто-
клава н жестко скрепленной с ним рубашки создаются
тяжелые условия работы аппарата и ограничиваются его
размеры.
Применение змеевиков вместо рубашки не может
рассматриваться как эффективное решение задачи. При
таком способе нагревания пульпы имеет место зараста-
ние внешней поверхности змеевиков значительным слоем
накипи, что приводит к уменьшению коэффициента теп-
лопроводности тсплопередающей поверхности п к необ-
ходимости в частой чистке внешней поверхности змееви-
ков.
Пульпа, нагреваемая через теплопередающую по-
верхность, обычно перемешивается механической мешал-
кой, сальники вала которой работают в тяжелых усло-
виях и требуют частой смены уплотнения. Механичес-
кая мешалка, кроме того, усложняет конструкцию авто-
клава. В работе таких аппаратов возможны неполадки
и частые простои.
Перечисленные недостатки целиком устраняются при
нагревании пульпы острым паром. Острый пар может
служить также средством перемешивания пульпы, бла-
годаря чему сильно упрощается конструкция автоклава.
Такой автоклав представляет собой вертикальный цилин-
дрический резервуар с двумя сферическими днищами
(рис. 6): верхним 1 и нижним 3. Питание автоклава па-
ром осуществляется через сопло, вмонтированное в гор-
ловину днища 4. Перемешивание пульпы происходит
вследствие барботажа пузырьков пара через толщу
пульны.
Недостаток такой конструкции автоклава состоит в
разбавлении пульпы конденсатом вводимого пара, что
неблагоприятно сказывается на извлечении глинозема
при выщелачивании трудновскрывасмых бокситов и на
удельном количестве воды, подлежащей упариванию.
Чем больше разница температур пульпы, поступающей в
автоклав и выходящей из него, тем в большей мере про-
исходит разбавление п тем сильнее сказывается его от-
рицательное влияние. Однако неблагоприятное влияние
разбавления пульпы может быть нейтрализовано приме-
нением оборотного раствора более высокой концентра-
ции; проведением выщелачивания при более высокой
123
Рис. 6. Автоклав:
1 — днище верхнее; 2 — ла-
пы; 3 — днище ннжнее; 4 —
горловина днища; 5 — за-
грузочный патрубок; 6 —
сдувка; 7 — отверстие для
манометра; 8 — разгрузоч-
ная труба; 9 — зонт
температуре; увеличением продолжительности выщела-
чнванпя. Возможно также комбинирование этих факто-
ров.
Выбор тех нлн иных условии, нейтрализующих не-
благоприятное влияние разбавления пульпы, зависит от
конкретных задач производства. При этом учитывают,
что с упариванием маточного раствора до более высокой
концентрации ухудшаются условия работы выпарных ап-
124
паратов и увеличивается удельный расход пара. Для
выщелачивания при более высокой температуре требует-
ся греющий пар более высоких параметров, а следова-
тельно, и более дорогой. Увеличение продолжительности
варки пульпы связано с уменьшением производительно-
сти и необходимостью установки большего числа авто-
клавов. Если устранить недостаток, вызываемый разбав-
лением пульпы, то преимущества такого типа автоклава
станут очевидными.
Простота конструкции и обслуживания автоклава,
отсутствие движущихся частей, возможность использова-
ния автоклавов большой емкости, а следовательно, не-
большого числа их позволяют считать такую конструк-
цию наиболее эффективной, особенно для заводов боль-
шой мощности, когда число необходимых автоклавов
достигает нескольких десятков.
Поэтому автоклавы указанной конструкции нашли
наиболее широкое применение в производстве глинозе-
ма: в способе Байера автоклавы применяются для выще-
лачивания боксита, а в способе спекания — для обес-
кремнивания алюминатных растворов.
При непрерывном способе выщелачивания с предва-
рительным нагревом пульпы в выносных подогревателях
продолжительность операции определяется временем вы-
держки пульпы при температуре варки. При этом произ-
водительность автоклава составляет
<7н = УнСМлщъЛ, (О
где <7н — производительность автоклава, т/ч;
Уп—объем пульпы в автоклаве, м3;
—содержание боксита на 1 м3 пульпы, т;
Л — содержание А12О3 в боксите, доли ед.;
т)!— извлечение А12О3 из боксита, доли ед.;
>]2—коэффициент использования автоклава, до-
ли ед.;
т — продолжительность варки пульпы, ч.
Если автоклавная батарея непрерывного выщелачи-
вания состоит из последовательно соединенных аппара-
тов, то производительность батареи по глинозему (gr>)
составит, т/ч
% == «И, Qc Аги i]2/t, (2)
где и — число аппаратов в батарее.
При непрерывном выщелачивании пульпа непрерыв-
но поступает в автоклавы, проходя предварительно че-
125
рсз систему подогревателей, в которых температура
пульпы повышается до заданной. Из последнего авто-
клава пульна непрерывно выдавливается в самоиспарп-
тель.
Для уменьшения расхода свежего пара высоких па-
раметров используют для первой стадии нагрева пульпы
в подогревателях пар самоиспаренпя.
Прп такой организации процесса непрерывного вы-
щелачивания достигается более полное использование
автоклава и при этом в некоторой мере устраняется ос-
новной недостаток, вытекающий пз нагревания п пере-
мешивания пульпы острым паром — разбавление конден-
сатом пара.
Следует, однако, иметь в виду возможность зараста-
ния внутренней поверхности греющих трубок подогрева-
теля различными осадками, что сильно снижает коэффи-
циент теплопередачи и производительность установки.
РАСЧЕТ АВТОКЛАВНОЙ УСТАНОВКИ
Расчет автоклавной установки сводится к определению
следующих элементов: 1) типа, поверхности теплообме-
на, размеров и числа подогревателей; 2) размеров п чис-
ла автоклавов; 3) удельного расхода пара; 4) типа, чис-
ла и мощности насосов высокого давления.
В данной книге расчет автоклавной установки сделан
применительно к непрерывному процессу. Прп этом при-
нято, что пульпа предварительно подогревается в вынос-
ных подогревателях, а дальнейшее нагревание пульпы
до температуры варки 232° С осуществляется в первых
двух автоклавах батареи острым паром. Такая схема на-
грева и выщелачивания пульпы позволяет рационально
использовать пар самоиспаренпя при значительно мень-
ших расходах свежего пара высокого давления.
Одним пз решающих факторов эффективности про-
цесса является температура выщелачивания, влияние ко-
торой на извлечение глинозема пз трудповскрываемых
диаспор-бемптовых бокситов приводится ниже (продол-
жительность выщелачивания 2 ч, добавка извести 3% от
массы боксита):
Температура выщелачивания, °C . 200 215 225
Извлечение глинозема, % • 66,4 88,7 92,7
К важным факторам эффективности выщелачивания
относятся также следующие: 1) степень измельчения
126
боксита; 2) Концентрация и каустическое Отношение обо-
ротного раствора; 3) продолжительность выщелачива-
ния; 4) концентрация и каустическое отношение алюми-
натного раствора; 5) добавка извести.
Исходные данные
Расчет автоклавной установки для непрерывного выще-
лачивания сделай применительно к трудповскрываемым
диаспор-бемитовым бокситам. Годовая производитель-
ность установки составляет 80000 т глинозема при сле-
дующем режиме и технологических показателях про-
цесса:
температура выщелачивания 232° С;
продолжительность варки 2 ч;
концентрация Na2OK в оборотном растворе 300 г/л;
aIt в оборотном растворе 3,7;
«к в алюминатном растворе 1,69;
концентрация Na2Oy в оборотном растворе 8% от
N а2Ообщ;
плотность оборотного раствора 1423 кг/м3;
товарный выход А12О3 85,7%; извлечение по отваль-
ному шламу 92,6%; потери А12О3 при измельчении 0,5%;
потери щелочи (Na2O) на 1 т глинозема 58,50 кг;
количество извести 3,0% от массы боксита.
Химический состав боксита, %: А12О355,20; SiO24,34;
Fe2O319,42; TiO22,60; СаОО,27; СО20,21; п.п.п. 10,96;
Н207,00.
Расчет состава и количества оборотного раствора
Для получения 1 т глинозема необходимо ввести с бок-
ситом А12О3 990,0 : 0,857— 1155,19 кг, где 990,0 — содер-
жание А12О3 в 1 т глинозема, кг.
Для этого требуется ввести боксита 1155,19:0,552=
= 2092,73 кг.
Так как потери Л12О3 при измельчении составляют
0,5%, то на выщелачивание поступит А12О3 1155Д9Х
X 0,995=1149,41 кг или боксита 1149,41:0,552=
=2082,27 кг, т. е. потери боксита составят 10,46 кг.
Вместе с бокситом поступает па выщелачивание 3%
извести, или 2082,27-0,03=62,47 кг.
По принятым технологическим показателям концен-
трация Na2OK в оборотном растворе составляет 300 г/л
при ак=3,7. Отсюда концентрация А12О3 в оборотном
растворе составляет, г/л: 300-102 :(62-3,7) = 133,39.
127
Концентрация Na2Oy составляет 8% от Na20O6m- Сле-
довательно, о 100 = 8, откуда концентрация
Na2Oy составляет 26,08Уг/л; концентрация СО2 26.08Х
X44 ; 62=18,51 г/л; Н2О 1423—(300+133,39+26,084-
4-18,51) =945,02 г/л, где 1423 — плотность раствора,
кг/м3.
В результате выщелачивания получаем алюминатный
раствор с ак=1,69.
Для определения количества оборотного раствора,
поступающего на выщелачивание, решим уравнение
(расчет ведем на 1 т глинозема)
х-0,3 + 58,50 — 0,0434-2082,27-0,517 __
62
х-0,13339 + 0,926-0,552-2082,27 .
102
где х— количество оборотного раствора, поступа-
ющего на выщелачивание, л;
х-0,3—количество Na2OK, поступающее с оборот-
ным раствором, кг;
58,50—количество Na2O, вводимое для возмеще-
ния потерь, кг;
0,0434 • 2082,27-0,517 — химические потери Na2()
па связывание в алюмосиликат натрия
Na2O-Al2O3-2SiO2-2H2O, кг;
х-0,13339—количество окиси алюминия, вносимое с
оборотным раствором, кг;
0,926 -0,552-2082,27 — количество окиси алюми-
ния, переходящее в раствор при выщела-
чивании боксита, кг, при извлечении ио от-
вальному шламу 92,6%.
Числитель показывает, сколько молей Na2O содер-
жится в растворе после выщелачивания, а знаменатель —
число молен А12О3 в том же растворе.
Решив уравнение относительно х, найдем: х=
=6637,91 л, или 6,638 м3.
С этим количеством оборотного раствора вводится, кг:
Л12о,........... 0,13339-6638= 885,44
1Ча2Ок............. 0,300- 6638= 1991 ,40
Na,Ov........... 0,02608-6638=173,12
СО» ............ 0,01851-6638=122,87
Н2О............. 0,94502 6638=6272,92
Итого.......
9445,75
128
Принимаем, что потери щелочи возмещаются
40%-ным раствором NaOH. Плотность 40%-ного раство-
ра NaOH 1438 кг/м3, в нем содержится Na2OK 1438-0,4Х
Х62 : 80=445,78 г/л.
Для возмещения потерь щелочи необходимо ввести
такого раствора 58,50-1000 : 445,78=131,23 л, или
0,131 м3.
С этим раствором вводится вода в следующем коли-
честве: 0,131-1438—58,5=129,88 кг (условно принимаем,
что в каустической щелочи не содержится примесей). На
основании произведенных расчетов составляем баланс
дозировки шихты и мокрого размола (табл. 74).
Таблица 74
Баланс дозировки и мокрого размола
Введено, кг
Получено, кг
Боксит .............. 2092,73
Известь.................62,47
Оборотный раствор из
отделения выпарки . . 9445,75
40%-иый раствор NaOH 188,38
Сырая пульпа . . . .11778,87
Потери боксита . . . . 10,46
Всего....................11789,33 Всего.................. 11789,33
Полученная пульпа в количестве 11778,87 кг на 1 т
глинозема направляется насосами в подогреватели, а от-
туда в автоклавную батарею.
Расчет подогревателей
Расчет подогревателей сводится к определению поверх-
ности теплообмена и живого сечения трубок, обеспечи-
вающих заданную производительность. Поверхность теп-
лообмена вычисляется из уравнения теплопередачи
F = Q/(/<A/cP), (3)
где F— поверхность теплообмена, м2;
Q— количество тепла, которое необходимо передать
пульпе, чтобы поднять температуру от началь-
ной до заданной, кДж/ч;
К— коэффициент теплопередачи, показывающий,
какое количество тепла передается от пара к
9—523
129
пульпе через 1 м2 поверхности теплообмена
при разности температур в 1 К за 1ч,
кДж/(м2-ч-°С);
Д/ср— средняя логарифмическая разность температур,
°C.
Для получения 1 т
тать 11,779 т пульпы,
глинозема необходимо перерабо-
а в сутки GcyT=l 1,779-80 000 :
: 365=2581,7 т.
Рис. 7. Теплообменник с
плавающей головкой
температур кожуха п
Для нагрева такого количе-
ства пульпы требуются боль-
шие поверхности нагрева.
Обычно в глиноземном произ-
водстве применяются кужохо-
трубиые двухходовые теплооб-
менники с плавающей голов-
кой (рис. 7).
Особенность конструкции
такого теплообменника состо-
ит в том, что только одна труб-
ная решетка прикреплена же-
стко к кожуху, другая же сво-
бодно Перемещается. При та-
кой конструкции отсутствует
деформация трубок в результа-
те температурных удлинений
даже при большой разности
трубок. Кроме того, теплообмен-
ник с «плавающей» головкой легко
поддастся разборке
п чистке. Подогреваемая пульпа движется по трубкам,
а греющий пар — в межтрубном пространстве.
Для достижения высокой производительности подо-
гревателей при данной поверхности теплообмена следует
организовать процесс таким образом, чтобы получить вы-
сокий коэффициент теплопередачи. С увеличением ско-
рости продвижения пульпы увеличивается коэффициент
теплопередачи и соответственно уменьшается необходи-
мая поверхность теплообмена. Зависимость коэффициен-
та теплопередачи от скорости протекания пульпы может
быть проиллюстрирована следующими опытными дан-
ными:
Скорость протекания пульпы, м/с 0,3 0,95 1,50
Коэффициент теплопередачи,
ккал/(м2-ч-°С) ... .... 550 910 1120
Однако при большой скорости увеличивается потеря
напора в трубках аппарата п в соответствии с этим уве-
130
лпчпвается удельный расход электроэнергии, потребляе-
мой насосами высокого давления. Увеличение скорости
подачи пульпы в подогреватели лимитируется скоростью
износа трубок. Обычно применяемая скорость составля-
ет около 1 м/с.
Другим фактором, влияющим па производительность
подогревателя, является средняя логарифмическая раз-
ность температур Д/ср. Необходимая поверхность тепло-
обмена обратно пропорциональна средней логарифмиче-
ской разности температур, величина которой определя-
ется по формуле
Д/ср (Д/н - Д/к)/2,31g (Д/„: Д/к), (4)
где Д/н—начальная разность температур (пар—пуль-
па) при поступлении пульпы в подогрева-
тель;
Л/и— конечная разность температур (конденсат—
пульна) при выходе пульпы из подогревате-
ля (температура конденсата принимается
равной температуре пара).
Величина Д/п—Д/к не зависит от температуры грею-
щего пара при заданных начальной и конечной темпера-
туре пульпы. С повышением пли с понижением темпера-
туры греющего пара увеличивается или уменьшается
начальная разность температур Д/п, по па такую же вели-
чину изменяется и конечная разность температур Д/к.
Следовательно, Д/ц—Д/,< является постоянной величиной
п равна разности температур пульпы, выходящей нз по-
догревателя п поступающей в пего.
Повышение температуры греющего пара оказывает
большое влияние па величину 1g . С повышением
А/к
температуры греющего пара па а° начальная разность
температур составит Д/„+н°, а конечная Д/к4-а° и
(М„ -|- д") — (Д/к + а9)
Л/н А/,<
2,31g
Д/п 4- д°
А/к + д°
2,3 1g
ЛДт + д"
Л/к + д°
Так как Д/н>Д/к, то при а°>0
1g + < |g
Л/к + до А/к ‘
Чем больше величина а0, тем меньше 1н ’ ° и
Д/к + д»
тем больше Д£ср при постоянной величине Д/п—Д/к.
9'
131
Из формулы (3) следует, что необходимая поверх-
ность теплообмена обратно пропорциональна величи-
не Мср.
Для того чтобы проиллюстрировать влияние темпера-
туры греющего пара на производительность теплообмен-
ника, допустим, что пульпа нагревается от 100 до 130° С
Таблица 75
Влияние температуры пара на производительность подогревателя
Температура греющего па- ра, °C Средняя логарифмическая раз- ность температур Необходимая поверхность нагрева, % Удельная производи- тельность, %
140 40-1П -21,6 100 100
40 2’3Igw
150 50—20 66 152
чо ~3z’7
2,31g — 20
160 60—30 50 200
„„ — 60 2,31g — 30
170 70—40 40 250
—oo,b 70 2,31g — 40
180 80—50 33,8 300
„ —uo,o 80 2,3 1g — e50
при разных температурах греющего пара: 140, 150, 160,
170, 180° С.
Если примем необходимую поверхность теплообмена
и производительность теплообменника для температуры
греющего пара 140° С до 100%, то для других темпера-
тур получим величины, приведенные в табл. 75.
Приведенные цифры показывают, что с повышением
температуры греющего пара уменьшается необходимая
поверхность теплообмена и соответственно увеличивает-
ся производительность теплообменника.
Для расчета аппаратуры принимаем, что пульпа на-
гревается в подогревателях сепараторным паром до
140° С и направляется в батарею автоклавов. Конденсат
132
из подогревателей отводится через конденсационные
горшки и поступает в сепаратор конденсата, откуда по-
дается в баки горячей воды, а пар из сепаратора конден-
сата поступает в полочные подогреватели.
В. первых двух автоклавах батареи пульпа нагрева-
ется острым перегретым паром Ц~300° С, Р=2,8 МПа)
до температуры варки. Из последнего автоклава пульпа
проходит последовательно через самонсиарптелп первой
и второй ступени и направляется в мешалки на разбав-
ление, а пар самоиспаренпя используется для нагрева
пульпы в подогревателях. Автоклавы и подогреватели
снабжены сдувочной коммуникацией, назначение которой
состоит в удалении воздуха и газов, могущих образо-
ваться в процессе выщелачивания.
В отечественной производственной практике до на-
стоящего времени сепарация автоклавной пульпы осу-
ществляется в две ступени, причем в трубчатые подогре-
ватели поступает сепараторный пар только первой сту-
пени. Многоступенчатая сепарация автоклавной пульпы,
которая дает снижение расхода свежего пара с ТЭЦ за
счет более высокой температуры нагрева в подогревате-
лях, внедряется на отечественных глиноземных заводах.
Предусматривается схема раздельной подачи пара в по-
догреватели: пар низких параметров — в первые по ходу
пульпы подогреватели, а высоких параметров — в по-
следние, что обеспечит получение более высокой лога-
рифмической разности температур, а следовательно,
и более высокую производительность подогревателей.
Кроме того, при равномерно распределенном темпера-
турном напоре на греющих поверхностях уменьшается
образование осадка в трубках.
Если подогрев пульпы осуществляется в одну стадию от
100 до 140°С (па 40° С), то для получения необходимого
количества пара самоиспаренпя температуры пульпы, по-
ступающей из последнего автоклава, должна быть сни-
жена в самоиспарителе примерно на столько же граду-
сов, а с учетом тепловых потерь в окружающую среду —
еще на 4—5° С. Пусть эта температура составляет 180° С.
Отсюда средняя логарифмическая разность темпера-
тур прп нагревании пульпы в одну стадию составляет
А/п = 180— 100 = 80° С,
А/к = 180— 140= 40° С,
д/ = 80~ 40 = 58° С.
1 2,31g (80:40)
133
Если подогрев пульпы осуществляется в две стадии
(от 100 до 120° С в первом подогревателе и от 120 до
140° С во втором) , то температура пара самоиспарения,
при которой количество его соответствует необходимому,
должна быть около 200° С для нагрева пульпы во вто-
ром подогревателе с последующим получением сепара-
торного пара во второй стадии самоиспарения, темпера-
тура которого около 180°С (для нагрева пульпы в пер-
вом подогревателе). Средняя логарифмическая разность
температур при этом составит:
. .. * > 80 — 80 _„о
1-и подогреватель =----------------= 70 ;
р ср 2,31g (80:60)
о Л, 80 — 60 7„0
2-и подогреватель =----------------= /О .
‘ ср 2,31g (80:60)
Из приведенных данных следует, что нагрев пульпы в
две стадии обеспечивает получение более высокой удель-
ной производительности подогревателей, более высокой
температуры пульны перед автоклавами и, следователь-
но, снижение расхода пара.
Принимаем, что нагрев пульпы в подогревателях осу-
ществляется в две стадии. На первой стадии пульпа на-
гревается от 100 до 120° С и на второй — от 120 до 140° С.
В соответствии с этим предусматриваем три стадии само-
испареппя пульпы. В первом сепараторе по ходу пульпы
температура ее снижается приблизительно до 200° С, во
втором — до 180° С и в третьем — до 115° С.
Пар первой ступени самоиспарения используется для
нагрева пульпы во втором подогревателе (от 120 до
140° С), второй ступени самоиспаренияв первом подо-
гревателе (от 100 до 120° С), а пар третьей ступени —
для нагрева воды в полочном подогревателе или сырой
пульпы в мешалках. Схема работы установки изображе-
на на рис. 8.
Первая ступень нагрева пульны —
от 100 до 1 2 0° С
Необходимая площадь живого сечения
трубок (м2) определяется по формуле
Р' =•- VceI>, (5)
где Есек—объем пульпы, подлежащей переработке в се-
кунду, м3;
w— линейная скорость пульпы, м/с.
134
Для определения секундного объема пульпы необхо-
димо определить ее плотность рп, для чего воспользуем-
ся следующей формулой:
,_______Ои________
, оиз . Go.p ( Gut
(6)
Рп „
Рб Риз Ро.р Рщ
где Gn, G(„ Gn3, Go.p, Ощ — соответственно масса на I т
глинозема пульпы, боксита, извести, оборотного рас-
Рис. 8. Схема непрерывного выщелачивания бокситов в автоклавах:
/ * мешалка для сырой пульпы; 2 — поршневой насос; 3 — воздушный ком-
пенсатор; 4 — подогреватели I и II ступени; 5 — конденсационный горшок;
6 — буферный сосуд; 7 — автоклавы; 8 — сепараторы I, II и III ступени; 9 —
приемная мешалка; ----- пульпа; —-------конденсат;---------пар; ...еду-
вочиая линия
твора и 40%-ного раствора NaOH, вводимого для
возмещения потерь на 1 т глинозема, кг;
Рб, Риз, Ро.р, рщ •— соответственно плотность боксита,
извести, оборотного раствора и 40%-ного раствора
NaOH, кг/м3.
Принимаем, что плотность боксита 3000 кг/м3, плот-
ность извести 2200 кг/м3, плотность оборотного раство-
ра 1423 кг/м3, а 40%-ного 1438 кг/м3; тогда плотность
пульпы составит (см. табл. 74):
11 778,87 ,Г7О . з
р„ —------------------------------- =1572 кг/м3.
' u 209273 62,47 9445,75 188,38
3000 " 2200 + 1423 1438
135
Секундный объем пульпы
1/сек = Ссут/(24.3600.рп); (7)
Усе„ = 2581700/(24-3600-1572) ^0,019 м3/с.
Принимая линейную скорость пульпы w—1,0 м/с, по-
лучаем следующую необходимую площадь живого сече-
ния трубок: F'— VceK/u>=0,019 : 1,0=0,019 м2.
Выбираем двухходовый трубчатый подогреватель с
плавающей головкой со стальными трубками 38X3 мм
из материала сталь 20 высотой 6,9 м, применяемый в
производственной практике. Основные характеристики
этого подогревателя: F'=38 м2; п=58 : 2=29 трубок.
Всего подогреватель имеет 58 трубок, разделенных
нижней фигурной крышкой на два пучка по 29 трубок,
в которых пульпа проходит вначале вверх, а затем вниз,
поэтому подогреватель и называется двухходовым.
Убеждаемся расчетом, что наш выбор сделан пра-
вильно. Внутренний диаметр трубки для прохождения
пульпы
dBa = d — 262, dBH ==38 — 6 = 32 мм. (8)
Здесь 62 — толщина стенки трубки, мм.
Число трубок, необходимых для обеспечения задан-
ной производительности, определится из следующего ра-
венства:
П = ---Есек— = ------0Щ19----- = 23 64
0,785-0,032»-1,0
Определим число трубок по необходимой поверхности
теплообмена из формулы
F’ = Q/(WCP). (Ю)
Для вычисления величины Q исходим пз равенства
<2 = Ci + + т3 c3)(tK — tj В, (11)
где шь т2, т3 — масса оборотного раствора с учетом
соответственно добавки NaOH, боксита и изве-
сти, кг на 1 т глинозема;
Ci, с2 п с3 •— средине удельные теплоемкости этих
материалов, ккал/(кг-°C);
tK, tn—конечная температура пульпы, выходящей из
теплообменника, и начальная температура пуль-
пы, поступающей в теплообменник, °C;
136
В— производительность установки по глинозему,
т/ч.
Q = (9634,13-0,8 + 2092,73-0,23 + 62,47-0,19) X
X (120 — 100) 10,75 = 1,763-10® ккал/ч.
Коэффициент теплопередачи /< вычисляется пз ра-
венства
(1/а1) + (61/Л1) + (<%/Л2) + (1/р) ’
где — коэффициент теплопередачи от конденсирую-
щегося пара к стенкам трубок, ккал/(м2-ч-°С);
б,— толщина трубки, м;
62— толщина слоя осадка на внутренней поверхно-
сти трубок, м;
Р— коэффициент теплопередачи от осадка внутри
трубок к пульпе, ккал/(м2-ч-°С).
Для определения коэффициента теплопередачи прп
пленочной конденсации пара воспользуемся формулой
Нуссельта:
а==С1/------Vp2-r -, (13)
V И
где at—коэффициент теплопередачи, ккал/(м2-ч-°С);
К—теплопроводность конденсата, ккал/(м-ч-°С);
р— плотность конденсата, кг/м3;
г—скрытая теплота конденсации, ккал/кг;
р—коэффициент вязкости конденсата, кг/м2;
I — длина трубки, м;
— температура пара, °C;
tw‘t— температура стенки, обращенной к пару, °C;
С— коэффициент, зависящий от расположения тру-
бок; для вертикальных труб (7=1,15 п l=h
трубок.
Значения 7.р и р выбирают по средней температуре
пленки, которая определяется пз равенства #CP=(/S—
—fw,) : 2, а значение г — по температуре конденсации.
Если обозначим величину yfр2Х3/р через Ь, то фор-
мула (13) примет следующий вид:
(14)
137
Значения величин b и у/ г в зависимости от темпера-
туры приводятся в таблицах. Принимаем, что tw,—
= 168°С, тогда /Ср=(180+168) : 2=174° С. При этой
температуре £=2415 ккал3/4-кг,/4/(м7/4-ч3/4-°С3/4). Для
вертикальных трубок с— 1,15 и l=h трубок, у г (при
/«=180° С) =4,6 (ккал/кг)1/4. Отсюда:
ат= 1,15-2415-4,60:У?(180 —168) =
= 4140 ккал/(м2 ч • ° С).
Толщина стенок трубки 61=(0,0445—0,040) : 2=
=0,00225 м. При теплопроводности стали Xi=45 ккал/
/(м-ч-°С) 6i/Xj =0,00225 : 45=0,00005 м2-ч-°С/ккал.
При толщине осадка 0,001 м и Х2=1,4 ккал/(м-ч-°С)
62/Х2=0,001 : 1,4=0,000714 м2-ч-°С/ккал.
Для определения коэффициента теплопередачи [>
можно пользоваться несколькими формулами, из кото-
рых наиболее точной является
Nu~ 0,023 Re^-Pr0’*, (15)
где
Nil — frd/7. — критерий Нуссельта;
Re — dwy/([ig) — критерий Рейнольдса;
Pr = cyiglK — критерий Прандтля.
В этих формулах
g— ускорение силы тяжести, м/с;
d— внутренний диаметр трубки, м;
w — скорость прохождения пульпы, м/с;
р, X, сир—плотность и коэффициенты теплопровод-
ности, теплоемкости и вязкости пульпы.
Из приведенной формулы видно, что для определения
значения [1 необходимо иметь наряду с другими физиче-
скими характеристиками значения теплопроводности X
и вязкости р пульпы. Этими данными мы не располага-
ем. Поэтому в применении к данному расчету воспользу-
емся приближенной формулой
Р = 4500]Лй>. (16)
При ш=1 м/с (3=4500.
138
Отсюда коэффициент теплопередачи /( составит
К'-+-г+Ф+4-
сс Xi Ха Р
________________1___________
~ 1 1 °'00225 °-001 , __L
4140 45 '1,4 4500
= 710 ккал/(м2 • ч • ° С).
Проверяем температуру стенки: tWi=ts—/<A/tp/ai=180—
—710-70 : 4140=168° С, что совпадает с принятой тем-
пературой.
Определяем общую поверхность теплообмена: F=
=Q/(FA/CP) = 1,763-106/(710-70)=35,47 м2, что нахо-
дится в соответствии с поверхностью теплообмена приня-
того нами подогревателя.
Расход пара в теплообменнике опреде-
ляется отношением необходимого количества тепла на
подогрев пульпы и на возмещение тепловых потерь в ок-
ружающую среду к разности между удельными энталь-
пиями поступающего пара и уходящего конденсата:
D = Qln + Q\nl(i'r-i'), (17)
где D— количество расходуемого пара, кг/ч;
Q1/1— расход тепла на подогрев пульпы, ккал/ч;
Q\n— потерн тепла в окружающую среду, ккал/ч;
i"— удельная энтальпия пара, ккал/кг;
Г—удельная энтальпия конденсата, ккал/кг.
Определяем потери тепла в окружающую среду. По-
верхность охлаждения теплообменника
s = лОн h + nD„ /2;
считаем для упрощения крышки плоскими; h—8,8— об-
щая высота теплообменника. Следовательно, s=3,14X
Х0,62-8,8-фЗ, 14-0,622 : 2=17,73 м2.
Потери тепла в окружающую среду при отсутствии
теплоизоляции могут быть определены по следующей
формуле:
Q2 socr (tCT — tBO3) т, (18)
где s— поверхность охлаждения теплообменника, м2;
аг— суммарный коэффициент теплопередачи за счет
конвекции и излучения; а/=аКОп+«1!з.м;
/ст— температура наружной стенки, °C;
139
/воз— температура окружающего воздуха, °C;
т—время пребывания пульпы в подогревателе, ч.
ПрИ Т 1 Ч Q 9 —50^2 ( /ст /воз).
Коэффициент теплопередачи от наружной поверхно-
сти к окружающей среде сщ вычисленный но формулам
Стефана—Больцмана и Нуссельта, имеет следующий
вид: _______
2,2 у/~tCT /воз ~ Н
+ 4 Щ/Ст + 273):100]* - [(/поз -|- 273): 100]*} ( j g
/ст / воз
Обозначив температурный напор через Д/=/ст—/воз
и приняв температуру наружной стенки равной темпера-
туре пара 180° С, а температуру окружающего воздуха
30° С, получим
Q2 = s(2,2A/5/4 + 4
//ст+273у __ / /поз + 273 У
\ 100 / 100 )
= 17,73 ( 2,2-1505/4 + 4 Г — (—VI = 45 000 ккал/ч.
I \юо/ цоо/ J
Для уменьшения тепловых потерь подогреватель теп-
лоизолируют. При к. п. д. теплоизоляции, равном 0,8,
действительные потерн тепла в окружающую среду со-
ставят Q‘"=Q; -0,2=45 000-0,2—9000 ккал/ч. Отсюда
расход пара в одном подогревателе составит
п QV+QV 1,763-10»+ 0,009-10» .
D. =------------=-------------!------= 3676 кг/ч,
— Г 663,5— 181,5
где 663,5— удельная энтальпия насыщенного водяно-
го пара при 180° С, ккал/кг;
181,5—удельная энтальпия конденсата при той
же температуре, ккал/кг.
Диаметры штуцеров для пара, конден-
сата и пульпы. Внутренний диаметр парового шту-
цера (di) определяется из равенства
П4IZ/3600 = [ndl/4 ) w, (20)
откуда
dr = KDqBs-4/(3600^-3,14) ,
где Vs= 0,2 — объем 1 кг пара при 180° С, м3;
w— скорость движения пара; принимаем м?=30 м/с.
dr = ]/ 3676 -0,2-4: (3600• 30 • 3,14) = 0,093 м.
140
В соответствии с ГОСТом на основные размеры сталь-
ных труб толщина стенки трубы при данном диаметре
бт—3,75 мм.
Диаметр штуцера для стока конденсата вычисляем,
принимая, что скорость стекания конденсата составляет
0,5 м/с:
d2 = /3676 - 0,001 • 4: (3600 • 0,5 • 3,14) = 0,051.
Внутренний диаметр штуцера для ввода пульпы (<Д)
равен внутреннему диаметру штуцера для вывода пуль-
пы (d4):
с13 = ^= /0,019-4:(1,5-3,14) -0,15м,
где 0,019—объем пульпы, пропускаемой через тепло-
обменник, м3/с;
1,5 —линейная скорость прохождения пульпы
через штуцер, м/с.
Выбираем стандартный размер трубы: диаметр 159,
толщина стенки 9 мм. Толщина стенки трубы взята завы-
шенной по сравнению с расчетной с учетом высокой аб-
разивности пульпы.
Вторая ступень нагрева пульпы —
от 120 до 140° С
Вторая ступень нагрева пульпы тоже осуществляется в
подогревателе с «плавающей» головкой. Расчет подогре-
вателей такой же.
Для примера определим часовой расход пара в подо-
гревателе второй ступени. Расход тепла на нагрев пуль-
пы от 120 до 140° С почти такой же, как и в первом по-
догревателе. В формуле (11) последние два сомножителя
остаются неизменными, первый же сомножитель не-
много увеличится в связи с возрастанием удельных теп-
лоемкостей (ci, с2 и с3) при повышении температуры.
Учитывая, что разница в температуре пульпы двух сту-
пеней нагрева составляет только 20° С, а это незначи-
тельно отражается на величине первого сомножителя,
принимаем, что количество тепла, необходимого для на-
грева пульпы во втором подогревателе (120—140° С), та-
кое же, как и в первом (100—120° С). Тогда Q,n=(2[n =
= 1,763-106 ккал/ ч.
Принимаем также, что тепловые потери в окружаю-
щую среду равны: Q?n =Q£n =9000'ккал/ч.
141
Количество необходимого насыщенного пара прп
200° С составит, кг/ч:
D = Q’lп + _ 1,763-10”+ 9000 = 3826 4.
i" — i' ~ 667,1 —204,0 ’ ’
где 667,1 — удельная энтальпия насыщенного водяного
пара при 200° С, ккал/кг;
204,0 — удельная энтальпия конденсата прп той же
температуре, ккал/кг.
Расчет числа автоклавов
Окончательный нагрев пульпы до 232° С осуществляется
в автоклавах перегретым острым паром, температура ко-
торого 280—300° С. Пар подводится через буферный со-
суд к первым двум автоклавам, куда он поступает через
тарельчатый барботер непосредственно в пульпу. Для
определения размеров п числа автоклавов необходимо
знать, какое количество пульны должно быть пропущено
через автоклав в единицу времени. При нагревании пуль-
пы острым паром опа разбавляется конденсатом, поэто-
му требуется корректировка данных материального ба-
ланса.
Масса пульпы, выходящей пз автоклавов, суммиру-
ется из массы пульпы, поступающей в автоклавы, и мас-
сы конденсата водяного пара, вводимого в автоклав. Пар
вводится пз расчета нагревания пульны от 140 до 232° С
и возмещения тепловых потерь в окружающую среду.
Общий часовой расход пара в автоклаве О®, ккал/ч:
D„ = Qi + a^/ii — i ),
где Q'1— количество тепла для нагревания пульпы от
140 до 232° С, ккал/ч;
— количество тепла для возмещения теплопо-
терь, ккал/ч;
I"—удельная эпталышя пара, ккал/кг;
i'— средняя удельная энтальпия конденсата,
ккал/кг.
Q'? = (mid + »12с2 + /7гзсз)(/к — /„) В =(9634,13-0,8 +
+ 2092,73-0,23 + 62,47-0,19)(232— 140)-10,75 = 8,11-10е
где inh 1112, 1113 — массы оборотного раствора, боксита и
извести соответственно па 1 т глинозема, кг;
142
Cl, c2, c3 — удельные теплоемкости этих продуктов,
ккал/(кг-°С);
В— производительность установки по глинозему, т/ч.
Для определения теплопотерь в окружающую среду
необходимо знать общую наружную поверхность автокла-
вов, величина которой зависит от размеров и числа авто-
клавов. Примем величину теплопотерь в окружающую
среду равной 3% от общего количества тепла, вносимого
паром (в дальнейшем величина теплопотерь будет уточ-
нена расчетом):
оя
—100 = 3;
Q'i + <?2
3-Qi __ 8,1110с-3
97 ~ 97
= 0,25-106 ккал/ч.
i = (i„ + 1к)/2, (22)
где i'— удельная энтальпия конденсата при начальной
температуре раствора, поступающего в авто-
клав (140° С), ккал/кг;
t" — удельная энтальпия конденсата прп макси-
мальной температуре раствора в автоклаве
(232° С), ккал/кг.
i' = (140,74-238,4) : 2=189,5 ккал/кг.
Расход пара для нагревания пульпы в автоклаве 1У\,
кг/ч:
Г)а _ Qi 4- Q2 8,11 10°-|-0,25-10°
1_/п —
= 17413.
669,6—189,5
Расход автоклавов пульпы G, кг/ч:
G = Gn + GK= 11 779-10,75 + 17413 = 144037,
где Gn—расход пара, кг/ч;
GK— расход конденсата, кг/ч.
Плотность автоклавной пульпы ра.и определяется пз
следующей формулы, т/м3:
G -----144037--------= 1,47. (23)
126 624:1,572+ 17 413 '
Ра.и „ . „
Gn-pn I О]
Секундный объем разбавленной пульпы, м’/с: РСек=
= 144,037 :(1,47-3600) =0,0268.
Прп выборе размеров автоклавов (соотношения меж-
ду высотой и диаметром) следует учитывать, что при
расчете автоклава на прочность стенки следует увеличн-
143
вать пропорционально увеличению диаметра. Для опре-
деления числа автоклавов в батарее представляется бо-
лее удобным исходить из часового объема автоклавной
пульпы и объема выпускаемых промышленностью стан-
дартных автоклавов1.
Часовой объем пульпы, м3/ч: ПЧас—144,0,37 : 1,47=
=97,98.
Для обеспечения необходимого времени выщелачива-
ния 2 ч общая емкость реакционных автоклавов должна
быть 97,98-2^200 м3.
Следовательно, число реакционных автоклавов (при
объеме одного автоклава 25 м3) и—200 : 25=8.
К ним необходимо прибавить два греющих.
Выбираем автоклавы внутренним диаметром £>в„=
= 1,6 м, высотой 14 м (стандартные) и со стенкой тол-
щиной 34 мм. Чтобы обеспечить заданную производи-
тельность, линейная скорость пульпы в автоклаве w
должна составлять, м/с:
Всек _ 0,0268
w = = — = 0,0134.
(лВ2вп):4 0,785-1,6*
При общей продолжительности пребывания пульпы в
автоклавах, равной 2 ч, суммарная высота всех автокла-
вов составит
(24)
Н = wx = 0,0134-7200 = 96 м, (25)
где w—скорость протекания пульпы в автоклаве, м/с;
т—продолжительность пребывания пульпы в авто-
клаве, с.
При высоте автоклава /г=14 м необходимое число ав-
токлавов
ц = Я:/1 = 96:14^7.
На основании произведенных расчетов устанавлива-
ем 9 автоклавов, два из которых будут использоваться в
качестве греющих, а семь — как реакционные.
Согласно условиям механической прочности жела-
тельно следующее соотношение геометрических размеров
автоклавов:
1 В настоящее время промышленность выпускает автоклавы
объемом 70 п 25 м3.
144
где Ru~ внутренний радиус кривизны линии перехо-
да от цилиндрической части днища к вы-
пуклой;
/?ц— внутренний радиус цилиндрической части;
/?д— внутренний радиус кривизны днища.
Уточнение геометрических размеров автоклава будет
выполнено после проведения расчета уточненного часо-
вого потока автоклавной пульпы.
Рабочий объем одного реакционного автоклава бата-
реи, м3:
= VceKT//i = 0,0268-7200:7 = 27,6, (26)
где Исек— объем поступающей пульпы, м3/с;
т— продолжительность пребывания пульпы в ав-
токлавах, с;
п— число рабочих автоклавов в батарее.
Высота цилиндрической части автоклава определит-
ся из равенства
У?-2Удн[(л£>2вн)/4]Лц, (27)
откуда
йц - (4Рр — 8РДН): (л£>2,) = (4 • 27,6 — 8,6): 3,14• 1,62 =
= 14,8 м.
Отсюда получим следующие геометрические размеры
автоклава: DBII=1600 мм; D„=1668 мм; й®„ (высота
внутренней части автоклава) равна 14 600 мм. Общая вы-
сота автоклава йа=14 668 мм.
Расчет тепловых потерь во внешнюю среду
Поверхность одного автоклава
sf = л£>„ йц + л£>„ = л£>„ (йц + £>„) =
= 3,14 • 1,668 (14,8 + 1,668) = 86,25 м2.
Потерн во внешнюю среду всей автоклавной батареи
определяются из формулы
Qn = ns\ (2,2Д/6/4 Ч- 4 [(Т1:1 ОО)4 — (Т2:1 ОО)4]),
где п— число автоклавов в батарее;
sf— поверхность одного автоклава, м2;
Л/— температурный напор, °C;
Т\—абсолютная температура стенки, равная темпе-
ратуре пульпы (~ 232° С);
10—523
145
Т2— абсолютная температура внешней среды, рав-
ная 30° С.
По требованиям Госгортехнадзора сварные швы, лаз
и места присоединения штуцеров должны оставаться без
изоляции для систематического осмотра. Суммарная пло-
щадь неизолированной поверхности составляет 10—15%
от общей поверхности автоклава.
Следовательно, потери тепла во внешнюю среду не-
изолированной частью автоклавной батареи составят
Q'n = д-0,12s? |2,2Afs/4 Ч-4|(7Л:100)4 —
— (Т2:100)4]} = 9-0,12-86,251 2,2-202г>/4+4[(505:100)4—
— (303:100)4]1 = 367, 695-103 ккал/ч.
При к. п. д. теплоизоляции 0,9 потери тепла в окру-
жающую среду изолированной частью автоклавов соста-
вят
Qn = /i-0,88-0,10si {2,2А/5/4 + 4 |(Tr: 100)4 —
— (Т2: 100)4]} = 269,644 -103 ккал/ч.
Суммарные потери тепла в окружающую среду Q” =
=Q"+Q'=269,644 • 1О3+З67,695- 103=637,34-103 ккал/ч.
Уточнение величины удельного расхода пара
и потока пульпы
Действительный часовой расход пара (кг/ч) в автоклав-
ной батарее определится по формуле
D- = (QT + <£)/(«• - 4) = =
ер/ 669,6 — 189,5
= ^^ = 18219,80,
480,1
что составляет па 1 т глинозема, кг: 18219,8: 10,75=
= 1694,87.
Действительный часовой поток автоклавной пульпы,
кг/ч: Gp.n=Gn+Gnap=ll 779- 10,75+18219,80=144 844.
Следовательно, уточнения размеров автоклавов не
требуется в связи с незначительным изменением удель-
ного потока пульпы.
Снижение температуры пульпы
за счет тепловых потерь
Максимальная температура пульпы достигается во вто-
ром автоклаве, куда вводится острый пар. По мере про-
146
хождения пульпы по автоклавам температура се посте-
пенно снижается вследствие тепловых потерь.
Общее снижение температуры пульпы вследствие теп-
ловых потерь определяется из равенства
А/ = Q"/C4.„. (28)
где Q"—потери тепла в окружающую среду послед-
ними семью автоклавами батареи, ккал/ч;
Сч.„—теплоемкость часового потока пульпы,
ккал/°С.
Q" = Q„ -7:9 = 637,34- 103- 7:9 = 495,71 • 103 ккал/ч.
Сч п — (/nici Jr /»2C2 + /Дз^з) 10,75 4- 16 ОООсц,,
где первое слагаемое — теплоемкость часового потока
пульпы, поступающей в автоклав, ккал/°C;
второе слагаемое — теплоемкость часового количест-
ва конденсата водяных паров, образующихся в автокла-
ве, ккал/°C;
cw — удельная теплоемкость конденсата, ккал/(кг-°С).
С,.„ = (9634,13-0,80 + 2092,73-0,24 +
'г 62,47 - 0,19) 10,75 + 18219,8 1,02 =
= 106,74-103 ккал/°С.
Отсюда А/=495,71 • 103: (106,74-103)—4,12° С, т. е. из
последнего автоклава пульпа выходит в пароотделитель
при температуре 232° С—4,64°С=227,36» 227,4° С, а тем-
пературный перепад между двумя соседними автоклава-
ми составляет 0,66° С.
Расчет теплоизоляции автоклавной батареи
К теплоизоляционным относятся материалы, коэф-
фициент теплопроводности которых не превышает
0,2 ккал/(м-ч-°С) в пределах температур 50—100°С. Из-
вестно много природных материалов, отвечающих этому
требованию: асбест, слюда, торф,.земля, пробка, дерево,
опилки, каменный уголь и др. Иногда эти материалы, при-
меняют в качестве тепловой изоляции в естественном ви-
де, по чаще теплоизоляционные материалы готовят ис-
кусственно либо смешивают в определенных пропорциях
различные естественные материалы, обладающие малым
коэффициентом теплопроводности, либо применяя спсцн-
10‘
147
альную предварительную обработку исходных материа-
лов. В качестве теплоизоляционных материалов исполь-
зуют иногда отходы производства. Так, шлаковая вата,
коэффициент теплопроводности которой 0,06 ккал/(мХ
Хч-°С), является продуктом грануляции шлаков метал-
лургических печен и широко применяется в качестве теп-
лоизоляционного материала. Широко применяются так-
же асбослюда (смесь асбеста и слюдяной мелочи), зоно-
лит— продукт прокалки слюды при температуре 700—
800° С, совелит, асбозурпт и др.
Расчет теплоизоляции автоклавной батареи сводится
к выбору теплоизоляционного материала, обладающего
такой теплопроводностью, при которой тепловые потери
в окружающую среду соответствуют принятым потерям
при данных температурном напоре и толщине слоя изо-
ляции. Толщину слоя теплоизоляции и общее количество
необходимого материала определяют расчетом. При пра-
вильно выполненной теплоизоляции действительные по-
терн тепла в окружающую среду составляют всего
10—20% от тепла, теряемого неизолированной поверхно-
стью. Применением теплоизоляции не только достигается
экономия пара, по и создаются надлежащие санптарпо-
гпгпеническпе условия труда.
При выборе теплоизоляционных материалов следует
принимать во внимание не только их стоимость, по и фи-
зические свойства. Например, надо иметь в виду, что теп-
лоизоляционные свойства материалов ухудшаются по ме-
ре повышения содержания в них влаги. Поэтому для гид-
рометаллургических цехов, атмосфера которых насыщена
водяными парами, следует выбирать материалы, обла-
дающие плохой гигроскопичностью, и покрывать тепло-
изоляционный слой штукатуркой пли другими материа-
лами, не пропускающими влагу.
Определение толщины изоляции бпз при заданной
(расчетной) потере тепла является наиболее распростра-
ненным вариантом расчета.
Исходные данные:
а) температура теплоносителя 2.32° С;
б) температура окружающего воздуха ^>=30° С;
в) размеры изолируемого объекта (dBII=l,6 м);
г) расчетные тепловые потери, отнесенные к единице
площади изолированной поверхности g, ккал/(м2-ч);
д) коэффициент теплопроводности изоляционного
слоя Хпз, ккал/(м-ч-°С);
148
е) характер изоляции — однослойная или двухслой-
ная.
Для цилиндрических поверхностей диаметром около
2 м
биз=Чз(-^=А-—Ц <29)
\ g «н /
где 6ИЗ — толщина изоляции, м.
Для изолирующего материала асбозурита Хпз=0,14+
4-0,00015/ср; tCP= (232+45) : 2= 138,5° С; 45° С — задан-
ная температура наружного слоя изоляции; Хпз=
=0,16 ккал/(м«ч-°С);
g = 269,644-103: (9-86,25-0,88) =
=394,74 'ккал/(м2 ч)(см. с. 146);
где 9 — число автоклавов, шт.; 86,25 — поверхность од-
ного автоклава, м2; 0,88—коэффициент изоляции.
а„ = 8,1 + 0,045 (/„ — Q = 8,1 +
+ 0,045 (45 —30) = 8,775.
Отсюда 6ИЗ = 0,16 (——52----J—'j = 0,064 м.
394,74 8,775/
Обычно после нанесения на автоклавы изоляционно-
го слоя по нему производится штукатурка из асбозурито-
вой мастики, а затем обклейка изоляции тканью. Толщи-
на покровного слоя составляет 10—20 мм. Штукатурный
слой в таком случае рассматривается как второй слой
изоляционной конструкции.
Принимаем (по данным практики) толщину штука-
турного слоя 13 мм; тогда найденную нами толщину изо-
ляции уменьшаем на некоторую величину, в данном слу-
чае на 10 мм (табл. 76).
Следовательно, принимаем толщину изоляционного
слоя 54 мм и толщину штукатурного слоя 13 мм.
Масса теплоизоляционного материала автоклавной
батареи определяется из равенства
G ~ ^43 “Ь Сшт —= упз VII3 + Ушт Пшт,
гдеуиз и ушт—объемные массы изоляционного материа-
ла и штукатурки, кг/м3;
Пщ и Ушт — объемы, занимаемые изоляцией и шту-
катуркой, м3;
149
Табл и ц а 76
Поправки к расчетной толщине изоляции 6ПЗ
прп наличии штукатурного слоя
Уменьшение 6НЗ (мм) прп Хиз. ккал/(м-ч °С)
Уменьшение б (мм) прп ?. ,
калл/(м-ч°С)
Штукатурный
слой
Штука-
турный
слой
Асбозурито-
вый толщи-
ной, мм
Асбоцемент-
ный толщи-
ной, мм
4
7
9
3
4
5
5
8
11
Асбозури-
товый
толщи-
ной,мм
Асбоце-
ментный
толщи-
ной, мм
9 10
12 13
10
15
20
7
10
14
4
6
9
7 8
11 12
15 16
6 6
3
5
7
4 4
6 6
7 8
G— масса теплоизоляционного материала, кг;
G1I3— масса изоляции, кг;
бшт— масса штукатурки, кг.
Объем изоляционного материала определяется из
формулы
V113 = пи
(30)
где /I— число автоклавов в батарее;
£>ав— наружный диаметр автоклава, м;
DII3—диаметр автоклава с изоляцией, м;
/гц — высота цилиндрической части автоклава.
Расчет количества пара самоиспаренпя
и размеров самоиспарителей
Из последнего автоклава батареи пульпа последователь-
но проходит через три самопспарителя, в результате че-
го она охлаждается до температуры, отвечающей атмос-
ферному давлению. Таким образом, основное назначение
самоиспарителей состоит в быстром снижении высокой
температуры автоклавной пульпы до такой, прп которой
дальнейшая обработка ее может быть осуществлена в
открытой аппаратуре, при атмосферном давлении. Так
150
как охлаждение пульпы вызывается обильным испаре-
нием воды, происходящим при попадании пульпы в са-
мопспаритель, то второе назначение самоиспарителей со-
стоит в отделении пара самоиспаренпя от пульпы, исполь-
зование которого приводит к резкому сокращению
расхода свежего пара.
Как указывалось выше, сепараторный пар второй ста-
даи самоиспаренпя используется для первой ступени на-
грева пульпы, а первой стадии — для второй ступени на-
грева пульпы в подогревателях. Сепараторный пар треть-
ей стадии может использоваться для предварительного
нагрева пульпы перед поступлением ее в подогреватели
(см. рис. 8) и для получения горячей воды.
Рис. 9. Самопспарптсль вто-
рой ступени:
1 -- патрубок для отбора па-
ра самопспарения; 2 — ло-
вушка (инерционный канле-
отделятель); 3—загрузоч-
ная труба; 4 — броневое
устройство; 5 — патрубок
для выгрузки пульпы
Рис, 10. Игольчатый регулятор
151
Самоиспаритель представляет собой стальной ци-
линдр со сферическим или коническим днищем (рис. 9).
Корпус и днища самоиспарителя рассчитываются на
прочность так же, как и автоклавы. Вывод пульпы из па-
роотделителя осуществляется через штуцер 5 в нижнем
днище, а пар самоиспарения отбирается через патрубок 1
в ловушке 2. Через эту ловушку (инерционный каплеот-
делитель) проходит пар, прежде чем попасть в патрубок,
по которому он отводится в коллектор для использова-
ния. Опа предназначена для отделения от пара капелек
пульпы, увлекаемой им. Уловленная в каплеотделптеле
пульпа стекает обратно в самоиспаритель. Получение
чистого пара весьма важно при использовании вторич-
ного пара для нагревания пульпы в трубчатых теплооб-
менниках. При этом уменьшаются также механические
потери щелочи и окиси алюминия.
Отбор пульпы из самоиспарителя регулируется та-
ким образом, чтобы уровень ее в самопспарителе был вы-
ше отверстия, по которому пульпа поступает в самоис-
паритель. При таких условиях противоположная стенка
сепаратора в меньшей мере подвержена износу, так как
напор поступающей пульпы передается массе пульпы, со-
держащейся в сепараторе.
При работе с автоклавами непрерывного действия
пульпа поступает в самоиспаритель через кольцевую
щель, образуемую дроссельной шайбой и игольчатым ре-
гулятором (рис. 10). Площадь щели зависит от положе-
ния иглы в отверстии шайбы.
Игольчатый регулятор давления и дроссельная шай-
ба —- рабочие части, регулирующие давление пара в са-
моиспарптеле, — находятся в весьма неблагоприятных
условиях работы и быстро изнашиваются, в связи с чем
их изготавливают из твердой высококачественной стали.
В первом самопспарителе пульпа охлаждается от
227,4 до 200° С, и при этом выделяется тепло, количество
которого определяется уравнением
QCi = Сч.п Р" — И = 106,74-103 (227,4 —200) =
= 2,925-10°,
где ФС| — тепло, выделяющееся при охлаждении пуль-
пы в первом самопспарителе, ккал;
С® п— теплоемкость часового потока пульпы
(106,74• 103 ккал/°С) (см. с. 147).
152
Указанному количеству тепла соответствует следую-
щее количество пара самоиспарения, кг/ч:
Д', = QC1/(i" — i') = 2,925-106/(667,1 — 204) = 6316.
Для нагрева пульпы во втором подогревателе требу-
ется пара 3826,4 кг/ч (см. с. 142), т. е. при существую-
щих условиях имеется возможность греть пульпу в подо-
гревателях до более высокой температуры.
Теплоемкость часового потока пульпы, выходящей из
первого самоиспарителя, составляет, ккал/°С:
Сч\> = СТ,.,, — Г>', cw = 106,96 • 10ч —
-6316-1,02= 100,3-103,
где cw — удельная теплоемкость воды, ккал/(кг-°С).
Во втором самопспарителе пульпа охлаждается от
200 до 180° С. Количество пара самоиспарения определя-
ется по формуле, кг/ч:
Г)2 _ (/С* ~/С') 100,3-10’ (200 — 180) _ ,1Г1
1 i" — i' 663,6— 181,5
Потребность в паре для нагревания пульпы в первом
подогревателе составляет 3676,0 кг/ч (см. с. 140). Избы-
точное количество пара 485 кг/ч также говорит о том,
что температура подогрева может быть выше.
Таким же образом рассчитывается и третья стадия
самоиспарения пульпы.
При расчете размеров самонспарптелей следует исхо-
дить из условий получения незагрязненного сепараторно-
го пара, пригодного для использования в трубчатых по-
догревателях. Для этого линейная скорость пара в само-
пспарителе должна быть не выше 0,15 м/с (по дан-
ным практики). Внутренний диаметр самоиспарителя
первой ступени d*' определяется из равенства
£>;, ^/3600 = ^^74, (31)
= /z>;TVs-4/(n.3600-Wn‘), (32)
где 0,1276— объем 1 кг пара при 200°С, м3;
= 0,1 — принятая линейная скорость пара в са-
моиспарителе, м/с.
^ = Кб316-0,1276.4:(3,14-3600-0,1)= 1,69 м.
Принимаем d^ = l,6 м, как у автоклава.
153
Диаметр самоиспарителя второй ступени
3,14-3600ufr
ОсЛз-4
4161-0,2.4 ,
--------------=1,71 м.
3,14-3600-0,1
где- Vs=0,2 — объем 1 кг пара при 180° С, м3.
Принимаем d^H =1,8 м.
Таким же путем определяем внутренний диаметр са-
моиспарителя третьей ступени.
Расчет и выбор насоса
Для непрерывного и равномерного питания автоклавной
батареи пульной применяются поршневые или скальча-
тые (плунжерные) насосы. Схема работы поршневых на-
сосов изображена на рис. 11.
Поршень П, жестко соединенный со штоком Ш, не-
прерывно совершает возвратно-поступательное движение
154
по цилиндру (Ц), который снабжен всасывающим (/<в)
и нагнетательным (7<п) клапанами. В пасосе простого
действия имеется по одному, а двойного — по два кла-
пана. Перемещение поршня слева направо создает в на-
сосе простого действия разрежение в цилиндре, вследст-
вие чего всасывающий клапан Кв открывается и пульпа
заполняет цилиндр. При обратном движении поршня вса-
сывающий клапан закрывается, а нагнетательный откры-
вается и пульпа выдавливается в нагнетательный трубо-
провод.
Если обозначим D — диаметр поршня, м; s — ход
поршня, м; п — число оборотов вала двигателя пли чис-
ло двойных ходов поршня в минуту, то теоретическая
производительность (QT, м3/ч) насоса простого действия
определится по формуле
QT = 60 (nD2:4) sn — 47D2 sn. (33)
В насосах простого действия только одна сторона
поршня является рабочей, и за один оборот кривошипа г,
т. е. за один двойной ход поршня (назад и вперед), про-
исходит один раз всасывание и одни раз нагнетание.
В пасосе двойного действия обе стороны поршня явля-
ются рабочими и за одни двойной ход поршня происхо-
дит двукратное всасывание пульпы и двукратное нагне-
тание.
При перемещении поршпя справа палево выдавлива-
ется пульпы, м3: nD2s/4, а при обратном ходе, м3:
(л/4) (D2—d‘2)s, где d— диаметр штока, м (0,225 м).
Общий объем нагнетаемой пульны за одпп оборот ва-
ла составляет, м3:
s + ~ (D‘J — d2) = -А- (2D2 — d2) sn.
Отсюда теоретическая часовая производительность
пасоса (м3/ч) двойного действия при п оборотах вала в
минуту определяется из формулы
Рт = 60 (2D2 — d2) sn = 47 (2D2 — d2) sn. (34)
Фактическая производительность поршневого пасоса
меньше теоретической и равна
Р = По Р-т, (35)
где 1]о-г- объемный к. п. д. (0,85—0,90 для насосов ма-
лой производительности и 0,95—0,99 для пасо-
L 155
сов большой производительности), учитываю-
щий потери производительности *.
Общая формула для определения производительности
поршневого иасоса (м3/ч) может быть представлена в
следующем виде:
Р = 47r]0 izD1 2sn, (36)
где г]0= 0,85ч-0,99;
i—коэффициент действия (1—для насоса прос-
того действия и 1,95 — для насоса двойного
действия);
z— число цилиндров;
D—диаметр поршня, м;
s— ход поршня, м;
п— число оборотов вала двигателя в минуту.
Выражение sn в формуле (36) можно заменить про-
изведением 30сп, где сп — средняя скорость поршня, рав-
ная 0,2—1 м/с.
Как указывалось выше, давление пульпы в автоклаве
составляет 28 кгс/см2, что соответствует напору 280 м
вод. ст. Для выбора типа насоса и определения основ-
ных его параметров принимаем, не приводя расчета со-
противлений при перемещении пульпы, что сумма всех
потерь напора в системе составляет 30 м. Следовательно,
полная высота подачи равна 310 м. Учитывая значитель-
ную производительность и большой напор, выбираем
двухцилиндровый поршневой насос двойного действия.
Для определения диаметра цилиндра принимаем, что
средняя скорость поршня составляет 0,6 м/с; заменяя sn
в уравнении (34) выражением 30с„, получаем
D = 1/------------ =
V 47т]о/г-30сп
= 1Л-------------------= 0,147 ^'0,15 м.
V 47-0,95-1,95-2-30-0,6
Определяем ход поршня из формулы
s/D = ср, (37)
1 Вследствие присутствия воздуха и других газов в цилиндре
насоса, запоздалого открывания или закрывания клапанов, в ре-
зультате чего часть пульпы вытекает обратно через закрытые кла-
паны; недостаточной плотности прилегания сальников, прокладок
кранов и поршня.
156
где (jp — коэффициент характеризующий ход поршня
(1-—5). Чем выше давление, тем большим берется <р.
Примем <р=3; тогда $=3-0,15=0,45 м. Определяем чис-
ло оборотов вала двигателя, об/мин: /г=30-сп/$ = 30Х
Х0,6 : 0,45=40,0. Мощность на валу насоса определяем
по формуле
Nb = QHyl(i02t}), (38)
где Q=0,019 м3/с; р=1572 кг/м3; //=300 м; ц=0,8 (к.п.д.
насоса).
Тогда ^=0,019-300-1572: (102-0,8) = 110 кВт.
Мощность двигателя составляет Мдв=1,1 • 110=
= 121 кВт.
Таким образом, характеристика поршневого насоса
двойного действия определяется следующими данными:
Производительность, м3/ч....................68,4
Диаметр цилиндрической втулки (гильзы), мм . 150
Давление, кгс/см2 . .....................30
Ход поршня, мм................ . 450
Число поршней......................... .2
Число двойных ходов поршня в минуту . . 40,0
Мощность па валу насосов, кВт.................НО
Мощность двигателя, кВт ..........121
На основании полученной характеристики по катало-
гам выбираем насос и двигатель, удовлетворяющие дан-
ным требованиям.
2. СГУСТИТЕЛИ И ПРОМЫВАТЕЛИ
КРАСНОГО ШЛАМА
Отстаивание — это процесс осаждения под действием си-
лы тяжести, протекающий в несколько стадий. Частицы
шарообразной формы и размером от 3 до 100 мкм под-
чиняются закону Стокса и скорость их осаждения может
быть определена по формуле
w = d2 (рг — р2)/( 18ц), (39)
где w — скорость осаждения, м/с;
d—диаметр частицы, м;
Pi> Рг—плотность твердой и жидкой фаз соответствен-
но, кг/м3;
р— вязкость среды, кг-с/м2.
Частицы диаметром менее 0,1 мкм практически не
осаждаются. Так как pt—р2 Для данного состава пуль-
пы — величина постоянная, то па скорость осаждения
157
можно влиять изменением диаметра частиц d п вязкости
среды ц.
Для уменьшения вязкости среды сгущение и промыв-
ку следует проводить по возможности при максимальной
температуре в теплоизолированных аппаратах. Обычно
тонину помола боксита выдерживают постоянной, оптп-
Рис. 12. Схема последовательных стадий сгущения красного шлама
малыши размер частиц подбирают опытным путем из
соображении получения максимального извлечения гли-
нозема из боксита. Для интенсификации процесса сгуще-
ния красного шлама применяют различные коагулянты:
гидрофильные коллоиды — ржаную муку, крахмал и
синтетические высокомолекулярные вещества — полиак-
риламиды. Механизм коагулирующего действия коагу-
лянтов до настоящего времени изучен слабо.
По степени дисперсности разбавленная автоклавная
пульпа является смешанной: в пей содержатся частицы
диаметром от 0,1 мкм (и менее) до более 100 мкм. Час-
тины красного шлама, медленно оседая иод действием
силы тяжести в аппаратах, называемых сгустителями,
последовательно проходят через различные слои пли зо-
ны, отличающиеся отношением количества жидкой фазы
к количеству твердой (ж : т). По мере углубления в тол-
щу пульпы удельное содержание твердой фазы растет,
следовательно, ж : т уменьшается.
На рис. 12 схематично представлен разрез сгустителя
(отстойника). Столб пульпы по высоте условно разделен
па 5 зон, высота которых зависит от характера пульпы:
I — зона осветленного раствора, // — зона свободного
15ё
осаждения, III — зона промежуточная, IV — зона сжа-
тия (сгущенной суспензии), V — зона сгущенного шлама.
Устройство сгустителей
Различают сгустители периодического и непрерывного
действия. Периодические отстойники — это в основном
низкие чаны без перемешивающих устройств; сгустители
непрерывного действия бывают одноярусными, двухъ-
ярусными и многоярусными. Наибольшее распростране-
ние в настоящее время нашли одноярусные гребковые
сгустители большого диаметра и многоярусные сгусти-
тели.
Достоинства гребковых отстойников: 1) равномерная
плотность осадка и возможность регулирования ее изме-
нением производительности откачивающего насоса; 2) хо-
рошее обезвоживание осадка при легком перемешивании
мешалкой.
ЛАногоярусные сгустители ставят обычно там, где про-
изводственная площадь ограничена.
Одноярусный сгуститель
Одноярусный сгуститель — это бетонный чан с кониче-
ским днищем и кольцевым прямоугольным желобом око-
ло верхнего края для слива чистого раствора (рис. 13).
Одноярусные сгустители бывают и с горизонтальным дни-
щем. В этом случае разгрузка шлама осуществляется в
нескольких местах по периферии сгустителя. Скорость
вращения вала с гребками 2,5—20 об/ч. Пульпа вепре-
Рнс. 13. Одноярусный греб-
новый отстойник непрерыв-
ного действия:
1 — цилиндрический резер-
вуар; 2 — кольцевой желоб;
3 — мешалка; 4 — труба для
подачн суспензии; 5 — диаф-
рагменный насос.
159
рывно подается через трубу, нижний край которой по-
гружен в верхнюю часть зоны свободного осаждения,
а сгущенный шлам влажностью 35—55% удаляется че-
рез нижний патрубок.
Отстойники большого диаметра обычно снабжены ва-
лом с гребками и краевым приводом в виде радиальной
фермы, ось вращения которой совпадает с осью аппара-
та, а наружный край опирается па каретку с электродви-
гателем. Каретка движется по рельсам вдоль борта от-
стойника.
Многоярусный (многокамерный)
сгуститель
Сгуститель представляет собой стальной резервуар с
плоской крышкой и коническим днищем, которое в цент-
ральной части переходит в разгрузочный конус
(рис. 14). Внутри сгуститель разделен коническими ди-
Рпс. 14. Пятикамерный сгуститель параллельного действия:
1 — конический под; 2 — персточиый стакан; 3 — воротник стакана; 4раз-
грузочный конус; 5 —ферма; 6 — вал; 7 — гребковые лопасти; 3 — подъемное
устройство вала; 9 — привод; 10— питающая коробка; 11 — питающие трубы;
12 •— сливная коробка; 13 — карман; 14 сливные трубы
160
афрагмами на отдельные камеры одинаковой высоты с
уклом наклона около 8°20". Питание пульпой и отбор
слива в каждой камере осуществляются отдельно, а сгу-
щенный шлам из всех камер собирается в нижнем ярусе
и удаляется через конус. Смежные камеры сообщаются
в центральной части через переточпый стакап, погружен-
ный нижней своей частью в сгущенный шлам нижней ка-
меры. Образующийся гидравлический затвор обеспечи-
вает независимую работу камер.
Сгуститель снабжен центральным приводом, скорость
вращения вала с гребками, об/мин:
т = (1,25-:- 1,50)/?,
где /? — радиус сгустителя, м;
т—время, за которое вал с гребками делает одни
оборот, мин.
Расчет сгустителей
Пусть в результате отстаивания за время т пульпа раз-
делится па слой шлама и слив высотой /г. При поверхно-
сти осаждения F объем слива составит Fh, а в единицу
времени это будет составлять V=Fh/x.
Твердые частицы, осаждающиеся со скоростью <оо, т. е.
за 1 с проходят путь, равный <о0, а за время т (»ит, и этот
путь равен высоте слива //, т. е. а>от=/г. Секундный объ-
ем слива, м3/с:
Отсюда
V = Fh/x — F<$0 xlx = Fa0,
т. e. F = Wro0 = Сж/ (p,Kcoo) при V = G,K/pm.
Здесь Gm— масса слива в единицу времени;
Рж— плотность слива.
Обозначим количество пульпы, поступающей в от-
стойник в единицу времени, Gc, содержание в ней сухо-
го вещества (в долях) X; масса осадка Gc—С,п. Тогда
секундная масса слива, кг/с:
G,k = Gc(1-X1/X2),
где Ху—содержание сухого вещества в исходной пуль-
пе, доли ед.;
Х2— содержание сухого вещества в осадке, доли ед.
Подставляя значение G,K в формулу F— Gjk/(p>kCOo) ,
получаем
F = Gc(i~^/X2)
Рж
11—523
161
Обозначив отношение Aj/A"2 через 0, получфм с уче-
том неравномерности отстаивания значение поверхности
нлп площади осаждения:
F = l,3Ge(l — Р)/(р,к<оо). (40)
Другая формула для подсчета площади осаждения:
^сг = 0,0417 (41)
где 0р и 0С1,— ж : т в разбавленной и сгущенной пульпах;
р — плотность раствора;
— масса сухого шлама;
w — скорость осаждения твердых частиц.
Суточная производительность сгустителя по сливу
Л = 24Fcray, т. е. на его производительность влияет толь-
ко площадь осаждения.
Расчет числа с г у с т и т с л е ii и про м ы в а т с л с и
красного шлама (для способа Байера)
Исходные данные для расчета:
I. Производительность цеха 500 тыс. т глинозема в
год.
2. Промывка противоточная, т. е. в последний промы-
ватель подается горячая вода, а в другие — промвода с
последующей стадии промывки.
3. Па сгущение поступает разбавленная автоклавная
пульпа в количестве па 1 т глинозема 18 950 кг, в том
числе 18 000 кг алюминатного раствора п 950 кг красно-
го шлама; ctK алюминатного раствора 1,7.
В алюминатном растворе содержится, кг: А120з2130;
Na20It2200; Na20y200; СО2 142; Н2О 13328.
Табл и ц а 77 К расчету отстойников 4. Температура пуль- пы в любой точке систе- мы сгущения и промывки
должна быть нс ниже
Отстойник ж ; т слива, м/ч 95° С. 5. Скорости слива (от-
Сгуститель . . 3,0 0,15 стаивания) н ж:т в сгу-
Промыватели: стптелях (I—V) и про-
I 2 9 0 20 мывпои системе приводе-
II ... . 2> о; го ны в табл. 77.
III ... . 2,7 0,22 6. С 1-й промводон па
IV ... . 2,6 0,23 разбавление поступает
V . . . . 2, Ъ 0,24 9500 кг воды.
162
5-я промвода т 3-я промвода
Автоклавная пульпа
----------------------»- Разбавление
Разбавленная пульпа
Сгущение
Шлам (Ж:ГЗ)--------------1
| Слив алюминатного
1-я промывка—---Гидросмеситель рост вера
1~я промвода | ,
1 Шлам(Ж'Т=2,9)
I 1.
------—Гидросмеситель
I
2-я промывка--------
I
ШпамШ=2£]
Гидросмеситель
3-я промывка
Шлам(Ж-Т^2р)
Гидросмеситель
У-я промывка —
Шлам (Ж<Т=2р)
го ♦
Гидросмеситель
5-я промывка
Шлам(Ж-Г2,5]
Гидросмеситель
Шлам в отвал
Рис. 15. Схема сгущения и нротивоточпоП промывки
11
163
7. Потери за счет недоотмывки красного шлама не
должны превышать 4,5 кг Na2O (и 4,5 кг А12О3) на 1 т
глинозема.
8. Сгущение и противоточная промывка осуществля-
ются по схеме, приведенной па рис. 15.
При выполнении расчета определяют: необходимую
площадь для сгущения и промывки; диаметр сгустителя
п промыватслей; количество воды, подаваемой па про-
мывку шлама; число промывок; потери тепла в окружа-
ющую среду п снижение температуры исходной
пульпы.
(43)
(44)
Определение площади осаждения,
диаметра и числа сгустителей
Fcr = 0,0417 (0р — 0С1,)/(юрр).
Рр = Рп + О.ООЭн + 0,00425лу,
где ап пу—концентрация А12О3 и Na2Oy, %;
р„— плотность раствора едкого натра концентра-
цией Na2O в NaOII, равной содержанию
Na2O()6in;
С _J2O(HJOO юо = 13 33п/ =1,189;
№2°o6ui 18 000 ' №2°0бщ
2130-100 „„„ 200-100 , 1 1 0/
а —---------= 11,83%; /г., = ----— = 1,11%;
18000 у 18 000
рр= 1,189 + 0,009-11,83 + 0,00425-1,11 = 1,130.
На 1 т глинозема образуется 950 кг шлама. Суточное
количество шлама составит, т/сутки: бщ = 0,950-500000:
: 365 = 1301,37, а часовое количество, т/ч б1И= 1301,37 :
: 24=54,22-0Р= 18000: 950 = 18,95; 0сг=3,0; /•„=
=0,04 1 7 -18’95~3’°-1301,37 =4438,97 » 4439 м-'.
0,15-1,3
При коэффициенте использования сгустителей т|=0,95
необходимая площадь сгущения составит Асг=4439:
: 0,95=4672 м2.
Для сгущения используем пять однокамерных сгусти-
телей. Диаметр каждого определяем из формулы
nl)' ,_________
F№ Dcr = I <4FCI,/(n/i) , (45)
D№ = Г'4-4672:(3,14-5) = 34,5 м.
Принимаем DCr=35 м.
164
Определение числа промывок.
1. Задаемся пятью промывками.
Приход воды:
с уплотненной пульпой из сгустителя при ж:т=3,0
3,0-950=2850 кг;
вода в последний промыватсль х кг;
всего 28504-х кг.
Расход воды:
с отвальным шламом при ж:т=2,5 950-2,5=2375 кг;
с 1-й промводой на разбавление 9500 кг; всего 9500+
+2375= 11 875 кг; 2850+%= 11 875, х=9025 кг.
Следовательно, в 5-й промыватель поступает 9,025 т
воды на 1 т глинозема.
2. Проверяем число промывок.
Поступает раствора со сгущенной пульпой:
из сгустителя в 1-й промыватель GCI-=950-3=
=2850 кг=2,85 т;
из 1-го промывателя во 2-й G|’n =950-2,9=2755 кг=
=2,755 т;
из 2-го промывателя ' в 3-й G =950-2,8=2660 кг=
=2,66 т;
из 3-го промывателя в 4-й Ggn =950-2,7=2565 кг=
=2,565 т,
из 4-го промывателя в 5-й G^n =950-2,6=2470 кг=
=2,47 т;
из 5-го промывателя па шламовое поле Ggn =950Х
Х2,5=2375 кг=2,375 т.
Массу слива s определяем по уравнению баланса
жидкой фазы каждого промывателя.
Уравнение баланса жидкой фазы:
а) для 5-го промывателя:
S5 = х + G4pn — GL = 9,025 + 2,47 — 2,375 = 9,12 т,
где <S6— масса слива, поступающего из 5-го промыва-
теля в 4-й, т;
Срп—масса раствора, поступающего из 4-го про-
мывателя в 5-и, т;
G₽n—масса раствора, удаляемого с отвальным
шламом, т;
х— масса свежей воды, поступающей в 5-й про-
мыватель, т.
165
б) для 4-го промывателя:
$5 + G.3n = G?n + «4,
S4 = Ss + Gi,, —Gi„ = 9,12 + 2,565 —2,47 = 9,215 т,
в) для З-ro промывателя
S4 + G?„ = G?n + S3; «3 = 84 + 0?,,—G?n = 9,31 t;
г) для 2-го промывателя
«3 + Gfn = G?„ + S2; S2 = S3 + GF„ - G?n = 9,405 t;
д) для 1-го промывателя
«2 + Gcpr = G?„ + S.; Si = S, + Gpr - G?„ = 9,5 t.
G£n+ S4 = 9,5 + 2,375 = 11,875 t.
Итак, в 5-й промыватель поступает 9,025 т воды, а в
1-й промыватель 9,5 т промводы, т. е. число промыватс-
лей (/2=5) выбрано правильно.
Определение концентрации Na2O в каждом
промывател е (на 1 т раствора).
Ccr, Ci, С2, С3, С4, С5— концентрация Na2Ot>6ui соответст-
венно в сгустителе и иромывателях, т.
Уравнения баланса щелочи:
1) Gpr Ccr + S2 С2 = S, Ct + С1/,, С4,
2,85-0,1333 + 9,405С2 = 9,5Ct + 2,755Ci:
0,38 + 9,405C2 = 12,255Ci:
2) Gpn C4 + S3 C3 = S2 C2 + Gp„ C2,
2,7550! + 9,31 C3 = 9,405C2 + 2,66C2,
2,7550! + 9,31 C3 = 12,065C2;
3) Gi„ C2 + S4 C4 = S3 C3 + G&, C3,
2,66C2 + 9,215C4 = 9,31C3 + 2,565C3,
2,66C2 + 9,2150,, = 11,8750.,;
4) G?n C3 -I- S5 C5 = S4 C4 + Gin C4,
2,565C3 -I- 9,12C5 = 9,215C4 + 2,47C4,
2,565C3 + 9,12C5 = 11,685C4;
5) G.i, C4 + л-0 = S5 C5 + Gin Cd,
1«
2,47С4 = 9,12СБ + 2,375СБ; 2,47С4 = 11,495СГ),
С4= 11,5СБ:2,47 = 4,654СВ.
Из уравнения (4):
2,565 С3 + 9,12СВ = 11,685-4,654СБ = 54,38СВ,
2,565С3 = 45,26С5, С3 = 17,645СБ.
Из уравнения (3):
2,66С2 + 9,215-4,654Св = 11,875-17,645С5,
209,534 — 42,887 п 166,647 п се err
Со =------------------СБ = — ----СБ = 62,65СГ).
2 2,66 2,66
Из уравнения (2):
2.755С; + 9,31 • 17,645-С5 = 12,065- 62,65СВ,
п 755,872 — 164,274 „ 591,598 „ О| . _„гг,
С, =------------------СБ —-------СБ = 214,730С6.
2,755 2,755
Из уравнения (1):
0,38 4- 9,405- 62,65 Съ = 12,255-214,736 С6,
0,38 = (2631,59 — 589,22) СБ; С5 = 0,000186 т на 1 т
раствора или 0,44 кг на 1 т глинозема.
Результаты расчета показали, что потери Na2O со-
ставляют около 0,44 кг на 1 т глинозема; на практике
они больше, поэтому принимаем пятикратную противо-
точную промывку шлама:
С4 = 0,00086 т,
С3 = 17,645-0,000186 = 0,00328 т,
С2 = 62,65-0,000186 = 0,01165 т,
Сх = 214,736-0,000186 = 0,03994 т.
Содержание Na2O в промывном растворе
с г у щ е и и о й пуль и ы. Определяем Иа2ООбщ, удаляе-
мое с промывным раствором сгущенной пульпы из каж-
дого промывателя, учитывая массу и концентрацию рас-
твора:
а) из 1-го промывателя GP(1 С[ = 2,755-0,03994 =
=0,110 т;
б) из 2-го промывателя G$n С2=2,66-0,01165=0,031 т;
в) из 3-го промывателя G1? С3=2,565-0,00328 =
= 0,00841 т;
167
г) из 4-го промывателя 0₽п С4'=2,47-0,00086 =
= 0,00212 т;
д) из 5-го промывателя G!?nC5=2,375-0,000186 =
= 0,000441 т, или 0,44 кг.
Определение площади осаждения
и д н а м е т р а каждого промывателя
1. Определение плотностей промвод. Доля Na2Oy п
Na2OK от Ма2ООбЩ составляет: Na2Oy 200:2400=0,083;
Na2OK 0,917.
Отсюда концентрация компонентов в промводах со-
ставит:
Промыватели.......... 1 2 3 4 5
Концентрация компонентов,
№2О0бщ............ 3,994 1,165 0,328 0,086 0,018
Na2Oy
Na2OK
А12Оз
0,3315 0,0966 0,0272 0,0071 0,0015
3,6625 1,0684 0,3008 0,0789 0,0165
3,5445 1,0339 0,2911 0,0763 0,016
Для 1-го промывателя р = 1,0376+0,009-3,5445+
+0,00425-0,3315 = 1,071. Для 2-го промывателя: р=
= 1,01+0,009-1,0339+0,00425-0,0966=1,02. Для осталь-
ных промыватслеп р близко к 1.
К установке принимаем пятиярусные промывателя.
2. Площадь осаждения для каждой промывки F ^с~
—F°c определяем по формуле
Foc = 0,04170р~~6сг Сш, Gu = 1301,37 кг;
СфТ]
F'c 0,0417(12,9 — 2,9) 1301,37 =
0,2-1,07-0,98
ГП 0,0417(12,7 — 2,8) 1301,37 ого7 2
л rjn — 1 — jd-Oo • М •
0,2-1,02-0,98
Fill _ 0,0417 (12,5 — 2,7) 1301,37 _ 2467 2.
°С “ 0,22-1,0-0,98
щк 0,0417(12,3 — 2,6) 1301,37 _ 0оое 2.
0,23-1,0-0,98
Fv 0,0417(12,3 — 2,5) 1301,37 _ 22gi 2
0,24-1,0-0,98
168
3. Определение диаметра промывателей.
Dln = /4^с/(т), О1П = ]/2595:(0,785-5) =
= 1/ 658,6 = 25,65 м.
Это очень большой промыватель, поэтому принимаем
к установке на каждой ступени промывки по два про-
мыватсля.
£>1П = рг2585: (0,785- 5-2) = ]/32О = 18,15 м;
Г>2П = К2687: (0,785- 5 2) = УЖ = 18,5 м;
П311 = КЗКЗ= 17,74 м;
Г>411 = K297J = 17,25 м; D6a = р288 = 16,95 м.
Па основании результатов расчетов принимаем к ус-
тановке промывателя диаметром 18 м. Общее их число
10 шт. Высота промывателя обычно не рассчитывается;
высота 1-го яруса ~2 м, а каждого последующего
~ 1,8 м.
Тепловые потери в окружающую среду
Определяем общую поверхность установки (сгустители,
промывателя, гпдросмссители н трубопроводы). По Монт-
виду, наружная поверхность для одноярусных сгусти-
телей равна 2,7—3,0 площади осаждения, для пятиярус-
ных — площади осаждения.
F" = лО2/4 = 3,14 - 3574 = 961,6 м2;
F"P°M = лО2 п/4 = 3,14-182-5/4 = 254,3 м2.
Наружная поверхность этой установки
Гидросмесптелп имеют Псм=3 м, /7=6 м. Тогда SCM=
=nD(H+D: 2) =3,14-3.7,5=70,65 м2; =5-961,6Х
Х2,7+ 10-254,3 + 5-70,65= 12981,6 + 2543 + 353,25 =
= 15877,85 м2.
По данным практики принимаем, что поверхность пи-
тающих и сливных коробок, а также пульпопроводов со-
ставляет 6,5% от поверхности сгустителей, промывате-
лей и гндросмесптелей. Тогда SyCT= 1,065-15877,85=
= 16909,9 примем 5 установок 16 910 м2.
Потери тепла в окружающую среду Qu вычисляют по
169
обычным формулам теплопередачи и определяет как
сумму потерь тепла конвекцией п лучеиспусканием,
ккал/ч:
Qn = anS(/CT — /В03Д), (46)
Qn = ССК S (/ст 4озд), (47)
Qu — Qn + Qn — (Кд Ч~ <%к) 5 (/ст - /возд), (48)
где QB, QB—потерн тепла в окружающую среду соот-
ветственно лучеиспусканием и конвекци-
ей, ккал/ч;
а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки ап-
парата к воздуху, с12=ал-|-ак, ккал/
(м2-ч-°С);
4т п 40зд—температура наружной стенки и воздуха,
°C;
S—поверхность установки, м2.
Принимаем 4т=95°С, 4озд=25° С.
Тогда при отсутствии теплоизоляции сс2=8-|-0,05 /ст =
= 12,75 ккал/(м2-ч-°С).
Qn = 12,75-16 910(95-—25) = 15,09-10е ккал/ч,
в том числе, ккал/ч:
сгустителями . 11,58-10®
промыватслями 2,20-10°
смесителями . . . 0,32-10®
трубопроводами .............. 0,93-10°
Для уменьшения тепловых потерь всю аппаратуру, в
том числе и трубопроводы, изолируют, а крышки аппа-
ратов защищают деревянным настилом. Принимаем, что
к. п.д. изоляции 88%; тогда потерн тепла составят (12%
от полученных), ккал/ч:
1,39-106
Qr’p0M = 0,27-106
= 0,04-106
Q’ = 0,ll-106
Q/,CT = 1,81-10®
170
Тогда уделЬнЫе потери тепла (па 1 т глинозема) со-
ставят (при часовой производительности по глинозему
54,22 т), ккал:
<7СГ = 1,39-10«:54,22= 2,56-104;
qnv = 0,27-10G: 54,22 = 0,50-10*;
<7СМ = 0,04- 10е: 54,22 = 0,074-101;
qT = 0,11 - 10е: 54,22 = 0,203-104;
9уст= 1,81-10е: 54,22 = 3,337-104.
Снижение температуры пульпы из-за тепловых потерь
в окружающую среду
Ma 1 т глинозема в систему сгущения и промывки по-
ступает:
В сгустители, кг:
алюминатный раствор с разбавленной
пульпой..................................18 000
сухой красный шлам.................... 950
В промывателп, кг:
алюминатный раствор со сгущенной пуль-
пой (ж : т=3,0)....................... 2850
сухой красный шлам.................... 950
горячая вода . . ...................... 9025
Принимаем удельные теплоемкости, ккал/(кг-°С):
раствора 0,88; шлама 0,23; воды 1,0.
Тогда ссг = 18 000 • 0,88 + 950-0,23 =
= 16,06-103 ккал/(кг-°C);
с11Р = 2850-0,88 -Ь 950,0-0,23 + 9025-1,0 =
11,75-10:! ккал/(кг-°С).
Снижение температуры составит:
в сгустителях Д/сг=^Сг/Ссг=2,56-104: (16,06-103) =
= 1,6° С;
в промывателях Д/ир=0,50-104: (11,75-103) =0,42° С;
в смесителях Д^см=0,074-104: (11,75-103) = 0,06° С;
в трубопроводах Д0г=0,203• 104: (11,75-103) —
=0,19° С.
Общее снижение температуры 2,27° С.
Поэтому, чтобы температура пульпы во всех точках
системы была не ниже 95°С, желательно, чтобы темпе-
ратура разбавленной пульпы, поступающей на сгущение,
была около 100° С, а температура воды, поступающей па
промывку шлама, 97—98° С.
171
3. ОСНОВНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
ПЕРЕДЕЛА ДЕКОМПОЗИЦИИ
После контрольной фильтрации алюминатный раствор
(а„—1,65-4-1,70) направляется па разложение, пройдя
предварительно пластинчатые теплообменники и скруб-
бер-охладитель, где его температура с 90—93 снижается
до 58—62° С. Охлажденный алюминатный раствор сме-
шивается с затравкой (затравочное отношение 1,8—2,0)
и подается в головной декомпозер непрерывной батареи.
Охлаждение растворов в декомпозерах производится во-
дой снаружи, а также при помощи рубашечных тепло-
обменников, установленных на аэролифтах, до темпера-
туры в хвостовых декомпозерах 45—48° С.
Перемешивание и транспортировка пульпы в деком-
позерах производятся при помощи транспортных и пере-
мешивающих аэролифтов сжатым воздухом, подаваемым
под давлением около 5,5 ат. Разложение алюминатного
раствора осуществляется до получения а|(=3,6 55—65 ч.
Хвостовые декомпозеры разгружаются самотеком в гид-
росепараторы, в которых гидроокись алюминия класси-
фицируется по крупности: ипжппй продукт гидросепара-
тора — продукционная гидроокись —• после фильтрации
и промывки направляется в отделение кальцинации на
прокалку, а верхний продукт поступает в сгуститель, где
затравочная гидроокись отделяется от маточного раство-
ра и после фильтрации (иногда и промывки) направля-
ется на смешивание с алюминатным раствором. Маточ-
ный раствор смешивается с промводой от промывки гид-
роокиси и поступает на выпарку, предварительно пройдя
пластинчатые теплообменники, где он нагревается за
счет охлаждения алюминатного раствора.
Устройство н расчет пластинчатых теплообменников
Для охлаждения алюминатного раствора трубчатые теп-
лообменники не применяются, так как они быстро зара-
стают осадками и коэффициент теплоотдачи снижается
до 150—200 ккал/(м2-ч-°С), а тепло алюминатного рас-
твора полностью теряется со сбросной водой. Применяе-
мые в данном случае пластинчатые теплообменники
(рис. 16) относятся к типу плоских поверхностных теп-
лообменников, в которых тепло от одного теплоносителя
к другому передается через поверхность стенки. Ряд па-
раллельных пластин из металлических листов (из листо-
172
вой стали или латуни) толщиной 1—3 мм накладывает-
ся одна на другую (между ними резиновые прокладки)
п зажимается торцовыми пластинками. Стенки омыва-
ются с одной стороны алюминатным раствором, а с дру-
гой— маточным раствором. Теплообменники компактны,
допускают высокие скорости движения теплоносителей
Рис. 1G. Пластинчатый теплообменник F=IOO м2
и имеют высокий коэффициент теплопередачи—до
500—3000 ккал/(м2-ч-°С). Их легко разбирать и чис-
тить.
Схема компоновки пластин условно выражается фор-
мулой в виде дроби, например (36+36+37)/(36+36+
+36), где в числителе — число каналов и число пакетов
для охлаждаемой жидкости, а в знаменателе —то же,
только для нагреваемой жидкости. Число каналов в па-
кете выражается цифрой, а повторяемость этой цифры
указывает на число пакетов.
Расчет теплообменников обычно сводится к опреде-
лению необходимой поверхности теплообмена, расхода
охлаждающего агента и гидравлических сопротивлений.
Рассчитаем число пластинчатых теплообменников для охлажде-
ния алюминатного раствора при производительности цеха 500 тыс. т
глинозема в год, или 57 077 кг/ч. Поток алюминатного раствора на
1 т глинозема 13 4 03 кг плотностью 1240 кг/м3, т. е. часовой поток
алюминатного раствора 0=57 077-13 403:1000=765 000 кг, или
617 м3.
Температура алюминатного раствора: начальная 6 = 90° С, ко-
нечная Ц = 75°С. Температура маточного раствора: начальная <3=
= 48° С, конечная Ц=60°С. Удельная теплоемкость алюминатного
раствора с=0,85 ккал/(кг-°С).
173
Выбираем пластинчатый теплообменник, имеющий следующую
характеристику:
Рабочая поверхность пластин f, м2.............0,6
Зазор между пластинами /1, мм.................4,4
Шприца проточной части Ь, мм.................0,45
Толщина пластин 6, мм....................... .1,2
Длина пластин Н, м............................1,4
Ширина пластин В, м...........................0,5
Коэффициент теплопроводности материала пла-
стин X, ккал/(м2-ч-°С)........................ 13
Определяем средний температурный напор: ©тах=90—48 = 42° С;
0тт=75—60= 15° С;
0 _ Отах — Oinln __ 42 — 15____2 „
СР 2,31g(0max:Omin) 2,31g (42:15) ' ’
Определяем тепловую нагрузку: Q=Gc(/2—G) =765 000-0,85Х
XI 5 = 975 -1()4 ккал/ч.
Определяем среднюю температуру: алюминатного раствора =
= (Ч + /г) :2= (90 + 75) :2=82,5° С, маточного раствора /“р’=(/з+
+G) :2 = (48+60) :2 = 54,0° С.
Принимаем, что скорость алюминатного раствора в канале меж-
ду пластинами равна 1,0 м/с (о). Число каналов в пакете определя-
ется на основе уравнения неразрывности потока:
m — G/(vbh), (49)
где G— секундный поток алюминатного раствора, м3/с;
v— скорость движения раствора, м/с;
= 617:(3600-1,0-0,45-0,0044) =86,6 пли 87.
Определяем коэффициенты теплоотдачи для алюминатного и ма-
точного растворов.
1. Для алюминатного раствора.
Определяем критерии Рейнольдса, Праидтля и Нуссельта (Re,
Рг и Nu):
„ , 3600-vep 3600 v
Re = ш/экв/v; Pr =-----------=------и
л а
при Re = 2300 + 20 000 Nu = 0,008 /?с°'9 Рг0'43,
где v—-скорость движения алюминатного раствора, м/с;
^экв—эквивалентный диаметр, м; </3KD=2/i;
V— кинематическая вязкость, м2/с:
v =)]£-Ю-3/р,
где т] — коэффициент абсолютной вязкости, сП;
р— плотность, кг/м3, v алюминатного раствора 1,37-10-0 м2/с, v
маточного раствора 1,29-10~6 м2/с.
X—коэффициент теплопроводности раствора, ккал/(м2-ч-°С):
алюминатного 0,53; маточного 0,52;
р — плотность раствора, кг/м3: алюминатного 1240; маточного
1150;
174
с—удельная теплоемкость, ккал/(кг-°C):
алюминатного 0,85; маточного 0,90.
Для алюминатного раствора а=0,53: (0,85-1240) =0,00050;
для маточного раствора а=0,52:(0,90-1150) =0,0005.
Re —
1,0-0,0088
1.37-10-6
= G423;
3600-1,37-10~6
Рг = • -... - ------
0,000502
= 9,86;
Nu = 0,008-(6423)°’9-(9,86)°-13 = 55,6.
Коэффициент теплоотдачи алюминатного раствора
NuK 55,6-0,53
ct. = —— =-----—------— 3349 ккал/(м2-ч- С).
1 +,;л 0,0088 1 1
2. Для маточного раствора
1,0-0,0088 3600-1,29-Ю41
Re = —---------- = 6822; Рг =------1---------= 9,3;
1,29-Ю^6 0,0005
Nu = 0.008 (G822)0,9 (9,3)0’43 = 58,7;
58,7-0,52
а» =-----------= 3469 ккал/(м2-ч-°С).
2 0,0088
3. Общий коэффициент теплоотдачи вычисляется с учетом терми-
ческого сопротивления (R) металлической стенки и загрязнений (в
основном за счет возможного разложения алюминатного раствора):
«г
1
3349
29,8-10'5; р2 =
1
3469
28,8-1(Г5;
0,0012
13
9,2-КГ5.
«=т
л
Термическое сопротивление загрязнений стенки
1—0,85 , 0,15
Р4 = - (29,8 + 28,8-1-
U t оЭ V, оО
+ 9,2) 10 ~5 = 12-!0'5.
Общее термическое сопротивление
Кобщ = Дг + R* + Кз + Rt = 79,8 - КГ-5.
Отсюда коэффициент теплопередачи
/< = 1/РоСщ = Юй/79,8= 1253 ккал/(м2-ч-°С)
(коэффициент теплопередачи прямо пропорционален скорости дви-
жения жидкостей).
Рабочая поверхность теплообменника
F = QKRM) = 9 750 000/(1253-28,5) = 274 и2;
\t = [(90 — 60) + (75 — 48)]:2 = 28,5 °C.
175
где
Общее число пластин
Л/=F:/= 274:0,6 = 456.
Определяем потерю напора. Коэффициент сопротивления пакета
определяется по формуле
<р = 82007?е~°'55 = 8200 (6423) ~0-55 = 59,4.
Потеря напора од,ним теплообменником
и2 1
И' = йр—- = 59,4----- = 3,03.
2g 2-9,81
Количество маточного раствора, подаваемого па охлаждение
алюминатного раствора:
Ga₽a(*i —4) 765 000-0.85-15
117 = ----— =----------------= 860 119 кг/ч,
*мСм(/4 — i3) 1,05-0,9(60—48)
пли 748 м:!/ч;
*м = 1,05 — коэффициент, учитывающий потерн тепла в окружаю-
щую среду.
Болес точно величину гидравлического сопротивления пластин-
чатого теплообменника для определения мощности насоса, необходи-
мой для перемещения теплоносителей через теплообменник, определя-
ют по формуле
Ч = S/l-гренпп + ^местных сопротивлений!
lW2 W2
'Чрения = Л Р 11 “местных сопротивлений — 2g р,
где А.— коэффициент трения, обычно 0,03—0,04;
I — длина канала, м;
w— скорость движения теплоносителя, м/с;
d— диаметр капала, м;
р—плотность теплоносителя, кг/м3;
g—ускорение силы тяжести (9,81 м/с2);
g— сумма коэффициентов местных сопротивлений.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений в зависимости от
характера местных сопротивлений приведена ниже:
Входная плн выходная камера (удар и поворот) 1,5
Поворот па 180° (между ходами, секциями) .
Вход п выход из трубного пространства .
Вход в межтрубпое пространство ....
Поворот па 180° в межтрубиом пространстве .
Поворот 90° в межтрубиом пространстве .
Мощность, затрачиваемая на преодоление гидравлических сопро-
тивлений при протекании теплоносителя через теплообменники:
W = G/7/(102pi]), (50)
N — мощность, кВт;
G —поток теплоносителя, кг/с;
Н—потери напора, кг/м2;
т]— к. и. д. насоса, создающего напор;
р— плотность теплоносителя, кг/м3.
2,5
1,0
• 1,0
176
Устройство и расчет скруббера-охладителя
Регулирование температуры в скруббере осуществляется автоматичес-
ки — регулированием подачи воздуха, который вводится в скруббер
снизу, навстречу раствору. Алюминатный раствор вводится в верх-
нюю часть скруббера (обычный цилиндрический бак без насадки во
избежание забивки его гидроокисью) и с помощью брызгал распре-
деляется равномерно по всему сечению. Для улавливания капель в
верхней части скруббера (на расстоянии 3 м от верхней точки) име-
ется ложное днище.
Допустимая норма заполнения скруббера 7 м; па этом рассто-
янии установлена переливная линия. Охлаждение осуществляется
в основном за счет испарения воды (повышается влагосодержаипе
воздуха) и частично за счет непосредственной отдачи тепла холодно-
му воздуху.
Рассчитаем число скрубберов, необходимое для охлаждения
алюминатного раствора от 75 до 60° С. Часовой поток раствора 765 т,
или 6Г7 м3. Входящий воздух: температура 20° С, относительная
влажность 60%, влагосодержаипе 0,012, энтальпия 12,9 ккал/м3.
Выходящий воздух: температура 70° С, относительная влажность
100%, энтальпия 246 ккал/м3, влагосодержаипе 0,804.
Необходимое количество воздуха для охлаждения ш = 765-103Х
Х0,85-15: (246— 12,9) = 41,8• 103 м3/ч.
Количество влаги, поглощаемое воздухом: 41,8-103 (0,804—
—0,012) =33 106 кг/ч.
Степень упаривания алюминатного раствора 33 106-100:765 000 =
= 4,3%.
Средняя разность температур Д7=[ (60—20) + (75—70)]:2 =
= 22,5° С.
Коэффициент теплопередачи для безпасадочпого скруббера при-
нимаем 500 ккал/(м2-°С).
Необходимый объем орошаемого пространства
К= 765-10’-6,85-15 (22,5-500) =867 м3.
К. установке принимаем скруббер: //=30 м и <7=7,3 м, пло-
щадь поперечного сечения 41,85 м2. Разность между отметками
пояса брызгал и наибольшего уровня раствора в нижней части
скруббера 14,5 м. Объем орошаемого пространства скруббера
41,85-14,5=607 м3. Устанавливаем два скруббера.
Для разбрызгивания раствора используются брызгала ФСФ-2
производительностью (2,5—3,6)-103 м3/сск при напоре 3,5—7 м.
Средний расход раствора в скруббере 617-103: (2-3600) =
= 0,0857 м3/с. Требуется установить 0,0857 : (2,5-10’) =34 брызгала.
Рассчитаем сопротивление скруббера прохождению воздуха.
Физический объем поступающего воздуха
К = 41,8-10’ (1 4-0,012:0,804) [(273 + 20):273] = 45,5-103 м/ч.
Скорость воздуха во входном штуцере при </=1,16 м w=
= 45,5-103 : (2-3600- 1,16г-0,785) =5,98 м/с.
Потери напора в подводящем воздухопроводе
Ар = ew2 p/2g = 3-5,982-1,1:19,62 = 6,01 мм вод. ст.
Скорость воздуха в выходном сечении подводящего штуцера
</=1,6 м: <щ=45,5-Ю8: (2-3600-1,62-0,785) =2,04 м/с.
12—523
177
Потери напора на выходе из трубопровода
Ар' = pl2g = 3-2,04s-1,1:19,62 = 0,69 мм вод. ст.
Физический объем воздуха при 70° С и «>=1,0 ИСр=41,8-103
0,012\ / 273+70 \
1 V—273-----)=41>8'10М>0,5-1,25 = 53,03-103 м3/ч.
Скорость воздуха па выходе из скруббера (штуцер <1=1,6 м)
<’2=53,03-101: (3600-1,6г-2-0,785) =3,68 м/с, где 41,85 — площадь
Рис. 17. Декомпозер с циркуля-
цией пульпы непрерывного дей-
ствия:
I — циркуляционный аэролифт;
2— транспортный аэролифт;
Л — опоры
поперечного сечеппя пустого скруб-
бера.
Интенсивность орошения
617: (2-41,85) =7,37 м3/(мг-ч).
По практическим данным, при
скорости воздуха 3,68 м/с и интен-
сивности орошения 7,37 м3/(мг-ч)
потеря напора составит 2,0 мм
вод. ст.
Общее сопротивление каждого
скруббера 6,01+0,69+2,0=8,70 мм
вод. ст., а двух 17,40 мм вод. ст.
Для подачи воздуха устанавли-
ваем два вентилятора «Сирокко»
низкого давления № 11: напор
60 мм вод. ст.; электродвигатель
мощностью 13 кВт.
Устройство и расчет декомпозеров
В настоящее время па всех глино-
земных заводах устанавливают де-
композеры только с воздушным пе-
ремешиванием. Такой декомпозер
представляет собой цилиндрический
резервуар (рис. 17) с коническим
днищем, выполненный из стальных
листов 6=6+12 мм и опирающийся
на фундамент с помощью шести опор,
крепящихся К нижнему опорному
кольцу деком позера. Для транспор-
тировки п перемешивания пульпы в
центре декомпозера установлены
транспортный и перемешивающий
аэролифты. Охлаждение раствора осу-
ществляется снаружи воздухом и
внутри через «рубашки» — трубопро-
воды, надетые па транспортный и пе-
ремешивающий аэролифты. Холодная
вода подводится к «рубашке» транс-
портного аэролифта п отводится от
«рубашки» перемешивающего. В ба-
тарею соединены обычно 20 декомпо-
зеров.
Для расчета числа декомпозе-
ров принимаем к установке деком-
178
позеры рабочей емкостью 930 м3 (Н=28,2 м и Д=7,3 м). Число де-
ком позеров
;г = Л-65/(0,97-930),
где А—поток пульпы, м3/ч;
65 — продолжительность цикла разложения, ч;
0,97—коэффициент использования деком позеров.
Часовой поток алюминатного раствора 765 т, или 617 м3.
Часовой поток затравки 290 т (в том числе 44 т жидкого).
Следовательно, всего пульпы 1055 т/ч, или 755 м3/ч
при р= 1400 кг/м3.
Тогда «=755-65: (0,97-930) =54,4 шт.
Устанавливаем три батареи по 18 декомпозеров.
Охлаждение декомпозеров водой.
Температуры пульпы в головном декомнозсре 56° С, темпера-
тура пульпы гидроокиси алюминия па разгрузке 46° С, рабочий
объем декомпозера 930 м3, плотность пульпы 1400 кг/м3, удельная
теплоемкость 0,8 ккал/(кг-°С).
Количество тепла, выделяемое при охлаждении пульпы в одной
батарее: Q=18-930-l,4-103 0,8(56—46) = 187,5-106 ккал.
Часовой расход тепла па трех батареях: 3-187,5-106 : 65=
=86,5-105 ккал.
Принимаем, что охлаждение пульпы происходит за счет воз-
духа (10%) и за счет воды (90%). Тогда часовой расход воды
щ=86,5-105-0,9 : (1 • 15) =519-103 кг, пли 519 м3, где 15 — разность
между температурами воды на выходе п входе.
4. ЧЕТЫРЕХКОРПУСНАЯ ВЫПАРНАЯ БАТАРЕЯ
Исходные данные для расчета
1. Давление греющего пара РГр = 5 ат; температура греющего
пара (пара:== 250 С.
2. Концентрация слабого раствора, поступающего па выпарку,
«о=140 г/л Na2OK, пли 11,3%; удельная теплоемкость слабого рас-
твора с=0,9 ккал/(кг-°C); температура слабого раствора /0=45°С.
3. Концентрация оборотного раствора «„=300 г/л Na2OK, или
21,4%', температура оборотного раствора (с = П7°С.
4. Давление в сепараторе последнего корпуса Р4=0,2 ат; тем-
пература раствора, поступающего в сепаратор, (| = 139°С.
5. Коэффициенты теплопередачи по корпусам (взяты по дан-
ным практики), ккал/(м2-ч-°С): /<!=1500; /<2=1200; /<3= 1000;
/<4 = 600.
6. Поверхность теплообмена выпарных аппаратов Fi=F2=
=700 м2; F3=K4=900 м2.
7. Температурные потерн по корпусам 1 — IV, °C:
1 II ill IV
Депрессия 16,0 10,0 7,5 6,0
В паропроводе 1 1,0 1,5 —
Сумма потерь . Всего потерн составляют 43° С 17,0 н,о 9,0 6,0
8. За счет 1 кг пара выпаривается 1 кг воды.
Принимаемые обозначения:
S — количество слабого раствора, поступающего па
выпарку, кг/ч;
12'
179
С — удельная теплоемкость слабого раствора,
ккал/(кг°С);
: ' tq — начальная температура слабого раствора, °C;
—общее количество выпаренной воды (и по кор-
пусам), кг/ч;
W с — количество воды, испарившейся в самопспарите-
лс, кг/ч;
7?д, О3, О3, О4— расход греющего пара по корпусам, кг/ч;
7'1, 7’г. Тд, Г4—температура греющего пара по корпусам, °C;
Xi, Х2Д3, Хд— удельная энтальпия греющего пара по корпусам,
ккал/кг;
Т}, Т2, Т3, Т4 — температура вторичного пара по корпусам, °C;
'1. 'а, 'з, й — удельная энтальпия вторичного пара по корпу-
сам, ккал/кг;
К, К, ^з. h— температура кипения раствора по корпусам, °C;
Elf Е2. Е3, Ei—расход греющего пара на подогреватели, кг/ч;
аи.а1,п2,оз>а411 «к—концентрация Na2OK раствора начальная, но кор-
пусам и оборотного раствора, г/л плн %!
Кд, Кг, Кя, Кд—коэффициенты теплопередачи по корпусам,
ккал/(м2-ч-°С);
Кд, F2, F3, Ft—поверхность теплообмена выпарных аппара-
тов, м2.
Нумерация корпусов п подогревателей — по ходу пара.
Для простоты вывод расчетного уравнения производится без
учета теплопотерь и пара самопсиареппя конденсата, считая, что
они взаимно компенсируются.
Коэффициенты испарения по корпусам начиная со второго:
<4 . , » —О . . > <4 . , к—/
*2 <2 {3 ‘3 *4-- *4
принимаем аг, а3 и равными единице ввиду малой погрешности
прп этом допущении.
Следовательно:
1Кд = Dj ад; U7a = D2a2 = О2;
U73 = Оя ая = D3\ IK4 = О4 а4 = О4.
составляем уравнения для количества выпаренной воды по корпу-
сам (рис. 18):
117д =
1Кя = Г4-|-Од
№ 2 = №з -I- Е3 - Г с = Г4 -I- Од Ч Е3 - 1ГС
Гд = F2 + Ея = 1Г4 -I- Кд -|- Е3 + Е3 - Гс
Уравнение теплового баланса самоиспаренпя раствора:
(Sc - Г + Fc) /д = U7C /с + (Sc - W) tc. (53)
приход тепла расход тепла
Отсюда
Sc - + Fc /д = В7С ic + Sctc - U^c,
IKC = (Sc IV”) (<д — ^c)/(,'c Ю-
180
Обозначаем (/i—/с)/(*с—/1) через pc — коэффициент самопепарс-
ния раствора,
тогда
Ц70 = (Sc- W) рс. (54)
Уравнение теплового баланса для подогревателей
£4 (А4 — Т4) = Sc (/4— /0), Et = Sc~ — . (55)
Л4 — / 4
Рис. 18. Схема четырехкорпусной выпарки:
БК—барометрический конденсатор; С — самоиспарнтель
Обозначим (/4 — 4)/(^4 — Л) через 64 — коэффициент нагрева;
тогда
E4 = Sc64, (56)
Е3 = (Sc — Г4) = (Sc — 1Г4) б3 = 5сб3 - U'-4 б3, (57)
Аз—Т з
Е2 = (Sc - Г4 - Г3) ^5^ = (Sc - Г4 - W3) б2 =
= Sc62 — Г4 б2 — ^з 62. (58)
Подставляя значение U73 из уравнения (52), получаем
£2 = Sc68 -2Г462 —£4б2.
Подставляя значение Е( из уравнения (56), получаем
£2 = £с(52 — Ц74 б2 — Г4 62 — Sc64 б2.
Так как значения б очень малы, пх произведением можно прене-
бречь; тогда
Е2 = Sc62 — 2Н74 б2. (59)
181
Подставляя в уравнение (52) значения ё2, Е3 и £4 из уравне-
нии (56) — (59), получаем
^4 = ^4-
F3 = r4+ScS4,
Г2 = W4 + Sc64 + Sc63 — 1Р4 S3 — Sc₽c + F₽c,
II?! = Ц74 + 5с64 -|- 5с63 — 1Р4 б8 — Scpc — 2Г462 + ScS2 + Грс,
W = 5срс - й/рс.
Уравнения суммируем:
Wt + «4, + 1Г2 + Гг + Ц70 = Г = 4Wt + 3Sc64 +
+ 2ScS3 + ScS2 — SCpc — 2U-4 S3 — 21P4 S2 + №0c,
r4 (4 - 2S3 - 2S2) = IF (1 - pc) - Sc (3<\ + 263 + 62 - 0C).
Откуда
w _w('~ Pc) - Sc (364 + 283 + 62 - Pc)
4 4 - 2S3 - 282
Обозначаем:
1 — Pc через z;
364 -f- 283 + б2 — Pc через y\
4 — 263 — 262 через x.
Тогда
1F4 = (Wz — ySc)l x.
Расчетным путем определяем:
1) количество воды, выпариваемое в каждом корпусе батареи и
самоиспарителе;
2) концентрацию раствора в каждом корпусе;
3) тепловую нагрузку на каждый корпус и подогреватель;
4) распределение полезной разности температур;
5) производительность батареи по выпаренной воде и по раствору;
6) необходимое число выпарных батарей' для упаривания слабого
раствора при мощности цеха 500 тыс. т глинозема в год.
Расчет ведем на 5=1000 кг/ч слабого раствора.
1. Определяем общее количество выпаренной воды:
/ ав \ I 11,3\
Г = S 1 — — = 1000 1 — = 1000-0,472 = 472 кг/ч.
\ ок) V 21,4/
2. Определяем общую разность температур:
М>бщ = Л ~ Л = 151,1 —59,7 = 91,4 °C,
151,1 и 59,7 — принимаем как исходные данные для расчета.
3. Определяем количество воды, выделяющееся в самоиспарителе
(потерями тепла через стенки пренебрегаем).
Уравнение теплового баланса самоиспарепия:
приход тепла
(Sc-lF + rj tlt
182
расход тепла
1Гс»с+(5с-И7) tc.
Отсюда
Sc — Wti + Гс /4 = IPO ic + Sctc — ,
Гс = (Sc — HZ) pc,
где Pc — коэффициент самоиспарепия раствора;
/,— tc 139—117
Гс = (5С-Г)Рс, где рс = ?------f = ———= 0,044;
гс — Ч 639—139
1РС= (1000-0,9 — 472)0,0440 = 18,8 кг/ч;
639—теплосодержание пара при 117° С.
Следовательно, в батарее (без самоиспарителя) упаривается
воды, кг/ч:
Г„сп — 117 — 1Г0 = 472 — 18,8 = 453,2.
4. Распределение по корпусам (в первом приближении) количества
выпаренной воды, кг/ч:
= Kl:K2--Ks-.Ki.
Отсюда
(1Г1 + Н72+Н73+1Р4)/<1 453,2-1500
1 /<г+/<2+/<з+/<4 4300
П72 = /<2/Кх = 158,1 • 1200:1500 = 126,5,
W3 = И?! /<3//<! = 158,1-1000:1500 = 105,4,
Ц74 = Ц74 /<4/Л\ = 158,1-600:1500 = 63,2.
5. Определение концентрации раствора по корпусам, %:
а< = сн S/(S — Г4) = 11,3-1000: (1000 — 63,2) = 12,1;
а3 = а„ S/(S - Г4 — 1Р3) = 11,3-1000: (1000 —
— 63,2 — 105,4)= 13,6;
ац S 11,3-1000
я = ---------И------- =-------—----1--------------= 16,0;
S — 1Г4 — 1Г3 — 1Р2 1000—63,2 — 105,4 — 126,5
____________QuS____________
~ S — II74 — 1PS — UZ2 — ”
=----------------------------------= 20,7.
1000 — 63,2— 105,4— 126,5— 158,1
6. Определяем полезную разность температур, °C:
^/пол “ А^оСщ 2А/потерь — 91,4 43 = 48,4.
7. Распределение (в первом приближении) полезной разности тем-
ператур (условно принимаем, что потери по всем корпусам оди-
наковые), °C:
Д/4 = Д/2 = Д/g = Д/4 = Д/дол/4 = 12,1.
183
T а б л и ц а 78
К расчету выпарной батареи (в первом приближении)
Наименование величины Условное обозначе- ние Корпуса
1 11 III IV
Температура греющего пара, т 151,1 122,0 98,9 77,8
1 [слезная разность температур, "(' м 12,1 12,1 12,1 12,1
Температура кипения раство- ра, °C t 139,0 109,9 86,8 65,7
Депрессия (см. с. 179) и 16,0 10,0 7,5 6,0
’1 емнература вторичного па- ра, °C 1 (отерп в паропроводе Т' 123,0 99,9 79,3 59,7
1,0 1 ,о 1,5
Удельная энтальпия греющего пара к 656,3 647,1 638,7 630,5
(.крытая теплота конденсации греющего пара г 504,2 524,8 539,6 552,5
Удельная энтальпия вторично- го пара* i 647,4 639,0 631,0 623,2
* Взято из таблиц (см. Краткий справочник физико-химических величин,
М.: Химия, 19G5).
8. Составляем таблицу расчетных величин (табл. 78) (в первом
приближении).
9. Определяем коэффициенты испарения, нагрева и самоиспарения.
Коэффициент испарения а-—отношение скрытой теплоты испаре-
ния греющего пара к скрытой теплоте испарения вторичного
пара.
Коэффициент нагрева 6 — отношение разности температур жид-
кости при ступенчатом подогреве отборным паром к теплоте испа-
рения пара, которым греется раствор.
Коэффициент самоиспарения р — отношение разности темпера-
тур входящей в аппарат жидкости и кипящей в аппарате жидкости
к теплоте испарения вторичного пара в аппарате:
7\ 656,3 — 151,1 Л QQ4
ci — . , - i — Tj “647,1 — 139,0 U , JJT
“ta 109,9 — 86,8 n 044-
O<j — — X2-T2 647,1 — 122,0 " — u,vzi'r,
X _ O-{ — Ka-T3 x _ ' 4 X4-7’4 = 86,8 — 65,7 = —- — = 0,039; 638,7 — 98,9 (65,7—45,0 = —J 4 = 0,037; 630,5 — 77,8
Pc (G — <с)/(»с — ti) = (139 — 117): (639 — 139) = 0,044.
184
z = 1 —0,044 = 0,956;
(/ = 0,189;
х = 3,834.
1 — = г
3 64 + 263 + 62 —Рс = У
4 — 263 —- 26г = х
10. Определяем количество выпаренной воды, пароотбор и расход
пара по корпусам, кг/ч:
Wt = (Wz — SCy)/x = (472-0,956— 1000 -0,9-0,189):3,834 =
= (451 — 170,1):3,834 = 73,06;
£>4 = Г4 = 73,06;
£4 = Sc64 = 1000-0,9-0,037 = 33,3;
D3 = IP's = Wt + £4 = 73,06 + 33,3 = 106,36;
£s = (Sc — Wt) 63 = (1000-0,9 —73,06)0,039 = 32,2;
Г2 = r4 + £4 + £3 — Г c = 73,06+33,3.+32,2 — 18,8 = 119,76;
D2=W2 = 119,76;
£2 = (Sc — 1T4 — IP's) S2 = (1000-0,9 — 106,36) 0,044 = 34,92;
= W2 + E2 = 119,76+34,92 = 154,68;
IP\ 154,68
Dx = — = —— = 155,60.
1 <х4 0,994
11. Определяем тепловые нагрузки, ккал/ч:
QI = D1Z1 = 155,6-504,2 = 78 453;
Qz = D2r2= 119,76-524,8= 62 850;
Q3 = Dsr3 = 106,36-539,6 = 57 392;
Q4 = D4r4 = 73,06-552,5 = 40 366.
12. Определяем относительные тепловые нагрузки:
< 72 = <22:Qi = 62 850:78 453 = 0,801;
< 7s= Q3:<2i = 57 392:78 453 = 0,731;
< ?4 =Q4:Qi = 40 366:78 453 = 0,515.
13. Уточняем распределение полезной разности температур, °C:
. 2Д/Пол
А 7, — —<
1 . , К1 , /<^1, /ЛЛ
1 + <7г + <7з „ + 94
Аг Л3Г3 <\414
_________________________48,4____________________
= 1500 1500-700 , „ _ 1500-700 =
1 +0,801------ + 0,731-----------Ь 0,515 ------—
1200 1000-900 600-900
= 48-4 = Л®!4 = 12 5.
1+1,001 + 0,853+ 1,001 3,855
ДГ2= 12,5-1,001 = 12,5;
Д73= 12,5-0,853= 10,7;
Д/4= 12,5-1,001 = 12,5.
185
Таблица 79
К расчету выпарной батареи (во втором приближении)
Наименование величин Условное обозначе- ние Корпуса
1 » Ш IV
Температура греющего па- ра, °C т 151,1 121,6 98,1 78,4
Полезная разность темпе- ратур Д/ 12,5 12,5 10,7 12,5
Температура кипения рас- твора 1 138,6 109,1 87,4 65,9
Депрессия и 16,0 10,0 7,5 6,0
Температура вторичного пара Т' 122,6 99,1 79,9 59,9
Потери в паропроводе 1,0 1,0 1,4 •—
Удельная энтальпия грею- щего пара, ккал/кг h 656,3 646,9 638,4 630,7
Скрытая теплота конденса- ции греющего пара, ккал/кг Г 504,2 525,0 540,2 549,5
Удельная энтальпия вторич- ного пара, ккал/кг i 647,3 638,6 631,3 623,2
14. 15. а. Составляем таблицу расчетных величин (табл. 79). Повторяем расчет во втором приближении: 656,3 — 151,1 505,2 а‘ “ 647,3— 138,6 ~ 508,7 ~°'993' „ 109,1 —87,4 ’ 525.0 „ 87,4 —65,9 63 = —\ ~ - = 0,0398; 540,2 65,9 — 45,0 ~ — = 0,038; 549,5 „ 138,6 — 117 ₽с = ’ 7— = 0,0432; 639—138,6 г = 1 —0,0432 = 0,9568; у = 3-0,038 + 2-0,0398 -1-0,041 — 0,0432 = 0,192; х = 4-2-0,0398 — 2-0,0432 = 3,83.
б. Количество выпаренной воды, пароотбор и расход пара, кг/ч:
w _ 472-0,9568 — 1000-0,9-0,192 _ 451,6 — 172,8 _ 72 8.
3,83 ~ 3,83 ~ ’
£)4 = = 72,8;
186
Et= 1000-0,9-0,038 = 34,2;
D3 = №3 = 72,8+ 34,2 = 107,0;
E3 = 0,0398 (1000-0,9 — 72,8) = 32,9;
U7C = (1000-0,9 — 472) 0,0432 = 18,5;
D2 = Га = 107,0 + 32,9 — 18,5 = 121,4;
E2 = (1000-0,9 — 72,8 — 107,0) 0,0413 = 29,7;
121,4 + 29,7= 151,1;
£>r = 151,1:0,993= 152,2.
u. Тепловые нагрузки, ккал/ч:
152,2-504,2= 76739;
Q2 = 121,4-525,0 = 63 735;
Q3= 107,0-540,2 = 57 801;
Qt = 72,8-549,5 = 40 004.
г. Относительные тепловые нагрузки:
< /2 = 63 735:76 739 = 0,830;
< 73= 57 801:76 739= 0,753;
< 74 = 40 004:76 739 = 0,521.
д. Проверяем распределение полезной разности температур, °C:
__________________________48,4________________________
1500 1500-700 1500-700
1 +0,830-------1-0,753 —--------+ 0,521 —-------—
1200 1000-900 600-900
__________48,4
= 1+1,037-1- 0,878+ 1,013
Д/2 = 12,3-1,037 = 12,8;
Д/3 = 12,3-0,878= 10,8;
Д/4= 12,3-1,013= 12,5.
Полученные М принимаем для дальнейшего окончательного
расчета.
16. Определяем поверхность нагрева для 5=1000 кг/ч:
<21
F1 “ Л'Д/,
f2 = -^-
к2м2
F = -
3 /<3Д<3
F
4 '/<4Д/4
76 739
----------= 4,16;
1500-12,3
63 735
----------= 4,15;
1200-12,8
57 801
----------= 5,35;
1000-10,8
40 004
----------= 5,33.
600-12,5
187
17 Определяем коэффициент расхода /<расх=700 : 4,16=900 : 5,34=
168.
13. Определяем производительность батареи по раствору, т/ч:
5' 11)00-168=168 000=168.
I!). Определяем производительность батареи по выпаренной воде,
i/ч: 117-168(1 —11,3 : 21,4) = 168-0,472 = 79,3.
20. Определяем количество выпаренной воды по корпусам, кг/ч:
117, = 151,1 -168 = 25 385
1Г2 = 121,4-168 = 20 395
И73= 107,0-168= 17 976
U?4 = 72,8-168= 12 230
Ц7С = 18,5-168 = 3108 * * 21 22 23 24
XWt = 53 709
ZWt = 53,7 т/ч.
21. Определяем расход пара на первый корпус н пароотбор по кор-
пусам, т/ч:
О, = 152,2-168 = 25 570 = 25,57;
Ei = 29,7-168 = 4990 = 4,99;
Es = 32,9-168 = 5527 = 5,53;
Zf4 = 34,2-168 = 5746 = 5,75.
22. Определяем расход свежего пара па первый подогреватель, т/ч:
Ei = (Sc — Wz — U73 — 1F4) Si;
6j= (138,6— 109, 1):504,2 = 0,06;
fc\ = (168-0,9 —20,4— 17,98— 12,23) 0,06= 6,03.
23. Определяем удельный расход пара (на 1 т выпаренной во-
ды), т/т:
d = (Di + EJ/W = (25,57 4- 6,03):53,7 = 0,588.
24. Рассчитываем необходимую иоверхиостыюдогревателей. Для рас-
чета принимаем по данным практики следующие коэффициенты
теплопередачи (с учетом загрязнения поверхности), ккал/(м2Х
Хч-°С):
= 700; К2 = 800; /<3 = 800; /<4 = 800.
а. Определяем среднюю разность температур для каждого подогрс-
иателя ’, °C:
ду_________М) —
ср ~ 2,3 1g (А10: А/ы) ’
где A/п—разность между температурой пара и температурой вхо-
дящего раствора, °C;
А/м—разность между температурой пара и температурой вы-
ходящего раствора,°C.
1 Раствор каждого подогревателя догревается до температуры
кипения н следующем корпусе.
188
Для 1-го подогревателя Д/м= 151,1—-138,6=12,5,
Д/б = 151,1 — 109,1 =42,0,
. 42,0— 12,5 29,5
Р 2,31g (42,0:12,5) 2,3-0,5263
Для 2-го подогревателя
Д/м= 121,6—109,1 = 12,5,
Д/с= 121,6 —87,4 = 34,2,
34,2—12,5
Д/С1, =-----------------= 21,6.
1 2,3 1g (34,2:12,5)
Для 3-го подогревателя
Д/ы = 98,1 —87,4= 10,7,
Д/с = 98,1 —65,9 = 32,2,
32,2—10,7
Д/(;1) =----------------= 19,5.
р 2,3 1g (32,2:10,7)
Для 4-го подогревателя
Д/м = 78,4 — 65,9= 12,5,
Д/с = 78,4 — 45,0 = 33,4,
р 2,3 1g (33,4:12,5)
б. Определяем необходимую поверхность, м2:
F=£r/(KA/cp);
F = Е1Г± = 6030-504,2 =
1 /<Хр 700-24,4
Е2г2 4990-525,0
F, =-----= ———— = 152;
К Ы" 800-21,5
5527-540,2
F3 =---------— = 191;
3 800-19,5
5746-549,5
F. =---------1— =185.
4 800-21,3
Все подогреватели принимаем с поверхностью F=250 м2.
Основные расчетные показатели сводим в табл. 80.
Расчет числа батарей
Согласно материальному балансу на выпарку поступает
21 т слабого раствора па 1 т глинозема. При производи-
тельности цеха 500 000 т глинозема в год суточная про-
изводительность по глинозему составит 1370 т. Тогда ко-
189
I а б л ii ц a 80
Гиблина основных расчетных показателей работы батареи
1 1аименование показателей Условные обозначе- ния Корпуса
I 11 III IV
Температура греющего пара, "С т 151,1 121,8 98,0 78,2
Полезная разность температур, м 12,30 12,8 10,8 •2,5
Температура кипения раствора, t 138,80 109,0 87,2 65,7
Депрессия, °C V 16,0 10,0 7,5 6,0
Температура вторичного пара, Т' 122,80 99,0 79,7 59,7
11<>тсри в паропроводе, °C 1,0 1,0 1,5 —
1 loBcpxnocTb теплообмена (принятая), м2 F 700 700 900 900
Коэффициент теплопередачи, ккал/(мг-ч-1оС) 1500 1200 1000 600
Расход пара по корпусам, т/ч D 25,57 20,4 18,0 12,2
Расход пара на подогреватели, т/ч Е 6,03 4,99 5,53 5,75
Количество выпаренной воды по корпусам, т/ч IV 25,4 20,4 18,0 12,2
лпчество слабого раствора, подлежащего упариванию в
сутки, составит 28 770 т. Производительность батареи по
раствору составляет 172 т/ч, пли 4128 т/суткп.
Следовательно, для обеспечения заданной произво-
дительности цеха необходимо иметь рабочих батарей
28 770:4128=7 шт., и при К. И: = 0,8 общее количество
батарей составит 7 : 0,8=9.
В каждой батарее устанавливаем по 2 самопспарите-
ля, а всего их 18.
5. ВРАЩАЮЩАЯСЯ ПЕЧЬ КАЛЬЦИНАЦИИ
В настоящее время в глиноземном производстве прокал-
ку гидроокиси алюминия осуществляют в трубчатых
(барабапнпых) вращающихся печах, работающих ком-
плектно с трубчатыми (барабанными) холодильниками
или с. холодильниками кипящего слоя. Для увеличения
производительности печи при тех же ее размерах и сни-
жения расхода топлива намечено также строительство
печей кальцинации с циклонными теплообменниками, в
190
которых производится сушка гидроокиси теплом отходя-
щих газов.
Применяемые в настоящее время печи имеют разме-
ры 4,5ХН0 м, их производительность до 35—40 т глино-
зема в час. Условно по длине печь кальцинации можно
разбить на пять зон:
1—зона сушки. Здесь удаляется внешняя влага гид-
роокиси, а материал нагревается приблизительно до
200—250° С. Отходящие газы имеют температуру около
200—250° С. Для улучшения теплообмена в этой зоне в
корпусе печи приваривают металлические полки и цеп-
ные гирлянды.
II—зона кальцинации. В этой зоне из гидроокиси
алюминия удаляется вся кристаллизационная влага, а
материал нагревается до температуры около 900° С. При
этом образуется глинозем у-модпфпкации. Температура
отходящих газов — G00—700° С.
III — зона прокалки. В этой зове происходит образо-
вание устойчивой формы у-глинозема, а также начинает-
ся перекристаллизация части глинозема в «-модифика-
цию при температуре около 1200° С. Температура газов,
поступающих в зону, около 1500° С, отходящих ~ 1300—
1400° С.
IV — зона горения топлива, в которой завершается
процесс перекристаллизации у-глшюзема в а.
V —зона охлаждения материала до температуры око-
ло 1000° С.
Выходящие из печи газы проходят систему пылеочи-
стки (пылевая камера, циклоны или мультициклоны,
электрофильтры). Уловленная пыль подается в печь,
предварительно смешиваясь с гидроокисью’ алюминия.
Пылеунос зависит от скорости газового потока в печи и
обычно составляет от 30 до 100% от массы сухого мате-
риала (безвозвратные потери ^1%). Охлаждение гли-
нозема в холодильнике осуществляется воздухом, кото-
рый затем подается в печь для горения топлива.
Использование предварительно нагретого воздуха,
как и предварительная сушка гидроокиси, приводит к
сокращению удельного расхода топлива и повышению
производительности печи.
Расчет горения топлива
В расчет горения топлива входит:
1) определение теплотворной способности топлива;
191
2) определение количества воздуха, необходимого
для сжигания единицы топлива;
3) определение количества и состава образующихся
дымовых газов;
4) определение калориметрической температуры горе-
ния топлива.
В качестве топлива используется природный газ со-
става, %: СН498; С2П60,5; С3Н80,2; СО20,1; N21,2.
Определение т е п л отв о р пой
способности топлива
Qp = 85,5 СН4 + 152 С2Н6 + 218 С3Н8 =
= 85,5-98 + 152-0,5 + 218-0,2 = 8379 + 76,0 +
+ 43,6 = 8498,6 ккал/м3*.
Определение расхода воздуха
и количества дымовых газов
Расчет ведем на 100 м3 газа; коэффициент избытка воз-
духа а = 1,1 (соответствует содержанию в отходящих га-
зах 0,2—0,4% О2).
Реакции горения топлива:
СН4 + 2О2 = СО2 + 2НаО,
2С2Н6 + 7О2 = 4СО2 + 6НаО,
С3Н8 + 5О2 = ЗСО2 + 4НаО.
Количество воздуха, необходимого для полного сжи-
гания 100 м3 газа:
V» = (2СН4 + 3,5С2Н6 + 5С3Н8) = 4,762 (196,0 +
+ 1,75 + 1,0) = 946,45 м3 (прп а = 1,1V”—1041,10 м3).
При сжигании 100 м3 газа указанного состава образуется
СО2 = СН4 + 2С2Н6 4- ЗС3Н8 + СО2 = 98,0 + 2 • 0,5 +
+ 3-0,2 + 0,1 = 99,7 м3;
Н2О = 2СН4 + 3CJ16 + 4С3Н8 = 2-98 + 3-0,5 + 4-0,2=
= 196,0 + 1,5 + 0,8 = 198,3 м3,
Состав образующихся прп горении газов приведен в
табл. 81.
* Здесь и далее объем газа приведен к нормальным условиям.
Прим, ред.
192
Т а б л и ц а 81
Состав образующихся при .горении газов
* Расчет сделан прн а=1,0.
** С учетом Оз. При а-1,1 Оз 19,87 м3, или 1,74%.
193
Правильность расчета может быть проверена состав-
лением материального баланса (в единицах массы).
Расчет печи кальцинации
Исходные да ип ы е
1. Режим процесса:
Производительность печп по глинозему, т/ч..............30
Температура отходящих газов, °C......................25Q
Максимальная температура прокалки, °C................ 1200
Температура глинозема, °C:
поступающего в холодильник.......................1000
выходящего из холодильника........................100
Влажность гидроокиси алюминия, г/0.....................12
Температура гидроокиси алюминия, поступающей в печь, °C 40
Температура воздуха, подаваемого в холодильник, °C . . . 15
Температура топлива, °C................................15
2. Количество воздуха, подаваемого в холодильник
на охлаждение 1 кг глинозема 2,5 м3. Такой расход воз-
духа обычно соответствует охлаждению материала в ко-
лосниковых холодильниках.
Для холодильников кипящего слоя расход воздуху
составляет около 1 м3/кг, а температура воздуха, посту-
пающего в печь из одноступенчатого холодильника,
450+20° С, из двухступенчатого 600+20° С, из трехсту-
пепчатого 650+20° С.
Данный расчет сделан не для какого-то определенно-
го холодильника печи кальцинации — показан лишь прин-
цип расчета, поэтому п расход воздуха взят условно.
Чем выше температура воздуха, подаваемого в печь для
горения топлива, тем меньше удельный расход топлива.
3. Количество пыли, уносимой из различных зон Пе-
чп, па 1 т глинозема, кг: I — 535; II— 400; III — 150.
Пылеупос из зоны I максимальный, так как -в этой
зоне образуется наибольшее количество отходящих га-
зов, а следовательно, и скорость их наибольшая1. При-
нимаем, что 250 кг пыли, уносимой из зоны II и III, осе-
дает в зоне I, а 300 кг выносится из печи отходящими
газами.
При к. п. д. пылегазоочистной системы 99,4% безвоз-
вратные потери составят 5,0 кг Л12О3, т. е. с гидроокисью
алюминия в печь возвращается 535 кг А1(ОН)3 и 295 кг
А12О3.
1 Структурные изменения материала в зонах I и II также спо-
собствуют уносу пыли.
194
4. Количество воздуха, поступающего в печь за счет
подсоса, составляет 5%.
Тепловой баланс печи
(расчет ведется на 1 кг А12О3)
Приход тепла, ккал:
теплота сгорания топлива gT= VtQp=8498,6 1+; фи-
зическое тепло топлива (при температуре 15,0° С) q% —
= 1+Ст+=0,377-15VT=5,655VT, где 0,377-—теплоем-
кость газа при 15°С, ккал/(м3-°C)*; физическое тепло
воздуха КвСв/в=2,5-0,310-15= 11,625; физическое
тепло гидроокиси алюминия и оборотной пыли (прини-
маем, что гидроокись и пыль имеют температуру 40° С)
9*=Qr.oCr.o<r.o+QnCn^n+W'CH2o<H2o= (1,537 + 0,535) X
Х0,295-40 + 0,295-0,194-40 + 0,21-40-1 = 24,45+2,29 +
+8,40=35,136. Тепло превращения у-А12О3 в а-А12О3
(при условии получения 30% а-А12О3) <^=22-0,3=6,6,
где 22 — количество теплоты, выделяющейся при превра-
щении 1 кг у-А12О3 в а-А12О3 ккал.
Итого : Qn = 8498,6VT + 5,6551+ + 11,625 + 35,136 +
+ 6,6 = 8504,2551+ + 53,361.
Расход тепла, ккал:
на разложение А1(ОН)3 и испарение кристаллизаци-
онной влаги (0,532 кг) Gh2o <7н£о = Gh2o-867=0,532-867 =
=461,244; на испарение внешней влаги (UZ) qw = FX
Х695=0,21 • 595 = 124,95; 595 — скрытая теплота обра-
зования водяного пара при 100°С, ккал/кг; физическое
тепло отходящих газов
V* = VT «7х (Ссо Усо + Со + Сн о о + СгЛ И
+ V;exB cr +TX = 2501+(0,997-0,438 + 0,1988-0,322 +
+ 1,98’3-0,366 + 8,2365-0,311)+ 0,9216-0,366-250 =
= 947,025VT + 84,326;
физическое тепло глинозема, выходящего из холо-
дильника (при температуре 100°С): ^x = GrCI4x = lX
Х0,201-100=20,1;
* Значение с-—удельной теплоемкости (массовой или объем-
ной) при определенной температуре [в ккал/(кг-°С) или ккал/(мэХ
Х°С)] взяты из таблиц (см. Ходоров Е. II. Печи цементной про-
мышленности. Мл Стройиздат, 1968),
13
195
тепло, уходящее с пылью, выносимой из печп (при
температуре 250°С): <7п= GnCn^°TX = (0,3-0,215+0,535Х
Х0.434) 250=74,175;
тепло, уходящее с избыточным воздухом, выбрасывае-
мым пз холодильника:
9нзС = р/х_(1 _ о,О5) 10,41 J7J С iB,
Q" — Q* _ 0,3-1000 - 0,201-100 _ 9о„
VB 2,5
7«зС = [2,5 -0,95-10.41VJ 0,311-112 =
. = 87,08 —344,49VT;
потери тепла в окружающую среду печью и холо-
дильником (принимаем 12%) <7noT=Q„ VT-0,12=
= 1019,83 VT. -
Итого: Qp = 461,244 + 124,95 + 947,025V.r + 84,326 +
+ 20,1 +74,175 + 87,08— 344,49VT+ 1019,83VT =
= 1622,365V,. + 851,875,
Qu = Qp = 8504,255VT + 53,361 = 1622,365VT +851,875,
VT=798,514 : 6881,89=0,116 м3 на 1 кг глинозема,
чему соответствует 985,84 ккал тепла.
На основании проведенных расчетов сведем тепловой
баланс печи в табл. 82.
4
Таблица 82.
Тепловой баланс печи кальцинации
Приход тепла, ккал Расход тепла, ккал
Тепло от сгорания топлива ' 985,84 Физическое тепло топ- лива- ........ 0,656 Физическое тепло воздуха 11,625 Физическое тепло гидроокиси алюминия и оборотной пыли , . 35,14 Тепло превращения у-Л120з в а-Л12О3 . . 6,60 На разложение .... 461,244 На испарение влаги . . 124,95 Тепло отходящих газов . 194,181 Тепло глинозема, выхо- дящего пз холодильника 20,10 Тепло выносимой из псин пыли 74,175 Тепло избыточного воз- духа, выбрасываемого из холодильника 47,12 Потери в окружающую среду, 118,30.
Итого 1039,86 ИТОГ! • 1040,07
196
Определение температуры
горения топлива
Теоретическую температуру горения рассчитывают по
формуле
__ VT Ь ?т ?в 9дисс (+.н । +.н) (60)
VI сг
где дЕ—физическое тепло нагретого воздуха;
<7* —физическое тепло топлива;
9дис—количество тепла, расходуемого па дис-
социацию СО2 и Н2О;
^х.н+^м.п — потеря тепла от неполноты горения
(в данном случае ?х.п+<7м.н=0);
—объем продуктов сгорания;
Сг—средняя теплоемкость продуктов сгора-
ния в интервале температур 0—Аеор-
Физическое тепло воздуха при получении 1 кг А12О3
определяется как разность между теплом глинозема
при максимальной температуре обжига и температуре, с
которой он выходит из холодильника, за вычетом потерь
в окружающую среду холодильником и соответствующим
участком печи, а также потерь тепла с воздухом, выбра-
сываемым пз холодильника, ккал/кг:
= (320 — 20,1) — 30,0 — 47,12 = 222,78.
Объем газов от горения 0,116 м3 газа, м3:
Vco. . . . 0,116-0,997=0,116
Ин.о . . .0,116-1,983=0,230
VoE . . . . 0,116-0,1988=0,023
Vn, . . . . 0,116-8,2365=0,955
Итого.............. 1,324,
где 0,997; 0,198 п т.д. — количество продуктов сгорания,
образующихся при горении 1 м3 газа (см.
табл. 81).
Принимаем, что /Теор=2100° С.
Тогда 7ДПСС = 0,03-0,116-3045 + 0,18-0,23-2580 =
= 10,6+107,0 = 117,4.
Здесь 3045 и 2580 — теплоты диссоциации СО2 и 112О
ккал/м3 (приведено к нормальным условиям); 0,03 и
197
0,18 — степени диссоциации, определяющиеся по графи-
ку.
Тепло продуктов сгорания при 2100° С=0,116Х
Х0,585+0,23-0,474 + 0,023-0,376 + 0,955-0,356=0,068+
+0,109+0,009+0,34 = 0,526.
Тогда /теор = -985..84 +0.65+ 222.78-.17,4 = 2
Р 0,526
/расч— 985,84 + 0,656+11,625—117,4 — 880,721
теор 0,526
принимаем /теср= 1800° С; при этом /р^ =1710° С.
Принимаем также t»™ = (1800+1710) : 2= 1755° С.
Действительная максимальная температура газов в
печи несколько ниже /Теор:
/щах = /теор +
где Т] — пирометрический коэффициент, учитывающий
реальные условия горения.
Для вращающихся трубчатых печей i) = 0,84-0,9.
Примем -ц=0,90. Тогда /1Пах= 1755-0,90= 1580° С, округ-
ленно принимаем 1600° С.
Определение основных размеров печи
Внутренний диаметр барабанной печи определяется из
условия оптимальной скорости движения газового пото-
ка в печи по формуле
ПВ11= 1,13рТЛ^. (61)
Принимаем, по данным практики, ют=7,5 м/с. Опре-
ределяем действительное количество газов (Ут, м3/с)
прп производительности печи 30 т/ч и газовом потоке
1,324+0,9216=2,2456* м3/кг.
Секундное количество отходящих газов, м3/с: Vo =
= 30 000-2,2456:3600=18,713 при средней температуре
газов в печи /°р =(250+1600) : 2 = 925° С,
Ут = 18,713 (1 + р^р)**= 18,713-4,39 = 82,15 м/с,
DB„ = 1,13)^82,15:7,5 = 1,13-3,31 = 3,74 м;
* С учетом водяных паров, м3 па 1 кг глинозема.
** Значение 1 +0/вр берется из таблиц справочников (0— ко-
эффициент, учитывающий увеличение объема газа в зависимости
от температуры).
198
Таблица 8S
Распределение материалов по зонам, кг
Зона 4 <м Наименование твердый матери- ал в слое GM (см. с. 194) Вода физическая Gw Вода гидратная °Н2О Пыль Gn Всего твердого материала См.п,3
I 200 40 Поступают: гидроокись пыль пз ЗОИ 11 и III Выделяется Выходит 1 1,5374- / +0,535 0,295 0,535 2,082 0,210 0,210 0,550 0,300 2,917 0,835 2,082
II 900 200 Поступает Выделяется Выходит 2,082 1,150 — 0,532 0,150 0,550 2,232 1,082 1,150
III 1200 900 Поступает Выделяется Выходит 1,150 1,000 — — 0,150 1,150 0,150 1,000
IV 1150 1200 Поступает Выходит 1,000 1,000 — — — 1,000 1,000
V 1000 1150 Поступает Выходит 1,000 1,000 — — — 1,000 1,000
Примечание, /м—температура материала в начале зоны, °C; t —
температура материала в конце зоны, СС; 1,537 — количество гидроокиси алю-
миния, кг на I кг глинозема; Ом—масса материала, кг; G —масса влаги
несвязанной, кг; 6'н2О~ масса влаги гидратной, кг; 6'п —-масса пыли, кг;
^м.п.з — масса всего твердого материала, кг.
округленно £)в„ = 4,0 м,
^нар ~ 4,5 м.
Длину печи определяют из условия теплообмена в ос-
новных зонах печи. Ниже приводится метод зонального
теплового расчета печи кальцинации (табл. 83 и 84).
Принимаем потери тепла в окружающую среду, ккал:
холодильник 10,0; II зона 53,0; IV зона 11,0; I зона 20,0;
III зона 15,5; V зона 9,0.
199
Таблица 84
Количество газов на границах зон I—V
Материал V IV III
поступает выходит поступает выхо- ДИТ поступает выхо- дит
Топливо, м3 . 0,116 0,116 0,116
Воздух, м3 . . 1,208 1,208 1,208 —. — .—.
СО2, м3 . . . . — — — 0,116 0,116 0,116
О2, № .... —. — 0,023 0,023 0,023
Н2О, м3 ... — — 0,230 0,230 0,230
N2 м3 — — — 0,955 0,955 0,955
Итого .... 1,324 1,324 1,324 1,324 1,324 1,324
Пыль, кг . . . — — — — — 0,150
Продолжение
Материал и I
поступает ВЫХОДИТ поступает выходит
Топливо, м3 . Воздух, м3 . . СО2, м3. . . . О2, м3 .... Н2О, м3. . . . Nz, м3 . . . . 0,116 0,023 0,230 0,955 0,116 0,023 0,892 0,955 0,116 0,023 0,892 0,955 0,116 0,023 1,152 0,955
Итого .... Пыль, кг . . . 1,324 0,150 1,986 0,550 1,986 0,550 2,246 0,300
Количество тепла, получаемое или отдаваемое мате-
риалом, определяется как разность между количествами
энергии, полученными материалом к началу и к концу
зоны ’.
Зона I. Общий расход энергии на нагрев материала
к концу зоны I, ккал/кг:
1 Величины GM, G,„, Gn, GM..n.3 и 7M берутся пз табл. 83, а ве-
личины см, сп и сг — литературные данные.
200
= 2,072 • 0,295 • 40 + 0,295 0,196 • 40 + 0,210 40 +
+ 0,550-0,26/; = 35,16 + 0,143/;.
Общий расход энергии на нагрев материала к нача-
лу зоны I, ккал/кг:
?м, GwQw 4 (^м.п.з ^м.п.з ' '
+ V -^Сн2о <м+-м- = 0,21 -595 + (1,537.0,4-200+
Рш 2
0 21 ’
+ 0,545-0,400-200) + 0,361 • 120 = 124,95 +
0,805|
+ 166,56+ 11,3 = 291,51 + 11,3.
Общее количество тепла, которое необходимо пере-
дать материалу:
*7м, <7М1 ?м,
q = q' — q" =291,51 + 11,3 — 35,16 — 0,143/; =
. = 256,35+ 11,3 — 0,143/;;
в том числе | <7м11 —количество тепла, которое, затрачи-
вается на превращение и нагрев неразложпвшихся ис-
ходных веществ и твердых продуктов реакции | qMl | =
256,35 ккал/кг. Зона II
< = + с; с„ /,, = 291,51 + 11,3 + 0,150- 0,288/; =
= 291,51 + 11,3 + 0,0432/;;
< = Gw Qw + GHaO QHaO + GM п 3 См п,3 t'M + X
Ph£o
X c„nbl±-^ = 0,532-867+ 1,150-0,288-900 +
+ 124,95+ 11,3 + 0,383-550 = 461,24 +
0,805
w в индексах обозначает несвязанную воду.
201
+124, 5 + 298,08 + 11,3 + 139,22 = 884,27 +
+ 139,22 + 11,3.
9М. = < - < = 884,27 + 150,52 - 291,51 - 11,3 -
— 0,0432/; = 592,76 + 139,22 — 0,0432/;
19м, 1=592,76 ккал/кг.
Зона III
= < + с;л < = 884,27 + 150,52.
9м, + ^1,0^11,0 4~ ^м.п.з См.п.з ^м4" ~"СН!ОХ
^ООМ Рш
+ А,
х —м----М- = 124,95 + 461,24 + 1,0-0,32-1200 +
+ 150,52 = 970,19+ 150,52;
9М = [9м 1 = 970,19 + 150,52 — 884,27—150,52=85,92.
Зона IV
< = 9м = 970,19+ 150,52;
9м, ~ Qw 4" ^Н,0 ^Н2О 4* .п.з См.п.з м @у->а 4*
+ yiG^ . = 124,95 + 461,24 +
+ 1,0-0,316-1150 — 6,6+ 150,52 = 942,99+ 150,52
<, = [9м 1 =9' — 9м = 942-99 + 150,52 — 970,19 —
— 150,52 = —27,2.
Зона V
<=-9'м. = 942,99+ 150,52;
= 124,95 + 461,24 + 300,0 — 6,6 + 150,52 =
= 879,59 + 150,52;
9м --= |9„ 1 = 9м — Я'ы = 879,59 + 150,52 — 942,99 —
— 150,52 = —63,4.
IlaO в индексах обозначает гидратную воду, зл —золу.
202
Исходные данные для расчета температур газового
потока по зонам: I п ш IV V
[<7м], ккал/кг . . . . <7иот, ккал/кг . . . . . 256,35 . 19,8 592,76 53,0 85,92 15,5 —27,2 и.о —63,4 9,0
При последовательном расчете температур газового
потока па границах зон известны его начальная темпе-
ратура t'r и энтальпия q'r. Из расчета находим конечные
энтальпию q"r и температуру /" :
9г = 9Г + 9г’
где дг— количество тепла, которое газовый поток полу-
чил или отдал в данной зоне.
Температуры газового потока на границах зон
При сгорании топлива в условиях вращающейся печи не все выде-
ляющееся тепло идет на нагрев продуктов сгорания, часть его пе-
редается излучением в зоны, примыкающие с обеих сторон к зоне
рорения, а также поступает в зону I вследствие рециркуляции про-
дуктов сгорания. Поэтому действительная температура газового по-
тока в зоне горения ниже <теор. Остальные зоны печи также от-
дают тепло излучением соседним зонам, имеющим более низкую
температуру.
При определении энтальпии и температуры газового потока в
остальных зонах печи, кроме V и I, необходимо вводить поправку,
учитывающую прямую отдачу тепла газовым потоком и степень
равномерности его температуры. Такая поправка является функци-
ей критерия Во.
Для зоны II вращающейся печи величину qr определяют по
формуле
<7г = (1 — х) + (xqT — |г/м| — «/пот) Т — г, (62)
2II-IV (^m + ^hot)
где х —---------------------
<7т = <7п; у = 0,132Во3/2;
Во =
________ЮООВгл ?п_______
0.785D2 * -4,96. IO-8 Т*еор
г—количество тепла, отданное в зону I;
— количество тепла, выделившееся в зоне в результате сго-
рания топлива (см. с. 196);
1?м1 — количество тепла, полученное пли отданное материалом;
?пот—потери тепла в окружающую среду;
Дгл—производительность печи, кг/ч.
* 7\еор—теоретическая температура горения, К;
Da—диаметр печи внутренний, м.
203
Для зоны III из формулы исключается величина г, а для ос-
тальных зон она принимает вид qr= ([r/м] +<7пот)0,132Во3'2 . Для зо-
ны II формула (62) в общем виде (т. е. как есть), а для зоны III
величина г исключается, для остальных зон она принимает вид
</.=—(к/м1+</чот)0,132Во!'2.
Определяем значения критерия Во, у и х для II—IV зон
„ 1000-30 000-985,84
Во =-------------------------------= 1 557-
0,785 • 16,00 4,96 • 10-8 (2349)4
х = 2 ч- 7 (qM + <7пот) : Qn»
у = 0,132; уВо3/2=0,132-1,943=0,256;
592,76+85,92 — 27,2 -1-53,0 -1 - 15,5+ 11,0 730,98
985,84 985,84 =
= 0,74.
Переходим к расчету газового потока отдельных зон.
Зона V
Начальную энтальпию газового потока определяем по формуле
<7г = €. - <7™ - <7в36 - <7ш,т + 4’ + Ч„ = 300,0 - 20,1 -
— 47,12 — 10,0 + 0,65 + 11,62 = 235,05,
где <7гЛ и —энтальпия глинозема, выходящего нз печи и Хо-
лодильника;
^”зС— энтальпия воздуха, выбрасываемого из холодиль-
ника;
?пот — потеря тепла в окружающую среду холодильником;
с/'*1 — физическое тепло тон.шва, поступающего в печь;
<7в—энтальпия воздуха, поступающего па установку.
Начальная температура газового потока определяется методом
подбора:
энтальпия газового потока прп 500 и 600° С, ккал/кг:
= ув Св /'+ VrCr /'=(1,208-0,321+0,116-0,512)500=223,7
<7®°° при /®°°= (1,208-0,324 + 0,116-0,542)600 = 272,4 ккал/кг;
234,81 —223,7
= 500 + •--—-------------- 100 = 523,3°С = 523 С.
г 272,4 — 223,7
Температура воспламенения газа 1000° С, при этой температуре
<?" = (1,208-0,3367 + 0,116-0,674) 1000 = 485,7 ккал/кг.
Разность энтальпий газового потока па границах зон
qrt = qT — qr= 485,7 — 235,05 = 250,65 ккал/кг.
Газовый поток в зоне V получает тепло от охлаждающегося
глинозема [</[] и из соседней зоны путем рециркуляции продуктов
204
сгорания и прямой отдачи. Количество тепла, получаемое из сосед-
ней зоны:
z = ?Г( + |<7Нв] + <7„от = 250,65 — 63,4 + 9,0 = 196,25 ккал/кг.
Зона IV
?" = ?' + (1 — х) qn + (xqn —[<7j — q^T) Y — Z = 485,7+
+ (1 —0,74) 985,84+ (0,74-985,8 4+27,2—11,0) Х0.256 —
—196,25+ (0,74-985,84 + 27,2— 11,0)0,256— 196,25 = 485,7 +
+ 256,32 — 19,25 — 190,90 = 736,67 ккал/кг.
Зона III
<?Г = -(1<731 + -7пот) т = 736,67 - (85,92-1-15,5) 0,256 =
= 710,71 ккал/кг.
Зона II
qr = qT-([?2] + q!'OT) Y = 710,71 - (592,76 + 53,0) 0,256 =
= 545,40 ккал/кг.
Зона I
= q'r — | «/J — qInOT = 545,40 — 276,15 = 269,25 ккал/кг.
Определяем температуры газовых потоков.
Зона IV. Энтальпия газового потока: 1
при 1600°С
^600 = 1600 (0,116-0,5655 + 0,023-0,367 +0,23-0,4482 +
+ 0,955-0,3473) = 1600-0,5085 = 813,6 ккал/кг;
при 1500° С
^Б00 = 1500-0,505 = 757,5 ккал/кг;
при 1400° С
^1400 __ 14оо.о^о] — 701,4 ккал/кг;
tr = 1500 + 73G’C7~757’5 _ юо = 1462,87°Ся. 1463°С.
г 813,6 — 757,5
Зона III. Энтальпия газового потока:
при 1400° С
z 1400 _ j 4оо (0,0643 + 0,0083 + 0,101 +0,3275 + 0,15-0,342) =
= 773,22 ккал/кг.
при 1300°С
/‘300 = 1300(0,0637 + 0,0083 + 0,099 + 0,325 + 0,0492) =
= 710,0 ккал/кг,
205
, . 710,41—710,0
/г = 1300 + „ 09------- п - 100 = 1301,12°С« 1301°С;
/ / «5, ZZ — / I v, U
Зона II. Энтальпия газового потока:
при 800° С
/8°° = 800 (0,0592+ 0,0080 + 0,3555 + 0,312+0,55 + 0,277) =
= 709,6 ккал/кг;
при 600° С
Г®00 = 600 (0,0568 + 0,0078 + 0,3436 + 0,3055 + 0,1378) =
= 510,9 ккал/кг;
при 700° С
= 700 (0,058 + 0,0079 + 0,3500 + 0,309 + 0,1462) =
= 609,8 ккал/кг;
545,40— 510,9
''-™+ 609.8-510.9 ™“034.88"С«635-С.
Зона I. Энтальпия газового потока при 250°С=268,5 ккал/кг t °тх=
= 250° С.
Определяем средине температуры материала и газового потока
по зонам:
Газ
Зона I. /ср = |/*250-635 = 398°С,
Зона II. /^=^/*635-1301 = 909’С,
Зона III. /=р = у1301-1463 = 133Э’С,
Зона IV. tcrp = |Л1463-1000 = 1210°С,
Зона V. 1гр = У1000-523 == 723°С,
Материал (см. табл. 83)
= у40-200 = 89°С
/рр = j/'200-900 = 424°С
/рр = у900-1200 — 1039X3
1200-1150 = 1175°С
tc^ = у1150-1000 = 1072°С.
206
Определяем состав газовой фазы по зонам ’.
Зона III: 8,73% СО2; 17,37% Н2О; 72,16% N2 (при а=1,1); V=
= 1,324 м.
Зона II: ЕрР= 1,324+0,331 = 1,655 м3; У°бщ = 1,986 м3;
0,П6 0,561
СО2 = -4— 100 = 7,01 %; Н2О = —— ЮО = 33,9%;
1,655 1,655
Зона I. VpP= 1,986+0,13=2,116 м3; 1/“°"'=2,246 м3;
0116 1 022
СО2 = 100 = 5-48%; наО = 5Г77Г 100 = 48,3%.
2,116 z, 110
Определяем скорость движения материала в печи, коэффициент
заполнения печи материалом, значения /х и /в по зонам.
Скорость движения материала в печи определяем по формуле
(ом = 5,78Dnр/t = 5,78-4,0-2,5-0,8 = 46,24 м/ч.
При £>п=4 принимаем, что (3=2,5'’ (угол наклона печи); «=0,8—
число оборотов печи.
Коэффициент заполнения печи материалом гр определяем из
формулы
nDn
А = гр —-— <ом ут, ' (63)
4А
откуда гр =-------------коэффициент заполнения печи материалом;
<ом ут
где А— среднее количество материала, проходящего через зону,
т/сутки:
у — средняя объемная масса материала в зоне, т/м3;
т—время работы нечи в сутки, ч.
Зона I
30,0(2,367 + 2,082)
А = --------------------
= 66,735 т/ч, или 1868,58 т/сутки;
2
у = 1,5 т/м3; гр =
4-66,735
= 0,0766 = 7,66%.
3,14-16,0-46,24-1,5
(части печи, заполненной материалом)
Fe
---= 0,2405.
Я2
Площадь сегмента
лП2
Fc = —<р= 12,56-0,0766 = 0,962 м2;
ла
2лгр = 2-0,2405 = 0,481 = - — sin а,
1 Состав газовой фазы в зоне III определяется составом газов
от сгорания топлива; в зоне II в газовую фазу переходит 0,532 кг,
или 0,662 м3 воды (кристаллизационной), а в зоне I — еще 0,21кг,
пли 0,26 м3 внешней влаги.
?0/
где а—центральный угол сегмента, град.
лее
При сс=90° —sin а = 0,57
„„„ 0,09
а = 90° — — 19 Ю = 85,3°.
ла
При а = 100° — sin а = 0,76
180
?x = 2/?sin-^- = 4,0-0,6775 = 2,71 м; 1„ =
2 д 360
5афф—эффективная длина лучей газового потока;
о „П 4ГП
•8эфф = 0,9—---- ,
•5 пер
где 5Пер—периметр свободного сечения печи;
Fa — площадь свободного сечения печи.
„ лО2
Fn = —~— — Fc= 12,56 —0,962 = 11,60 м2,
2,98 м.
е лО(360 —а) , ,
+/х =
3,14-4,0-274,7
360
+ 2,71
= 9,58+2,71 = 12,29 м,
•%фф
3,6-11,60
-7^9-= 3’40 м-
Зона II
А =
30.(2,082+ 1,15) ,
-----------------= 48,48 т/ч,
2
4-48,48
т=1(3 т/мз, «P=-3il4.I6 0.46 24.1>3 =0,0641, или 6,41 %
nD2 Fc
Fc=-------q>= 12,56-0,0641 = 0,805 м2; -2-= 0,201,
с 4 R2
2л<р= 0,402 = —sin а.
180
Чтобы определить а, задаемся а=80° и а=90°.
ла ла
При а = 80° -—sin а = 0,41; при а = 90 - —
— sin а = 0,57.
Так как 0,402<0,41 (при 80°), разница в 10° дает 0,57—0,41, то
0,008
а = 80° — —- 10 = 79,5°;
208
/х = 2,56 м; /д = 2,77 м; Fa = 12,56 — 0,805 = 11,76 м2;
4,0-3,14-280,5 , „ _
-5пер = 4" 2,56 = 12,35 м; -Хэфф — 3,43 м.
obv
Зона Це
30-2,15
А =---------------= 32,25 т/ч; у = 1,1 т/м3;
4-32,25
Ч> ~
= 0,0504 = 5,04 %; Fc = 0,633 м2;
3,14-16,0-46,24-1,1
0 369_о 28
= 0,158; 2лф = 0,316; а = 70°+ —-------— 10=72,8°;
т 0,41—0,28
/д = 2,54м; Fa— 12,56 — 0,633= 11,93 м2;
Fc
/х = 2,37 м;
•Хцер — 12,39 м; 5Эфф = 3,47 м.
Зона IV (в зоне V те же значения).
/1=30,0 т/ч, или 720,0 т/сутки; у= 1,0 т/м3;
” - 3,14-t6J>’-46,24 “'’°516 - 6'16 * Л“ = '’М8
Fc
-^- = 0,162; 2гар = 0,324;
, (0,324—0,28)
а = 70° + —---------—- 10 = 73,4°;
0,41—0,28
/х = 2,39м; /д = 2,56м; Fa = 12,56 — 0,162= 12,40 м2;
Snep= 10,0 + 2,39= 12,39 м; $8фф = 3,60 м.
Полученные значения ф, /х, /д, 5э$ф сводим в табл. 85 (туда же зна-
чения ег и /д.ф, которые рассчитываются ниже).
Таблица 85
Зона Ф. % М 1д. м 5эФФ ег ;д-Ф*
I 7,66 2,71 2,71 3,40 0,65 9,85
II 6,41 2,56 2,77 3,43 0,394 9,79
III 5,04 2,37 2,54 3,47 0,336 10,0
IV И V 5,16 2,39 2,56 3,60 0,30 10,0
. «D2 , , ,
1д.ф= ——“»Д- ‘д.ф — длина дуги футеровки.
Определяем степень черноты газов по формуле
ег = еСО, + £*ен2о-
* 5 — поправка на парциальное давление (см. рис. 21).
14—523 209
Зона I.
РСОг 5Эфф = 0.055-3,40 =0,187; в, = 0,12 + 1,15-0,46 = 0,65;
РН£о5эфф = 0,483-3,40 = 1,642.
В со, ен2о находим по графикам (рис. 19—21) в зависимости
от температуры и значения РСОг $еФФ п Рн2о^эФФ-
Рис. 20. Условная степень черноты излу-
чения водяных паров без поправки на их
парциальное давление
Рис. 19. Степень черноты излу-
чения двуокиси углерода
Парциальное Мление водяных паров
Рцг0, ат
Рис. 21. Поправочный множитель £
для получения степени черноты во-
дяных паров
Зона II.
РСО,Афф = 0.07-3,43 = 0,24; ег = 0,125-|- 1,125-0,35=0,394;
PHso%p = 0,339-3,43 = 1,163.
Зона III.
Pcos 5афф = 0,0873-3,47 = 0,300; ег = 0,12 +1,08-0,20=0,336;
Л1,о 5эфф = 0.1737-3,47 = 0,603.
210
Определяем длину зон.
Длину зон определяем из условия теплообмена.
Зона V.
Средняя скорость газового потока
КГВГЛ 100077
СОр — “ ~ ' J
3600-0,7850^ (1 — ср) 273
________1,324-30 000-996
“г “3600-0,785-16,00-0,940-273 = 3,41 м/с>
Критерий
„ <ог Оп 3,41-4,0
Де = - — = 1,1758-10е,
vr 11,60-10-Б
где vr— кинематическая вязкость газов при средней температуре.
Критерий №/=0,418 Де°'67= 10,42-102.
атеп — коэффициент теплоотдачи конвекцией, ккал/(м2-°С) *:
„ NtAr 10,42-102-55,6-10-3
атРП= -ТГ- =--------------77---------= 14-48 ккал/(м2-ч-°С),
'-'п
4,0
где Хг — коэффициент теплопроводности газа, ккал/(м-ч-°С);
тм.ф— коэффициент пребывания частиц материала па футеровке:
/д-60 2,56-60
Тм.ф — — о 1« 1 л п о — 15,29 с.
лОцИц 3,14-4,0-0,8
Время пребывания частиц материала на открытой поверхности
слоя по формуле
Тм.г = 1,63 1/ , / = — 0,0055В п2п — tg рс,
Г / V П X
Г 2 39
Тм.г=1.63|/ -^- = 7,275 с;
/= — 0,00550 n2 — tgBc = 10-0,0055-4,0-0,8?-0,785-1,10 =
и u х
= 0,12 м/с;
рс — угол естественного откоса материала.
х/и и у[х находим из графиков зависимости x/v от <р и D„n„lg и
у/х от q> (рис. 22 и 23).
Изменение температуры материала при контакте с футеровкой
= О,8330м, 1/ -----------1/ —---------------
г ^м.ф “Ь Тм.г ’ ^мсмРм'36ОО
* Значение vr определяется по составу газа и температуре.
14'
211
0,8330мд
1/ ~ ‘ 1/
к 22,565 Г
15,29
5,0-0,31-3600-1000
= 0,8330ыд-0,823-1,655-10~3 =1,135-10-3 6МД.
Количество тепла, отдаваемого материалом теплопроводностью:
0
печи материалом /ц
X [(/м —Л<д)—М = 0,003-1,476-14,48-604,1 (1072 —
—1,135- Ю—з омд _ 723) = 38,733 (349 — 1,135- Ю“3 0ыд);
„ 13517,817
0Мд = " t ()44— = 12948 ккал/(м2-ч)
Изменение температуры материала при контакте с газовым по-
током
Ы = 0,625 (0" + 0“ ) 1 /----------—------- I f----—------=
х ( м.х м.х1 |/ Тмф + Тмг У ХмсмРм3600
= 0.625х + о“х) 1/^Е i/--------------------L,275_. =
\ М.х м.х/ |/ 22,565 V 5,0-0,31-1000-3600
= 0,625-0,568-1,142-10~3 (0" х + 0“ х) =
= 0,405-10~® (0^.х + 0«х).
Количество тепла, отдаваемого материалом конвекцией:
0м.х = <п[('м- А/м.х) - U = 14,48 (1072-0,405Х
X 10~3 0:1 _ — 0,405-10“3 0“ , — 723) = 14,48 (349 — 0,405 X
М.Л 1*1,л J ’ '
X 10~3 0;1 х — 0,405-10“3 0“ х) .
5053,52 — 5,86-10=’О'3
0м х =-------------77“-------— =- 5024,08 — 5,826-10“3 0м -
м-х 1,00586 м-х
212
Количество тепла, отдаваемого материалом лучеиспусканием:
ем.х = —-------------------------------- X
~ (1 — ег) [ем + ег (1 — ем) + е, ]
'дФ
Х К ем 1-^- (1 - 8,,) + 11| (7М - ДГХ)4 - 7?] +
I L 'дф J
, / 2^от1000Вг \ ( 1
+ Г“Д nDnLv Лм( г)/дфН
1
-L— ‘0,7 (0,75 + 0,3-0,25) + 0,3
10,00 ' . / । .
(t Г2 39 X U,96-10-8-0,3-0,75. Н—(1 —0,3)+ 1 X Ц (.10,0 J X [[1345 — 0,405-10~3-( 5024,08 + 0,99420*.х)4 — 9964} + , { 2-9,0-30000 2,39)} + 12948 — 5 -0,75(1—0,3)- = 3,14-4,0-10 ' lO.OjJ = —-— [ 1,3027-10“8 [ (1347,035 — 0,402-1(Г~3 О*. J4 — 0,438 1 ’ м-х' — 9964] + 1085,19). „ Решая уравнение методом подбора, получаем: 0* х = 63700 ккал/(м2-ч); 0“ х = 4653,0 ккал/(м2-ч); 0м.х=(°м.х + °м.х) /х + 0мд *д = = 68353,0-2,39+ 12948-2,56= 196530 ккал/(м2-ч). ?м. Вгл 1000 63,4-30000 п Длина зоны Lv— = юекчн —9.68 ^9,7 м. 0М 1УиоЗО Длину зоны IV (зоны горения) не рассчитываем, обычно ее дли-
на ~7,0 м. Зона III. 1,324-30000-1705 r , со„ = =5,78 м/с; г 3600-0,785-16,00-0,9496-273 1,324-10-6 Vr— 0,116 0,023 0,23 , 0,955 17,1 1 27,8 1 47 25,8 1,324-10—5 , =— —-—— = 29,3-10-® м2/с; 0,04511
213
(0,116-92,0 + 0,023-84,6 + 0,23-155 + 0,995-69,3)-10—s
1,324
= 86,5-10—3 ккал/(м-ч-°С);
u>rDn 5,78-4,0
Re = ——— =---------------- = 7,89-IO4;
vr 29,3-10—6
Nu = 0,418(7,89- IO4)"-67 = 7,983-102;
K A'(i-ZK 7,983-102-86,5-10—3
атеп~ Da “ 4,0 =
= 17,263 ккал/(м2. ч. °C).
Тм.ф== 2,54-60:(3,14-4,0-0,8) = 15,18 с;
/= 10-0,0055-4,0-0,82-0,78-1 = 0,11;
тм.г = 1,63^2,37:0,11 = 7,56 с;
, I / 15,18 , / 15,18
А/д = О,8330Мп I/ —------ 1/ ------------’-------=
д д V 22,74 V 5,5-0,3-1050-3600
= 0,833-0,817-1,56-10-3 0м.д = 1,0616-10~3 Омд;
Омд = 0,00115 -м-ф 1 / Л1 см Рм 3600
тм.ф 1,100/ V тм.г
х [<г-(*м + Д/д)1
Омд = 0,00115-1,498-190,44 рЛ2-м Рм 36001 *
‘ тм.г
X [tr —(«м + Д<д)1 = 0,3281-640,99(1380 — 1039 —
— 1,0616-10-з Ом.д) = 71715,31 -223,26-IO-3 6МД;
71715,31
Омд = 1 QQQor = 58626,38 ккал/(м2-ч).
Изменение температуры материала при контакте с газовым по-
током:
Мх — 0,625 (ем.х + 6и х) 22>74 5,5.0,3.1050.3600 ~
=0,625 (Of „ + Of J -0,576-1,1- IO"3 = 0,396-10~3 (Of „ + 0“ J-
* \ м.х м.х} \ м.х М.Х) »
0м.х = Рг - Рм + 4)1 = 17.263 (1380 - 1039 -
- 0,396 • 10~3 0;! х — 0,396-10"3 0“ J = 5886,68 — 6,836 X
X Ю-^3 Of, „ — 6,836-10-3 о!‘ х;
м.х ’ м.х’
5886,68 — 6,836-IO-3 Of Y
Of „ =--------------------------— = 5846,7 - 6,7-10~3 Of Y;
М.х 1,006836 мх
214
Ом.х = °ег «м [^ - (Тм + А7Х)4] = 4,96 • 1 (Г8 X
X 0,336-0,75-{16534 — [1312 + 0,396-КТ3 (б*х + 5846,7 —
— 6,7-Ю^О^)4] = 1,25-10~8 [16534 — (1312 + 0,3933- 10~3Х
X е" х + 2,3153)4 = 1,25-10-8 [7,4660-1012 — (0,3933- НТ1 X
X О" х+1314,4 )4],
где о — коэффициент излучения абсолютно черного тела (4,96-10-8).
Решая уравнение методом подбора, получаем:
О* х = 54000 ккал/(м2-ч),
0“ х = 5846,7 — 361,8 = 5484,9 ккал/(м2- ч),
6м.з= (6м.х + 6м.х) 'х + 0мд'д = 59484-9-2-37 +
+ 2,54- 58626,38 = 289890,2 ккал/(м2 ч),
£Н1 = 85,92-30000:(289,89-103) = 8,89 м «8,9 м.
Зона 11.
Тепловые потоки ?Луч, </луч и с/конв определяются расчетом теп-
лообмена в рабочем пространстве печи по формулам:
а) тепловой поток на Открытую поверхность шихты </луч (из-
лучение от газов и кладки), ккал/(м2-ч):
(у-ср \ 4 / у,ср \ 4
—I — I ------ I ,
100 ) \ 100 /
где Сг.к.м — приведенный коэффициент излучения от газов и кладки
на шихту, ккал/(м2-ч-К4):
_ . „ <0 + 1 — ег
6т.к.м ~ 4,96ем : ,
1 Ср
[ем + ер (1 — ем)1--------F со
ег
где со — степень развития кладки; со=(лс/—/од) :/»;
б) тепловой поток на закрытую поверхность шихты </луч (излу-
чение от кладки), ккал/(м2-ч):
т \ /У421’ \ 4
1 к ____[ м
100 / \ 100 /
‘/луч 6/км
где Ск.м — приведенный коэффициент излучения от кладки на ших-
ту, ккал/(м2-ч-К4).
_______4,96______
С,<-Ы= (1:ем) + (1:е„)-1 '
где 2К—степень черноты кладки; принимаем ек=0,75;
Тк—абсолютная средняя температура кладки, К;
<к=№р+«сгр)/2;
215
в) тепловой поток передаваемый па шихту конвекцией, ^копв,
ккал/(м2-ч);
<7копв = 9<Оо (^г—би), где соо — условная скорость газов в печи
при Z=O°C.
4,96-0,75(3,824+ 1 —0,394)
]________________() дол
0,75 + 0,394-0,25) - —+ 3,824
4,96
С«.м —
(1:0,75)+ (1:0,75)—1 2’"8
969 + 424
tK = ‘—-— = 666,5° С;
1,968-30000-4
С°О = 3"6ОО.’3,14-16,00= 113176 М/С;
„ ™ Г /666,5 + 273 V /424 + 273+1
<7nv„ = 2,99 ------------ — ------------ =
луч [\ 100 ) \ 100 )
= 2,99(7791 —2360) = 16239 ккал/(м2-ч);
<7копв = 9-1,3176 (909 —424) = 5751,32 ккал/(м2-ч);
^общ = ('Дуч + ^луч) + ^КОНВ ^д’
9общ = 71371-2,56+ 5751,92-2,77= 182710+ 15931 =
= 198641 ккал/(м2-ч);
£„ = 592,76-30000:198641 = 89 м.
Зона I.
Длину зоны сушки подсчитывают по формуле, м:
. ___ 'А (Шцсх <Вкон)
с ~ д л£>2
Лют —-—
где Л — производительность печи по гидроокиси алюми-
ния с учетом оборотной пыли, т/суткп;
С1)псх и со1(011—содержание влаги в исходном и конечном гидра-
те, доли ед.
В данном случае о„сх=0,21 :2,577=0,0815, (01Н)п=0;
т— время работы печи в сутки, ч;
Лео—допустимое напряжение рабочего пространства сушильной
зоны печи по удаляемой влаге, т/(м3-ч); принимаем Асо=
= 0,05 т/(м3-ч).
30-0,0815-4-2,577
Тогда Lc =-------------------= 10,0
с 0,05-3,14-16,00
м
216
Полная длина печи составит
Лпечи = 2Z-3OH = 9,7 +8,9 + 7,0 -|- 89,0 + 10,0 = 124,6 м.
Принимаем стандартную печь, изготовляемую отечественной
промышленностью размером 4,5X110 м.
6. ПЕЧЬ КАЛЬЦИНАЦИИ В КИПЯЩЕМ СЛОЕ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В настоящее время прокалка гидроокиси алюминия осу-
ществляется в трубчатых вращающихся печах с барабан-
ными холодильниками, холодильниками кипящего слоя
и циклонными теплообменниками. В ВАМИ запроекти-
рована опытно-промышленная печь кипящего слоя для
кальцинации гидроокиси алюминия (КС). Испытания
иа одном из алюминиевых заводов указанной печи подт-
вердили техническую возможность и экономическую эф-
фективность строительства и эксплуатации таких печей.
При кальцинации в печи кипящего слоя значительно сни-
жается удельный расход топлива — почти на 45% по
сравнению с кальцинацией во вращающейся печи с ба-
рабанным холодильником п на 20—25% во вращающей-
ся печи с холодильником кипящего слоя.
Печь КС состоит пз двух ступеней противоточных
циклонных теплообменников для сушки, подогрева и ча-
стичной дегидратации гидроокиси, противоточного двух-
камерного аппарата кипящего слоя для прокалки и ох-
лаждения глинозема.
Бесподовая камера цилиндрическо-конической кон-
фигурации соединяется с прокалочпой камерой цилин-
дрическим газоходом. В этой камере материал выдержи-
вается необходимое время до полной его дегидратации.
В самом аппарате КС направленное движение мате-
риала и перекрестное движение материала и воздуха.
В верхней камере аппарата материал прокаливается при
1150—1250° С и охлаждается воздухом до 500—600° С, в
нижней камере материал охлаждается до 300° С возду-
хом и до 100° С воздухом и водой.
В печи поддерживается температура газов, °C:
На входе в циклонные теплообменники . . . —600
На выходе из циклонных теплообменников . . ~250
На входе в бесподовую камеру..............—1150
На выходе из бесподовой камеры..............~600
Отопление печи производится газом, 30—40% которо-
го сжигается в зоне прокалки, непосредственно в слое
217
материала, а остальное количество— в выносной топке.
Очистка отходящих газов производится в двух ступе-
нях батарейных циклонов и в горизонтальном трехполь-
ном электрофильтре, после чего газы выбрасываются че-
рез трубу в атмосферу. Воздух подастся в печь в не-
скольких местах от воздуходувки под напором до
4000 мм вод. ст.
Аппаратурно-технологическая схема кальцинации
гидроокиси алюминия приведена на рис. 24.
После фильтров БОУ гидроокись влажностью до
14% поступает на двухвалковый смеситель, куда направ-
ляется пыль с батарейных циклонов п электрофильтров.
Смесь по течке поступает в теплообменную колонку
1-й ступени, высушивается отходящими газами, от кото-
рых отделяется в циклонном теплообменнике 1-й ступе-
ни. Нагретая сухая гидроокись проходит теплообменную
колонну 2-й ступени, где нагревается до 500—600° С, и
Рис. 24. Схема прокалки гидроокиси алюминия в печи кипящего слоя:
/ — циклон для очистки воздуха; 2 — бссподовая камера; 3 — топка; 4 — верх-
няя камера охлаждения; 5 — нижние камеры охлаждения и доохладитель;
6 — батарейные циклоны I и II ступени; 7 — циклоп-разгрузитель; 8—циклон-
ные теплообменники I и II ступени; 9 — теплообменные колонны I и II сту-
пени; 10 — ленточный транспортер
218
отделяется от газа в циклонном теплообменнике 2-й сту-
пени.
Нагретая п частично дегидратированная гидроокись
проходит окончательную дегидратацию в бесподовой ка-
мере и затем прокаливается в прокалочной камере кипя-
щего слоя. Глинозем охлаждается в верхней и нижней
камерах холодильника и доохладителя, после чего ка-
мерными насосами откачивается па склад.
Воздух после охлаждения глинозема в нижней каме-
ре холодильника проходит верхнюю камеру охлаждения,
где дополнительно нагревается теплом, которое отдает
при охлаждении глинозем, очищается от пыли в вынос-
ном циклоне и поступает в газовые горелки выносной
топки. Небольшая часть холодного воздуха проходит че-
рез колпачковую беспровальную подину II ступени ох-
лаждения и доохладителя, нагревается и поступает че-
рез провальную подину камеры прокалки на сжигание
газа в кипящем слое.
МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС КАЛЬЦИНАЦИИ
Разложение гидроокиси алюминия осуществляется по
формуле 2А1 (ОН)3->А12Оз+ЗН2О,
следовательно, на 1 кг А12О3 выделяется 54 : 102=0,53 кг
гидратной воды, или 0,53:0,804=0,66 м3/кг,
где 0,804 — плотность водяного пара, приведенная к нор-
мальным условиям, кг/м3.
При влажности гидроокиси 7,3% (от массы влажно-
го осадка) на 1 кг А12О3 выделяется 1,53-0,073:0,927=
=0,12 кг несвязанной влаги, или 0,12 :0,804 = 0,149 м3/кг.
При производительности печи 20 т/ч по глинозему в
газовую фазу перейдет водяных паров (0,66-{-0,149) 20Х
ХЮ3=16180 м3/ч. Для получения 20 т/ч глинозема в
печь необходимо подать (1,0+ 0,53 +0,12)20-103 = 330Х
ХЮ3 кг/ч влажной гидроокиси алюминия.
РАСЧЕТ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА
Состав природного газа, %: СН494,00; С2Н62,10;
С3Н80,45; C4HioO,1O; С020,50; N22,60; H2S0,25.
Qp = 85,5СН4 + 152С,Н6 + 218C3Hg + 283С4Н1(1 +
+ 56H2S = 85,5-94,0 + 152-2,1 +218-0,45 +
+ 283-0,10 + 56-0,25 = 8496,6 ккал/м3 (теплота горе-
ния топлива).
219
Объем О2, необходимый для сжигания 1 м3 газа*:
= 0,01 (2СН4 + 3,5С2Н6 + 5,0С3Н8 + 6,5С4Н10 +
+ 1,5H2S) = 0,01 (2-94 4-3,5-2,1 + 5,0-0,45 +
+ 6,5-0,10 4- 1,5-0,25)= 1,986 м3.
Теоретический объем воздуха, необходимый для сжи-
гания газа:
V* = 100-1,986/21 = 9,457 м3,
где 21—содержание О2 в воздухе, %-
При а= 1,2 практический объем воздуха составит
V* =1,2-9,457=11,35 м3, где а— коэффициент избытка
воздуха. Тогда объем продуктов сгорания будет 12,35 м3.
Состав продуктов сгорания:
= 11,35-0,21 — 1,986 = 2,383 — 1,986 = 0,397^
« 0,40 м3,
пли 0,397-100 : 12,35=3,20%.
VNs = 11,35 — 2,383 + 0,026 = 8,99 м3,
или 8,99-100: 12,35 = 72,78%.
ПСОг = 0,01 (СН4 + 2С,Н,; + ЗС3Н8 + 4С4Н1()+ СО2) =
= 0,01 (94 + 4,2+ 1,35 4- 0,4 + 0,5) = 1,00 м3,
пли 8,09%*.
l^o = 0,01 (2СН4 + 3,0С2Н(; + 4С3Н8 + 5С4Н,0 + H2S) =
= 0,01 (188,0 + 6,3 4- 1,8 + 0,5 + 0,25) = 1,96 м3,
пли 1,96-100: 12,35=15,93%.
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ (па 1 КГ А12О3)
Условно принимаем, что пылсвыпоса из печи нет.
Приход тепла.
Теплота от сжигания всего топлива
= 8496,6G,
где G—расход топлива, м3;
8496,6— низшая объемная теплота сгорания при-
родного газа, ккал/м3.
* Определяется по формулам: СН4 + 2О2=СО2 + 2Н2О, С6Н6 +
+ 3,5О2=2СО2+ЗН2О, С3Н8+502=ЗС02+4Н20, С4Н1С+6,5Ог=
=4 СО2+5112O, H2S +1,5О2=SO2+112О.
220
Теплота, вносимая газом прп 25°С: Q2= 60,37-25=
=9,25G.
Теплота, вносимая воздухом прп 25°С: Q3=11,35X
XG-0,30-25= 85,136.
Теплота, вносимая влажной гидроокисью прп 25° С:
Q4 = (1,53-0,323 + 0,12-1) 25 = 15,35,
где 1,53—масса гидроокиси, кг; 0,12—масса влаги, кг;
0,323 и 1—теплоемкости гидроокиси и Н2О ккал/кг °C.
Теплота превращения у-А12О3 в ct-AbOg (прп условии по-
лучения 30% а-А12О3):
QB =•- 22-0,3 = 6,6,
где 22— количество теплоты, выделяющейся при пре-
вращении у-А120з в а-А120з, ккал/кг.
Qnpux = — <26 = 8496,6 G + 9,25G + 85.13G +
+ 15,36 + 6,6 = 8590,98G + 21,95.
Расход тепла
С прокаленным и охлажденным глиноземом (считаем,
что до 300°С глинозем охлаждается только воздухом):
Qx = 1,0-0,232-300 = 69,6,
где 0,232—удельная теплоемкость А12О3 прп 300° С,
ккал/(кг-°C).
На испарение гидратной и несвязанной воды:
Q2 = (0,53 + 0,12) 0,595 = 386,75 ккал,
где 0,595 — скрытая теплота испарения, ккал/кг;
0,53 н 0,12—количество гидратной и несвязанной
влаги, кг.
На разложение гидроокиси алюминия: Q3=l-H0=
— 110,0, где 110 — теплота реакции превращения гидро-
окиси алюминия в у-А12О3 и Н2О)1:, ккал/кг.
На нагрев водяных паров до температуры отходящих га-
зов Q4=0,809-0,366-250=74,02 ккал.
С отходящими газами от сжигания топлива
(?5 = (0,0809-0,436+ 0,0320-0,321 + 0,7278-0,311 -1-
+ 0,1593-0,366) 12,35G-250= 1018,88G,
где 0,0809; 0,0320; 0,7278 и 0,1593—содержание СО2, О2,
N2 и Н2О в отходящих газах;
221
0,436; 0,321; 0,311 и 0,366—теплоемкости указанных
газов при 250° С, ккал/(кг-°C).
Потери тепла в окружающую среду, принимая, что они
составляют 5% от прихода тепла:
Q6 = 0,05 (8590,98G + 21,95) = 429,550 + 1.10;
Qpacx = +Q6 = 69,6 + 386,75 4- 110,0 + 74,02 +
+ 1018,88G + 429,55G + 1,10 = 1448,43G + 641,47.
Qiipnx ~ Qpacx.
8590.98G 4-21.95 = 1448,43G +641.47,
откуда G — 0,087 м3, или 0,087-8496,6 =739,2 ккал/кг.
Часовой расход природного газа составляет 0.087-20Х
XI О3 =1740 м3/ч.
Расход воздуха па горение газа составляет 1740Х
XI 1,35= 19749 м3/ч.
Количество образующихся газов (с учетом водяных
паров) (0,087-12,35+ 0,809) 20-103 = 37 669 м3/ч.
Потери тепла в окружающую среду 429,55-0,087+
+ 1,10=38,47 ккал/кг.
Принимаем следующее распределение потерь тепла в
окружающую среду по зонам:
% ккал
Камера:
сушки 5,0 1,92
подогрева .... 10,0 3,85
дегидратации . . . 10,0 3,85
прокалки 30,0 11,53
Зоны камеры охлажде-
ипя:
верхняя 20,0 7,70
1-я нижняя .... 10,0 3,85
2-я нижняя .... 10,0 3,85
/Доохладитель .... 5,0 1,92
100,0 38,47
Такое распределение приняли условно, исходя из раз-
меров зон (и камер), температур материала и газа в них.
Для определения температуры материала и газов по
зонам составляют зональные тепловые расчеты.
ЗОНАЛЬНЫЕ ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ
расчет ведем на 1 кг А1гО3 без учета массообмена)
Принимаем, что температура газов, удаляемых из слоя
прокаливаемой гидроокиси, равна температуре матерпа-
222
ла в кипящем или во взвешенном слое. Температуру ки-
пящего слоя в камере принимаем равной среднеарифме-
тической величине температур в начале и конце камер.
Для расчета температуры в бесподовой камере де-
гидратации принимаем, что материал находится в каме-
ре в виде фильтрующего слоя.
1. Доохладитель.
В доохладителе глинозем охлаждается от 300 до
100° С воздухом и водой. Из доохладителя во 2-ю ниж-
нюю зону камеры охлаждения поступает воздух с тем-
пературой (300+100) : 2=200" С. Количество воздуха,
поступающего из доохладителя при площади его 21 м2,
составляет
21 • 0,038 • 3600: (20 103) = 0,144 м3,
где 0,038— количество воздуха, подаваемого на 1 м2 пло-
щади доохладителя в секунду (принята по
опыту работы холодильников кипящего слоя
в глиноземном производстве).
Проводим уточняющие тепловые зональные балансы
печи кипящего слоя, считая, что в зону прокалки и во
2-ю нижнюю зону охлаждения поступает 30% воздуха
от общего его расхода, что составляет 0,087-11,35-0,3=
=0,296 м3.
Следовательно, во 2-ю нижнюю зону охлаждения посту-
пит воздуха 0,296—0,144=0,152 м3.
2. Вторая нижняя зона камеры охлаждения.
Воздух в эту камеру поступает из доохладителя нот
нагнетателя; исходя из этого и ведется расчет темпера-
тур и тепловой баланс.
Приход тепла, ккал.
С глиноземом из 1-й нижней камеры охлаждения при
температуре /9: (всего камер, или зон, 8 в холодильнике,
а средняя температура в камере, зоне, подсчитывается
как средняя арифметическая температур на входе и вы-
ходе, следовательно, всего температур должно быть 9)
qt= 1 - 0,24/9 = 0,24/д,
где 0,24—теплоемкость глинозема, ккал/(кг-°С).
223
С холодным воздухом, поступающим па охлаждение
при температуре 25° С,
< /2 = 0,152-0,30-25 = 0,144,
где 0,152—-количество воздуха, поступающего в камеру,
м3;
0,30— теплоемкость воздуха при 25° С, ккал/(м3-°C).
С теплым воздухом из доохладителя при температуре
200° С
73 = 0,144-0,31 -200 = 8,93,
где 0,144 — количество воздуха, подаваемого в доохла-
дитель, м3/кг глинозема;
0,31 — теплоемкость воздуха при 200° С, ккал/(м3Х
Х°С).
Расход тепла, ккал
С глиноземом при 300°С:
из ннжней камеры в доохладитель
qr = 1-0,234-300 = 70,2,
где 0,234— теплоемкость глинозема при 300° С, ккал/(кгХ
Х°С);
с нагретым воздухом в зону прокалки
< /2 = 0,296 • 0,32 (300 + t9) :2 = 0,0474 (300 + 4) =
= 14,21 + 0,04744,
где 0,32 — теплоемкость воздуха, ккал/(м3-°С).
Температура воздуха в этой зоне будет равна сред-
ней арифметической между температурой глинозема и
температурой воздуха в 1-й ннжней камере охлажде-
ния.
Потерн тепла в окружающую среду
< /3 = 3,85
7расх = 71 + 7г + 7з = 70,2 + 14,21 ф- 0,04744 ф-
+ 3,85 = 88,26 + 0,04744.
Qnpnx = QpacxJ
0,24/в ф- 10,07 = 0,04744 + 88,26. Откуда 4 = 406°С.
224
3. Первая нижняя зона камеры охлаждения.
Приход тепла, ккал
С горячим глиноземом из верхней зоны охлаждения
<7Х = 1-0,26/7 = 0,26/,,
где Z,—температура глинозема на выходе из верхней
зоны охлаждения, °C;
0,26 — теплоемкость глинозема при t7, ккал/(кг-°С).
С холодным воздухом при температуре 25° С
q2 = х • 0,30 • 25 = 7,5х,
где х — количество воздуха, необходимое для охлажде-
ния глинозема с 1250 до 406° С.
<7прнх = Q1 + % = 0,26/, + 7,5л-.
Расход тепла, ккал
С охлажденным до /9=406°С глиноземом
= 1 -0,24-406 = 97,44,
где 0,24—теплоемкость глинозема при 406° С, ккал/(кгХ
Х°С).
С горячим воздухом в верхнюю камеру охлаждения
при температуре (406-|-/7) : 2:
q2 = л--0,32 (406 -|- /;):2 = 64,96л + 0,16л7,,
где 0,32—теплоемкость воздуха, ккал/(м3-сС).
В окружающую среду
93 = 3,85
?расх = 41 + + <7з = 97,44 + 64,96х 0,16л7, +
+ 3,85 = 101,29 + 64,96х + 0,16x7,.
<7прих = 7расх-
0,26/, + 7,5х = 101,29 + 64,96х + 0,16x7,,
0,26/, — 57,46х —0,16х/, =101,29.
4. Верхняя зона камеры охлаждения
Приход тепла, ккал
С прокаленным глиноземом при 1250°С
1-0,318-1250 = 397,5,
15—523
225
где 0,318—теплоемкость глинозема при 1250° С,
ккал/(кг-°С).
С горячим воздухом из I нижней зоны камеры ох-
лаждения
г/2 = 64,96х -р 0,16х/7 (см. с. 225).
<7прпх = <71 + <7z = 397,5 + 64,96х + 0,16х/7.
Расход тепла, ккал
С прокаленным глиноземом в I нижнюю зону камеры
охлаждения при температуре t7
qt = 1-0,26/, = 0,26/,,
где 0,26—теплоемкость глинозема при температуре /7,
ккал/(кг-°C).
С нагретым воздухом при температуре (1250~р/7) : 2
q2 = х-0,335(1250 +/,): 2 = 209,38х-р 0,167х/„
где 0,335—теплоемкость воздуха при температуре
(1250-р/7) : 2, ккал/(м3-°С).
В окружающую среду:
<7з = 7,70
<7расх ~ Qi “Ь Яз ~ 0,26/, -р 209,38х -р
+ 0,167х/, -р 7,70.
7прпх ~ vpacx>
397,5 -р 64,96х + 0,16х/, = 0,26/, + 209,38х +
-р 0,167х/,-Р 7,70.
0,26/, -р 144,42х + 0,007х/, = 389,80.
Решив два уравнения
0,26/, — 57,46х — 0,16х/, = Ю1,29, 1
0,26/, -Р 144,42х + 0,007х/, = 389,80, )
получим /, = 1()54°С, х == 0,763 м3.
. _ /;4~ /в
8 “ 2 ,
1054-Р 406 -7АООГ- 4 _ 1250 +/,
/в ~ -»в — 2 ’
= 1250 + 1054 = ц52°с
6 2
226
Для определения температур в камерах подогрева,
дегидратации и прокалки, а также распределения коли-
чества сжигаемого топлива в камерах прокалки и де-
гидратации принимаем, что температура отходящих га-
зов и материала в камере сушки Л —250°С.
5. Камера сушки.
Приход тепла, ккал.
С гидроокисью алюминия при 25° С
qt = (1,53-0,323 + 0,12-1) 25 = 15,36,
где 1,53 и 0,12—• масса гидроокиси и несвязанной вла-
ги, кг;
0,323 и 1 — теплоемкости гидроокиси алюминия и
влаги при 25°С, ккал/(кг-°С).
С газами из камеры подогрева при температуре t2:
q2 = (0,087-12,35-0,345 + 0,66-0,382 +
+ 0,072-0,322) t2 = 0,646f2,
где 12,35—количество газов, образующихся при сжига-
нии 1 м3 газа, м3 (см. с. 220);
0,345; 0,382 и 0,322 — теплоемкости газа, вла-
ги и воздуха при температуре t2, ккал/(м2-°C);
0,072 — количество избыточного воздуха; определя-
ется как разность между количеством возду-
ха, подаваемого на охлаждение (0,763+
+0,296), и количеством воздуха, необходи-
го для сжигания топлива (0,087-11,35=
= 0,987); 0,763+0,296—0,987=0,072;
0,66 — количество гидратной воды, кг;
0 ,087 — количество газа для прокалки 1 кг гидро-
окиси, м3.
11,35 — количество воздуха для сжигания топлива,
м3/м3.
<7прих = 91 + 9г = 15,36 + 0,64612.
Расход тепла, ккал
На испарение несвязанной воды
91 = 0,12-595 = 71,40,
где 595 — теплота превращения Н2О,К в Н2Огаз, ккал/кг;
0,12—количество несвязанной воды, кг.
15'
227
С высушенной гидроокисью алюминия в камеру по-
догрева при температуре 250° С
</2 = 1,53-0,385-250= 147,26,
где 0,385—теплоемкость гидроокиси прп 250° С,
ккал/(кг-°C).
С отходящими газами прп температуре 250° С:
средняя теплоемкость отходящих газов при 250° С (опре-
деляется по пх составу)
0,01(3,20-0,321 +72,78-0,311 +8,09-0,436 +
+ 15,93-0,366) = 0,33,
где 3,2; 72,78; 8,09 и 15,93—количества в отходящих га-
зах веществ от сжигания топлива, %.
Тогда <73 = (0,087-12,35-0,33 + 0,809-0,366 +
+ 0,072-0,313)250= 168,30.
Потери тепла в окружающую среду </4 = 1,92.
<7приХ = <71 + <7г + <7з + <71 = 71,40 + 147,26 +
+ 168,30+ 1,92 = 388,88.
<7нрпх = <7расх>
15,36 + 0,646/2 = 388,88; /2 = 578° С.
6. Камера подогрева
Приход тепла, ккал
С отходящими газами из камеры дегидратации при тем-
пературе /3
qv = (0,087-12,35-0,356 + 0,66-0,395 +
+ 0,072-0,322) t3 = 0,65/3.
С сухой гидроокисью из камеры сушки
</2 = 147,26.
<7пРих = <71 + <72 = °>654 + 147,26.
Расход тепла, ккал
С нагретой гидроокисью в камеру дегидратации при
температуре 72 = 578°С qi= 1,53-0,323-578=285,64.
С отходящими газами при температуре 72=578°С
</2 = 0,646/2 = 0,646-578=373,39.
228
В окружающую среду qs=3,85
<7расх = <71 + <7г + <7з = 285,64 + 373,39 + 3,85 = 662,88.
<7прих ~ <7расх-
'] 0,6573 -1- 147,26 = 662,88; t3 = 793° С.
7. Камера дегидратации.
Приход тепла, ккал
От сжигания топлива в выносной топке
qr = 8496,6//,
где у — количество газа, сжигаемого в выносной
топке, м3;
8496,6—теплота горения топлива, ккал/м3.
С нагретым воздухом из верхней зоны камеры охлаж-
дения
</2 = 209,4х + 0,167х/7 = 209,4-0,763 +
+ 0,167 -0,763 -1054 = 294,07.
С отходящими газами пз камеры прокалки темпера-
тура этих газов 01= (1250+/3) : 2= (1250+793) : 2=
= 1022° С.
q3 = (0,296 + z) 0,368-1022 = 376,lz + 111,32,
где z — количество газа, сжигаемого в камере про-
калки, м3;
0,296—количество воздуха для сжигания топлива,
поступающего в зону прокалки (непосредст-
венно через 2-ю нижнюю зону охлаждения,
м3, см. с. 223).
С нагретой гидроокисью пз камеры подогрева q4 =
= 285,64 (см. с. 228).
<7пРих = <71 + <7г + <7з + q4 = 8496,6// + 294,07 +
+ 376,lz + 111,32+ 285,64 = 8496,61/ +376,lz +
+ 691,03.
Расход тепла, ккал
На дегидратацию гидроокиси алюминия 9i = 110,0Х
XI-
На испарение гидратной влаги </2=0,53-595=315,35.
229
С дегидратированным глиноземом в камеру прокал-
ки при температуре /3 = 793°С q3— 1 -0,31 -793=245,83.
С отходящими газами в камеру подогрева //4 =
= 0,65/3=0,65-793=515,45.
В окружающую среду 75 = 3,85.
7₽асх ~ Qi + Qi + 7з Qi + 7s — 1 Ю,0 + 315,35 +
+ 245,83 + 515,45 + 3,85 = 1190,48.
Vnpnx “ Vpacx*
8496,6// + 376,lz = 1190,48 — 691,03.
496,6// + 376,1г = 499,45.
8. Камера прокалки.
Приход тепла, ккал
От сжигания топлива 71 = 8496,6z, где z — количество
газа, сжигаемого в камере прокалки, м3.
С нагретым воздухом пз 2-й нижней камеры зоны ох-
лаждения температура этого воздуха [ (300+406) : 2+
+200)]0,5 = 276°С; </2 = 0,296-0,313-276=25,57.
С дегидратированным глиноземом из камеры дегид-
ратации //3=245,83 (см. с. выше).
Тепло превращения у-А12О3 в а-А12О3 при условии,
что в глиноземе 30% сс-А12О3, 74 = 22-0,3 = 6,6, где 22—
теплота превращения у-А12О3 в а-А12О3, ккал/кг.
Vupnx = 7i + Qi + 7з + Qi = 8496,6г + 25,57 + 245,83 +
+ 6,6 = 8496,6г + 278,0.
Расход тепла, ккал
С прокаленным глиноземом в верхнюю зону камеры
охлаждения 71 = 1 - 0,318-1250=397,5.
С отходящими газами пз зоны прокалки в зону де-
гидратации //2=376,lz+11,32 (см. с. 229).
Потери тепла во внешнюю среду 73 = 11,53.
Vpacx = V1 + V1 + V3 = 397,5 + 376,1 + 111,32 +
+ 11,53 = 376,1г + 520,35.
Viipnx ~ 7расх-
8496,6г Ч 278 = 376,1г + 520,35;
2 = 0,0298 м3/кг.
Тогда у = 0,087 — z = 0,087 — 0,0298 = 0,0572 м3/кг.
230
Состав отходящих газов (см. с. 220 и 222):
СОа = 0,087-12,35-0,0809 = 0,087 м3/кг, или 4,45%
Н2О = 0,087-12,35-0,1593 + 0,809 = 0,980 м3/кг,
или 50,13%
N2 = 0,087-12,35-0,7278 + 0,072-0,79 =
= 0,839 м3/кг, или 42,91%
О2 = 0,087-12,35-0,0320 + 0,072-0,21 =
= 0,049 м3/кг, или 2,51%
Т955 100,0%
Рассчитаем количество циркулирующих в печи га-
зов, м/ч:
в камере прокалки (см. с. 229) 20-103 (0,2964-0,0298) =
= 6516, где z=0,0298 (см. с. 230);
поступающие в камеру дегидратации от сжигания га-
за 0,087-12,35-20-103=21 489;
выходящие пз камеры дегидратации и поступающие
в камеру подогрева 21 4894-0,66-20-103=34 689, где
0,66—количество гидратной влаги, м3;
выходящие пз камеры подогрева и поступающие в
камеру сушки (см. с. 227) 34 6894-0,072-20-103=36 129;
выходящие из зоны сушки 361294-2980=39 109, где
2980= 0,149-20-103—физическая влага гидроокиси.
Полученные результаты о количестве материала и
газов, входящих (поступающих) и выходящих из зон, а
также о температуре материала и газов по зонам сводим
в табл. 86.
Данные получены при заданной производительности
печи по глинозему 20 т, или 20 000 кг в час по глинозему,
пли 30 000 кг в час по гидроокиси (без учета влаги), или
33 000 кг/ч по влажной гидроокиси влажностью 7,3%
Наличие значительного пылсвыноса и массообмена
материала между камерами оказывает существенное вли-
яние на распределение температур по камерам. Пылевы-
нос из печи КС зависит от скорости кипения.
Скорость кипения wltc,
м/с................. 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Пылевынос (масса пыли
на 1 кг газа), кг . . . 0,017 0,135 0,468 0,977 2,09 3,72
Пользуясь результатами расчета при идеальных ус-
ловиях, рассчитываем материальный баланс с учетом
231
i
пылсвыноса. Принимаем, что степень улавливания мате-
риала циклопом для очистки нагретого воздуха 80,0%,
циклонными теплообменниками 85%, а провал материа-
ла через решетки отсутствует.
МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПЕЧИ
С УЧЕТОМ МАССООБМЕНА
1. Доохладитель.
Принимаем ®кс =0,066 м/с; пз доохладителя вы-
гружается 1 кг глинозема1.
Количество выносимой пыли на 1 кг глинозема
1, 29-2880-0,015: (20-103) = 0,003 кг,
где 1,29 — плотность воздуха, кг/м3;
2880— количество воздуха, подаваемого в доохлади-
тель, м3/ч (см. табл. 86);
0,015 — пылсвынос прп аукс =0,066 м/с на 1 кг газа.
Тогда количество материала, поступающего пз 2-й
нижней зоны охлаждения в доохладитель, должно со-
ставлять 1,00+0,003= 1,003 кг.
2. Вторая нижняя зона охлаждения.
Принимаем =0,152 м/с, при этом пылсвынос па
1 кг газа составит G„/Gr=0,05 кг и выносится ныли
1,29-3040-0,05 : (20-103) =0,0098 кг.
Тогда из I-й нижней зоны охлаждения должно посту-
пать 1,003+0,0098=1,0128 кг.
3. Первая нижняя зона охлаждения.
Если ауце =0,223 м/с, тогда GI(/Gr=0,20.
Количество выносимой ныли 1,29-15260-0,20: (20Х
ХЮ3) =0,1970 кг.
Количество материала, поступающего из верхней зо-
ны камеры охлаждения: 1,0128+0,197=1,2098 кг.
3. Верхняя зона камеры охлаждения.
Если Wkc =0,339 м/с, тогда G„/Gr=0,66.
Количество пыли, выносимой пз зоны 1,29-15260Х
Х0.66: (20-103) =0,65 кг.
Количество пыли, улавливаемой циклопом для очист-
ки нагретого воздуха и возвращаемой в процесс, состав-
ляет 0,65-0,8 = 0,520 кг.
Расчет ведем на 1 кг глинозема.
16—523
233
Тогда в камеру прокалки фактически выносится пыли
0,65—0,52=0,13 кг.
Количество материала, поступающего из камеры про-
калки: 1,2098-|-0,13—0,197=1,1428 кг, где 0,197—коли-
чество пыли, которое выносится из 1-й ппжпей зоны ка-
меры охлаждения и задерживается в верхней зоне каме-
ры охлаждения, кг.
Всего поступает материала в верхнюю зону камеры
охлаждения 1,1428-]-0,197= 1,3398 кг.
4. Камера прокалки
Если ту кс =0,342 м/с, то Gn/Gr=0,66.
Количество пыли, выносимой из зоны прокалки
1,29-6516-0,66: (20-103) =0,277 кг.
Количество материала, которое должно поступить из
камеры дегидратации:
1,1428 +0,277 — 0,013 — 0,13= 1,2768,
где 0,013— количество пыли, выносимой из доохладителя
и 2-й ппжпей зоны камеры охлаждения п за-
держиваемой в камере прокалки, кг;
0,13 — количество пыли, вносимой в камеру прокал-
ки с воздухом из верхней зоны камеры ох-
лаждения, кг.
Всего поступает в камеру прокалки 1,2768+0,13+
+0,013=1,4198 кг.
5. Камера дегидратации.
Процесс дегидратации проходит в циркулирующем
слое в бесподовой части камеры. Принимаем, что диа-
метр бесподовой части 3 м, а расширительной 9 м. Фор-
мулы для расчета пылевыноса по печам КС отсутствуют.
Поэтому принимаем, что количество пыли, выносимой из
этих слоев, пропорционально размеру пылевыделяющей
поверхности слоя п расширительной части камеры. Ско-
рость газов на сечение расширительной частя составляет
0,51 м/с, Gn/Gr=2,l.
Тогда количество выносимой пыли составит
1,29-34 689-2,1-32:(20-103-92) = 0,522 кг,
где 3 и 9 — диаметры бесподовой и расширенной ча-
стей камеры, м;
1,29 —плотность воздуха, кг/м3;
234
34 689— количество отходящих газов, м3;
20-103—производительность по глинозему, кг/ч;
2,1 — пылсвыпос, кг/кг газа.
Принимаем, что выносимая пыль полностью дегидра-
тирована. Количество материала, поступающего в каме-
ру дегидратации из камеры подогрева: 1,2768+0,522+
+0,53—0,277 = 2,0518 кг, где 0,53—количество гидрат-
ной влаги, кг.
6. Камеры подогрева и сушки.
При улавливании в циклоне 2-й ступени 85% пыли в
циклоп 2-й ступени поступает материала 2,0518:0,85 =
= 2,4139 кг.
Из циклопа 1-й ступени поступает в газоход циклопа
2-й ступени материала 2,4139—0,522= 1,8919 кг, где
0,522— количество пыли, поступающей в циклоп 2-й сту-
пени с газами из камеры дегидратации, кг.
Количество материала, загружаемого в циклон 1-й
ступени: 1,8919:0,85=2,2258 кг.
Количество пыли, выносимой из циклона 1-й ступени:
2,2258—1,8919 = 0,3339 кг.
Количество пыли, выносимой из циклопа 2-й ступени:
2,4139—2,0518=0,3621 кг.
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ С УЧЕТОМ МАССООБМЕНА
(расчет ведем на 1 кг глинозема)
Приход тепла, ккал.
От сжигания топлива щ=8590,986+21,95 (см. с. 221).
С возвратом оборотной пыли (принимаем се температу-
ру 80° С) 92=0,3339-0,20-80=5,34.
Qnnux = 8590,98G + 27,29.
Расход тепла, ккал.
С прокаленным глиноземом, на испарение гидратной и
внешней влаги, с отходящими газами, па разложение
гидроокиси алюминия и потери тепла в окружающую
среду </] = 1448,436+641,47.
С выносимой пылью при температуре 250° С: т/г —
= 0,3339-0,256-250=21,37.
Qpacx = 1448,436 + 641,47 + 21,37= 1448,436 + 662,84.
Qnpnx = Qpacx- 8590,986 + 27,29 = 1448,436 + 662,84,
откуда 6 = 0,089 м3/кг, или 0,089-8496,6=
16
235
= 756,2 ккал/кг, где 8496,6—теплота сгорания топлива,
ккал/м* 1 2 3.
Расход газа 0,089-20-103=1780 м:,/ч.
Расход воздуха 0,089- 11,35-20- 1О'=2О203 м3/ч.
Количество образующихся влажных газов (0,089Х
X 12,35 +0,809)20- 103=38 1 69 м3/ч.
Потери тепла в окружающую среду (см. с. 222)
429,55-0,089+1,10=39,33 ккал, а по зонам:
Камеры:
сушки 1,98
подогрева . .3,94
дегидратации . 3,94
прокалки.................11,80
Зоны камеры охлаждения:
верхняя . . ..... 7,81
1-я нижняя . 3,94
2-я нижняя . 3,94
Доохладитель . 1,98
Всего ....................39,33
ЗОНАЛЬНЫЕ ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ
С УЧЕТОМ МАССООБМЕНА
(расчет ведем па 1 кг глинозема).
1. Доохладитель.
Под решетку доохладителя поступает 0,144 м3 возду-
ха. Количество выносимой из доохладителя пыли
0,003 кг. Температура материала, поступающего в доох-
ладитель, 300° С, температура выносимой пыли и уходя-
щего воздуха 200° С.
2. Вторая нижняя зона камеры охлаждения.
Количество воздуха, поступающего под решетку ка-
меры: 0,089-11,35-0,3—0,144=0,159 м3.
П р вход те и л а, ккал.
С глиноземом пз 1-п ннжней зоны камеры охлаждения
</, = 1,0128-0,24 /9=0,243 /».
С холодным воздухом <72=0,159-0,31-25=1,23.
QI1))1IX = 0,243^ + 1,23.
Расход тепла, ккал
С глиноземом при 300° С <71 = 1,003-0,224-300=67,4.
236
С нагретым воздухом (/2=0,159-0,32(300+/д)/2 =
=0,0254/9+7,63.
С выносимой пылью (/3 = 0,098-0,234 (300+/9)/2=
=0,011 /э+0,34.
Потерн в окружающую среду (/4=3,94.
Qpacx = + 92 + 9з + ?4 = 0,0265/9 + 79,31.
Qupnx = Qracxi 0,243/, + 1,23 = 0,0265/, + 79,31.
Откуда /9 = 360,6°С. Принимаем /9=360°С.
3. Первая нижняя зона камеры охлаждения.
Приход тепла, ккал.
С горячим глиноземом пз верхней зоны камеры охлаж-
дения </1= 1,2098-0,26 /?=0,315 /7.
С холодным воздухом (количество его х мя) </2=х-0,31Х
Х25=7,75х.
Qiipnx = 0,315/, + 7,75х.
Расход тепла, ккал.
С охлажденным глиноземом ср — 1 -0,243-360=87,48.
С горячим воздухом в верхнюю камеру зоны охлажде-
ния q2 = .v • 0,32 (360+/7) /2= 57,6 х-|-0,16 х/7.
С выносимой пылью (/з=0,197-0,26 (360-]-/7)/2=
=0,0256 /74-9,22.
13 окружающую среду (/4 = 3,94.
<2раех = 0,0256/, + 0,16x7, + 57,6л- + 100,64.
Q..PHX = <2расх! 0,315/, + 7,75л- = 0,0256/, 0,16x7, +
+ 57,6х + 100,64; 0,289/, — 49,85л — 0,16x7, = 100,64.
4. Верхняя зона камеры охлаждения
П р и х о д тепла, ккал.
С прокаленным глиноземом нз камеры прокалки с/( =
= 1,1428-0,318-1250=454,26.
С горячим воздухом пз 1-й ннжней зоны камеры охлаж-
дения <?2 = 57,6х+0,16 л77.
С пылью пз 1-и. ннжней зоны камеры охлаждения с/3=
= 0,0256/7+9,22.
Qnpnx = 57,6л + 0,16x7, 4 0,0256/, + 463,48.
Р а с х о д тепл а, ккал.
С глиноземом в 1-ю нижнюю зону камеры охлаждения
91=0,315/7.
237
С нагретым воздухом
q2 = л--0,335 '^Т.^ = 209,37л- + 0,167л/7.
С ВЫНОСИМОЙ ПЫЛЬЮ
с/:! = 0,13-0,296 -25°2 '-f< = 0,0192/7 + 24,05.
В окружающую среду 6/4=7,81.
Qpacx = 0,3342/, + 209,37л + 0,167л/, + 31,86.
Qnpnx ~ Qpacx-
57,6л + 0,16л/, + 0,0256/, + 463,48 = 0,3342/, +
+ 209,37л + 0,167л/, + 31,86;
0,3086/, 151,77л + 0,007л/, = 431,62.
Решив совместно уравнения теплового баланса, полу-
чим л=0,854 м3/кг п /7=942° С.
Общий расход воздуха 0,303+0,854= 1,157 м3/кг.
Избыточное количество воздуха 1,157—0,089-11,35=
= 0,147 м3/кг.
/6 = (1250+ 942): 2 = 1096° С, /8 = (360 + 942): 2= 651° С.
5. Камера сушки.
П р п х од тепл а, ккал.
С гидроокисью алюминия прп 25° С </| = 15,36.
С оборотной пылью б/2=5,34 (см. с. 235).
С газами из камеры подогрева Q3= (0,089-12.35-0,345+
+0,66-0,382+0,147-0,322) /2=0,679 /2.
С пылью, выносимой пз циклопа 2-й ступени в теплооб-
менную колонку 1-й ступени: (/4=0,3621-0,256/2=
= 0,093 /2.
Q„p..x = 0,772/2 + 20,7.
Расход тепл а, ккал.
На испарение внешней влаги с/(=71,4 (см. с. 227).
С высушенной гидроокисью и с пылью в камеру подогре-
ва </2 =1,8919 -0,385 -250= 182,10.
С отходящими газами </3= (0,089-12,35-0,33+0,809X
Х0,365+0,147-0,313) -250=176,0.
С выносимой пылью 94=0,3339-0,385-250=32,14.
238
Потери в окружающую среду
q6 =1,98;
Qpacx — 463,62.
Qnpnx = Qpacx-
0,772^2 + 20,7 = 463,62,
откуда f2=574° С.
6. Камера подогрева.
Приход тепла, ккал.
С отходящими газами камеры дегидратации qi =
= (0,089-12,35-0,356 + 0,66-0,395 + 0,147-0,33) t3 =
= 0,701 t3.
С сухой гидроокисью алюминия и оборотной пылью из
камеры сушки (циклона 1-й ступени) </2= 182,10.
С выносимой пылью из камеры дегидратации q3=
=0,522 • 0,278/3=0,145 t3.
QupiI = 0,846^+182,10.
Расход тепла, ккал.
С нагретой гидроокисью алюминия и оборотной пылью
в камеру дегидратации 91=2,0518-0,256-574=301,50
(см. с. 235).
С выносимой пылью </2=0,3621-0,256-574=53,21 (см.
с. 235).
С отходящими газами 0,679 tr; </3=0,675-574=389,75,
где 0,675 — количество газов, умноженное па их тепло-
емкость.
В окружающую среду
94=3,94
Qpacx = 748,40.
Qnpnx = Qpacx-
0,846/3+ 182,10 = 748,40,
откуда /3=669° С.
7. Камера прокалки.
Приход тепла, ккал.
От сжигания топлива </i = 8496,6q’2.
С дегидратированным глиноземом </2= 1,2768-0.265Х
Х669=226,36.
239
С пылью, выносимой из 2-й нижней зоны камеры охлаж-
дения:
q3 = О,О13(36° + 300 + 200^0,5-0,234 = 0,806.
С нагретым воздухом пз 2-й ппжпей зоны камеры охлаж-
дения
?„ = 0,303 ^-G°^ 300 + 200^ 0,5-0,314 = 25,21.
С пылью пз верхней зоны охлаждения q5=0,13-0,324X
X 1400=58,97.
<2.^ = 8496,69'+ 311,35.
Расход тепл а, ккал.
С прокаленным глиноземом в верхнюю зону камеры
охлаждения q{= 1,1428-0,318-1250=454,26.
С отходящими газами при /4 = (1250+669)/2 = 959° С
+ = (0,303 + (/') 0,365-959 = 350,03^ + 106,06.
С выносимой пылью t/3=0,277-959-0,29=77,01.
Во внешнюю среду i/4 = 11,80.
<2расх — 350,03г/' + 651,55.
Qnpnx — Qpacx-
8496,61/' Ч 311,35 = 350,031/; + 649,16,
откуда 1/; =0,041 л: 0,042 м3/кг.
Следовательно, в выносной топке сжигается
0,089—0,042 = 0,047 м3 па 1 кг глинозема, пли 52,8% все-
го топлива.
Полученные данные о движении материала, пыли и
газов с учетом массообмепа сведены в табл. 87. Эта
таблица составлена по тому же принципу, что п табл. 86,
ио данные откорректированы с учетом массообмепа (см.
табл. 86).
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ
РАЗМЕРОВ АППАРАТА
Нижняя камера охлаждения. Нижняя камера охлажде-
ния разделена па три зоны: I н II нижние зоны и доохла-
дитель. В зонах 1 и II глинозем охлаждается до 300° С
240
Таблица 87
Материальный и тепловой балансы с учетом массообмена (объемы газов даны приведенными к нормальным
условиям)
241
воздухом, а в доохладителе — воздухом и водой до
100° С.
При скорости кипения (i(yKC) в нижней зоне II
0,07 м/с площадь зоны составит 20-103-0,159 : (3600Х
Х0,07) = 12,6 ,м2, где 0,159—количество воздуха, пода-
ваемого в нижнюю зону II, м3 па 1 кг глинозема.
Площадь доохладителя принимаем равной 21 м2.
Площадь нижней зоны II и доохладителя равна 12,6+
+21,0 = 33,6 м2.
При ширине 3 м длина аппарата составляет 33,6 : 3,0=
= 11,2 м.
В нижнюю зону I камеры охлаждения поступает воз-
духа 0,854 м3 1 кг А12О3. При к>кс=0,07 м3/с и ширине
аппарата 3 м длина зоны I составит 20-103-0,854 :
: (3600-0,07-3,0) =22,6 м.
Общая длина нижней камеры охлаждения 11,2+
+22,6=33,8 м с учетом конструкции печи принимаем ее
равной 35,0 м.
На основании практики принимаем высоту кипящего
слоя /где—0,7 м, высоту падслоевого пространства
2/гкс =2-0,7= 1,4 м.
Воздух подается в кипящий слой камеры охлаждения
через беспровальпую колпачковую подину. Принимаем
гидравлическое сопротивление подины Ар равным 400 мм
вод. ст. Скорость воздуха (м/с) в отверстиях колпачков
определяется по формуле
w = 0,8 2gAp/p, (65)
где Ар — сопротивление подины, мм вод. ст.;
р— плотность воздуха;
тогда w = 0,8 К2.9,8-400:1,29 = 0,8 |'6077 =
= 0,8-77,95 = 62,36 м/с.
Принимаем, что воздух в пнжпюю камеру охлажде-
ния подается через четыре отверстия. При диаметре кол-
пачков 5 мм их потребуется 20-103(0,854+0,159) :
: (3600-62,36-0,785-0,052) =2026 : 17,6=115 шт.
Число колпачков в доохладителе
20-103-0,144:(3600-62,36-4-0,785-0,052) = 164 шт.,
где 20-103—'Часовая производительность установки по
глинозему, кг;
242
(0,854+0,159) и 0,144 — количество воздуха, пода-
ваемого в нижние зоны охлаждения I + II
н доохладитель, м3/кг;
62,36— скорость воздуха, м/с;
4— число отверстий;
0,785 -0,052 — площадь колпачка, м2.
Верхняя камера охлаждения. Под провальную поди-
ну верхней камеры охлаждения поступает нагретого воз-
духа при температуре 669° С
20-Ю3 n ог. /. . 669 \ «г от з/
-----0,854 1 4--------- 16,37 м3/с.
3600 V 273 !
Если принять гидравлическое сопротивление провальной
подины 200 мм вод. ст., то скорость воздуха в отверстиях
провальной подпны верхней камеры охлаждения соста-
вят
w = 0,8 )Л2-9,81-200:0,404 = 78,84 м/с,
где 0,404 — плотность воздуха при 669° С, кг/м3.
При диаметре 8 мм число отверстий составит 16,37 :
: (78,84-0,785-0,0082) =4133 шт.
Принимаем высоту кипящего слоя 0,7 м, высоту над-
слоевого пространства ЗЛкс=2,1 м.
Нагретый воздух перед подачей на сжигание очищается
от пыли в футерованном циклоне. Количество очищаемо-
го воздуха (при 1096° С)
I/ = 0'854-20-102 fl + = 24,0 м3/с.
3600 \ 273 )
Диаметр газохода при скорости воздуха ш=15 м/с
равен
КП:(щ-0,785) = J/24+5-0,785 = 1,43 м.
Грубая очистка воздуха от пыли осуществляется в
циклоне. При скорости воздуха 4,5 м/с на сечение диа-
метр циклона составит |' 24: (4,5-0,785) = 2,61 м.
Размер входного патрубка 1430, выходного 1500 мм.
Уловленная пыль возвращается в нижнюю зону 1 каме-
ры охлаждения через специальный переток.
Камера прокалки. Под провальную подину камеры
прокалки поступает нагретый воздух при 265,0° С в ко-
личестве
0 303-20-103 /, , 265,0\ о оо ,,
—---------1 4-------= 3,32 м'7с.
3600 V 273 /
243
Принимаем гидравлическое сопротивление подины
200 мм вод. ст. Тогда скорость воздуха в отверстиях со-
ставит
W = 0,8 I 2-9,81 -200:0,68 = 0,8 | '5770 = 60,8 м/с.
При диаметре отверстий 8 мм их потребуется
3,32 : (60,8 • 0,785 0,0082) = 1087 шт.
Принимаем высоту кипящего слоя Лкс=0,7 м. Прп
скорости кипения Д'кс =0,38=0,40 м/с площадь камеры
прокалки составит
0,303-20-10я (1 +959-273) 6000-4,51 . п по „
— -= — == 19,98 20 м2
3600-0,38-----------------------------------1368
п при ширине 3 м длина камеры прокалки составит
19,98 : 3=6,66 м.
Решетки подии делают пз жаропрочной стали и по-
крывают слоем жаропрочного бетона высотой около
250 мм. Общий расход природного газа 1780 №/ч, пз ко-
торых 940 м3/ч сжигается в выносной топке, а 840 м3/ч—
в камере прокалки в подовых горелках, установленных
па расстоянии 0,5 м друг от друга. Длина одной горелки
прп ширине аппарата 3 м составляет 2,8 м. Общая дли-
на горелок составляет 20,0-2.8: (3-0.5) =37,3 м. Прп диа-
метре 4 мм н расположении их в 3 ряда по длине и рас-
стоянии между отверстиями 100 мм число отверстий со-
ставит 37.3:0,1-3=1243 шт.
Выносная топка камеры прокалки. В топке сжигает-
ся газа 940 м3/ч; топочные газы подаются в камеру де-
гидратации. Количество тепла, образующегося при сжи-
гании газа в нагретом воздухе: 0,047-8496,6+0,854X
X 1096-0.34=711.57 ккал/кг, где 0,34 — удельная тепло-
емкость воздуха прп 1096° С, ккал/(м3-° С).
Температура продуктов сгорания с учетом пиромет-
рического коэффициента 0,8 составит
711,57-0,8 569,26
-------- =----= 1660 С,
0,38 (0,854 -1- 0,049)---0,343
где 0,38 — теплоемкость газов.
Длина топки обычно равна 0,4—0,5 длины доохла-
дителя. Прп L доохладителя 11,2 м длина топки (Т-гоикп)
составит ~5 м. Тогда прп теплонапряженпости топочно-
го пространства 5-Ю5 ккал/(м3-ч) диаметр топки в све-
ту составит
п . / 711,57-20-1()3 о оо . _ к
| 5-105-7-0,785 тоики
244
Газ можно сжигать п нс в выносной топке, а в конце ка-
меры прокалки.
Камера дегидратации. Принимаем бесподовую каме-
ру цилиндро-конической формы. Количество греющих
газов, поступающих в камеру дегидратации, 21 983 м3/ч
(приведено к нормальным условиям); при 1400° С коли-
чество их составит 21 983( 1 +1400 : 273) = 134 755,8 м3/ч.
На выходе пз камеры количество газов с водяными
парами составит 35 183(1+669 : 273) = 121 381 м3/ч.
Диаметр отверстия в бесподовой камере 1 м; пло-
щадь отверстия 0,785 м2. Скорость прохода греющих га-
зов через отверстие 134 756: (3600-0,785) =47,7 м/с.
Практика работы печей КС в других отраслях промыш-
ленности показала, что при такой скорости газ обладает
подъемной силой 17,8 кг/м3.
Скорость греющих газов в цилиндрической части ре-
акционной зоны при £>=3 составит 121 381 : (3600-0,785Х
Х32)=4,77 м/с. Поэтому будет идти непрерывная цирку-
ляция материала пз цилиндрического газохода бесподо-
вой камеры в расширенную зону. Высоту цилиндриче-
ской части бесподовоп камеры принимаем 5 м. Тогда
объем газа в этой части составит 1,2-0,785-5=4,71 м3, и
подъемная сила этого количества газа 17,8-4,71 =
=83,83 кг.
Часть материала находится во взвешенном состоянии.
Рабочая скорость газа при 66°С
35 183(669 -1-273) г,> /
да = ----------!----= 0,53 м/с.
3600•273-92-0,785
Подъемная сила газового потока со скоростью
0,53 м/с составит при (>г=1,24-273:(669+273) =
=0,36 кг/м3.
Др = prco2/(2g) = 0,36-0532/(2-9,81) = 0,005 кге/м2.
Количество материала, которое может подняться од-
ним кубическим метром газа прп о=0,53 м/с, равно
0,005-92-0,785 =0,318 кг.
Объем отстойной зоны бесподовой камеры 92-0,785Х
XI 2=763 м3.
Подъемная сила потока газа составит 0,318-763=
=242,63 кгс.
Общее количество материала, находящегося в беспо-
довой камере, составляет 242,63+83,83=326,46 кг.
Среднее время пребывания материала в этой зоне
245
i (326,46 : 25 536) + (326,46 : 46 920)] 60=0,60 мин, пли
36 с, где 25 536 и 46 920 — количество материала па
выходе пз камеры дегидратации и па входе в камеру
сушки, кг/с.
Этого времени достаточно для дегидратации.
Уменьшение или увеличение скорости горячих газов
пз камеры прокалки, входящих в реакционную зону, пу-
тем изменения D входного отверстия позволит изменить
время пребывания материала в этой зоне.
Камера подогрева. Подогрев и сушка гидроокиси
алюминия осуществляются в системе циклонных тепло-
обменников с теплообменными колонками. Количество
газов па входе в теплообменную колонку 2-й ступени
,, 35183 /. . 669 \ 8/
V., =---- 1 + - = 33,72 м3/с.
3600 V 273 /
Диаметр газохода во 2-й ступени циклонных тепло-
обменников при ау=20 м/с
0=1/^—~г--------= 1/----3--72-- = 1,46 м.
Г шг(л:4) V 20-0,785
В газоходе температура газов снижается до 574° С.
Во 2-ю ступень циклонного теплообменника посту-
пит газов 35 183 : 3600 [ 1 (574 : 273) ] =30,32 м3/с.
Часть газохода выполнена в виде теплообменной ко-
лонки с устройством для ввода высушенной гидроокиси
из циклонного теплообменника 1-й ступени (колонки
ставят для уменьшения высоты установки). При скоро-
сти газов на свободное сечение циклонного теплообмен-
ника 2-й ступени 4,5 м/с диаметр теплообменника со-
ставит
D = |/ 30,32: (4,5 -0,785) = 3,11 м.
С учетом возможного форсирования процесса прини-
маем /4=3,35 м. Остальные размеры циклонного тепло-
обменника выбирают на основе практики.
Камера сушка. В теплообменную колонку 1-й ступени
поступит 35 183 м3/ч газов при 574° С. Диаметр газохода
к 1-й ступени циклонного теплообменника при скорости
20 м/с составит
D = Jz30,32: (20-0,785) = 1,39 м.
В теплообменной колонке 1-й ступени температура
газов снижается до 250° С, а количество газов увелпчп-
I
246
вается до 38 169 м3/ч. Тогда объем газов, поступающих
за секунду в циклонный теплообменник 2-й ступени, со-
ставит 38 169 : 3600 [1 +(250: 273)] =20,3 м3/с.
При скорости газов в свободном сечении теплообмен-
ника 4,5 м/с диаметр циклонного теплообменника соста-
вит
D = /20,3: (4,5-0,785) = 2,39 м.
7. ВРАЩАЮЩАЯСЯ ПЕЧЬ
ДЛЯ СПЕКАНИЯ БОКСИТОВЫХ ШИХТ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Трубчатые вращающиеся печи в настоящее время широ-
ко применяются в различных отраслях промышленности:
химической, цементной, металлургической. Применяются
они в производстве глинозема для спекания бокситовых
п нефелиновых шихт, а также для кальцинации гидро-
окиси алюминия. В настоящее время работают мощные
печи: длиной до 191,5 м и диаметром до 5,8 м; топливом
служит пыле-угольная смесь, газ или мазут. Для увели-
чения времени пребывания материала в зоне спекания
или кальцинации эта часть печи сделана большего диа-
метра; при этом производительность печи повышается
почти па 30% по сравнению с производительностью печи
такой же длины, по постоянного диаметра, экономия топ-
лива составляет до 10—12% и улучшается качество про-
дукции.
В цементной промышленности стали применять печи
с двумя расширенными зонами (в областях сушки и спе-
кания). Наличие второй расширенной зоны приводит к
уменьшению скорости отходящих газов и, следовательно,
к уменьшению пылеуноса из печп.
Производительность вращающейся печп определяется
в основном количеством передаваемого материалу теп-
ла, которое пропорционально поверхности теплоотдачи
и средней разности температур газов и материала:
A = aFMK, (67)
где А — производительность печп, т/ч;
а— коэффициент теплоотдачи, ккал/(м2-ч-° С);
F— поверхность теплоотдачи, м2;
А/—средняя разность температур газов и мате-
риала, ° С;
247
К—количество тепла, которое нужно передать
исходному материалу для получения 1 т об-
работанного материала (спека, глинозема),
ккал/т.
Откорректированная пульпа подается в печь для спе-
кания центробежным насосом (пли поршневым) под
давлением около 12 ат распылом через форсунку (при
спекании бокситовых шихт) пли наливом (при спекании
нефелиновых шихт).
Необходимый для горения газа воздух протягивает-
ся вентилятором через холодильник. Максимальную
температуру воздуха (до 600—700° С) можно получить
при охлаждении спека в колосниковых холодильниках,
работающих ио схеме с двойным прососом воздуха.
Перед поступлением в горелку воздух очищается от
спековоп пыли, а дымовые газы также очищаются от
пыли в пылевой камере, батарее циклонов, электро-
фильтре и мокром скруббере. Уловленная пыль возвраща-
ется в печь с горячего и холодного концов.
Спек выходит пз печи при 1000° С, а в холодильнике
охлаждается до 75° С. Охлаждение в барабанном холо-
дильнике осуществляется воздухом (поступающим потом
в печь) и водой, орошающей поверхность холодильника.
В колосниковых холодильниках охлаждение спека осу-
ществляется только воздухом. Для охлаждения глинозе-
ма на отечественных заводах начали широко применять
холодильники кипящего слоя и циклонного типа.
Наиболее перспективным топливом является газ, так
как производительность печей при работе па газе возра-
стает и материал получается чшце. Топливо выбирают
применительно к конкретным условиям. Настоящий рас-
чет сделан при условии использования природного газа.
Расчет состоит пз трех частей:
I) расчета состава и удельного количества шихты,
поступающей в печь спекания на 1 т спека;
2) теплового баланса печи и расчета удельного рас-
хода топлива;
3) расчета размеров печи и холодильника.
Расчет печи сделай применительно к мокрой содово-
извсстпяковобокситовон шихте. Считаем, что при спека-
капип такой шихты Л12О3 и Fe2O3 переходят соответст-
венно в алюминат и феррит натрия, сера боксита обра-
зует сульфат натрия; кремнезем 2CaO-SiO2. Двуокись
титана образует кальциевые соединения 2CaOTiO2.
248
РАСЧЕТ ШИХТЫ
I. Исходные данные.
1. Шихта — стехиометрическп насыщенная со следу-
ющим молярным отношением компонентов:
N32O । СаО __q
Л12О3 + Fe2O3 Ч-S ~ ’ SiOz4-TiO2 ~
2. Количество влаги в сырой- пульпе, поступающей
на спекание, 40%.
3. Жидкая фаза для приготовления шихты —упарен-
ный маточный раствпр от карбонизации^ алюминатного
раствора, содержащий, г/л: А12О312,0;' Ыа2ООбщ 240,0;
NasOc 13,0; ак=1,5; р=1280 кг/м3.
4. Количество спековой оборотной пыли 20,0% от
массы сухой шихты, поступающей на спекание. Спековая
пыль подается в печь с горячего и с холодного концов
печи.
5. Количество безвозвратной пыли 1,0% от массы су-
хой шихты, поступающей па спекание.
6. Количество белого шлама 75 кг (сухого) на 1 т
А12О3; состав белого шлама, %: п.п.п 7,5; А2Ю3 31,7;
Fe2O3 2,0; SiO2 30,0; СаО 4,3; MgO 0,3; Na2O 19,8; SO3 4,4;
влажность 20,0%.
7. Потери щелочи в процессе спекания возмещаются
98,5%-пой кальцинированной содой. Общие потери щело-
чи составляют 190 кг Na2CO3 на 1 т глинозема (в
100%-ном исчислении).
8. Товарный выход А12О3 77,0% химические потерн
А12О3 18,0%.
9. Вся сера боксита переходит в процессе спекания в
сульфат натрия.
10. Химический состав сухого боксита, %: А12О348,0;
Fe2O3 20,0; SiO2 14,0; TiO2 2,0; СаО 3,0; MgO 0,1; S 0,2;
CO2 2,7; Н2ОгиД 10,0 (всего 100%). Влажность 12,0%.
11. Химический состав сухого известняка, %: СаО
55,0; SiO2 1,2; MgO 0,6; Fe2O3 1,2; СО2 42,0 (всего
100,0%). Влажность 7,0%.
11. Р а с ч е т количества исходных мате-
риалов
а. Определение необходимого количества боксита.
Для получения 1 т глинозема, содержащей 99%
А12О3, при товарном выходе глинозема 77,0% необходимо
17—523
249
подать сухого боксита
= 2678,6 кг, а влажного G°
Содержание составляющих
А12Оз.............
Fe2O3.............
SiO2 ........
TiO2 .
CaO...............
MgO .
s . . . . ........
co2...............
H2O1Iirp(n n n)...
кг.
6*^=990-100: (0,77-48) =
= G' /0,88 = 3043,9
с боксите, кг:
0,48-2678,6=1285,70
0,20-2678,6=535,70
0,14-2678,6=375,00
0,02-2678,6=53,60
0,03-2678,6=80,40
2,70*
5,40
72,30
267,80
Итого..................... 2678,6
* Подсчитывается так же, как и содержание Л12О3, Fc2O3
и ДР-
Влага боксита 2678,6-0,12:0,88=365,3 кг.
Итого влажного боксита 2678,6+365,3 = 3043,9 кг.
С белым шламом вносится1 (принимаем, что кремне-
вый модуль раствора до обескремнивания порядка 45,0),
кг:
Н2ОГ]11.р(п п ц)...... 5,60
А12О3..................23,80
F2O3 .................. 1,50
SiO2....................22,5
CaO.................... 3,20
MgO...................0,20
№2Ошл..................14,90
SO3................... 3,30
Н2ОГШр.............. 15,00
Итого.................90,0
б. Определение необходимого количества известняка.
Количество известняка определяется пз соотношения
CaO/(SiO2+TiO2)=2,0.
Присутствующий в известняке кремнезем переходит
в ортосиликат кальция, поэтому содержание СаО актив-
ного (СаОакт) меньше общего содержания СаО в изве-
стняке:
% СаОа — СаОобщ —
%SiO2- 2Л1СаО
/WS1O2
1 Определяется по массе it составу белого шлама и его влаж-
ности. Для простоты расчетов по учитываем количества Л12О3 п
Na2O, вносимые алюминатным раствором, увлекаемым шламом.
250
= 55 — -’212'А = 52,76 %,
60
где М — молекулярная масса.
Отсюда
____________СаО____________= 2 0-
(22,5:60)+ (375,0:60)+(53,6:80)
СаО — 1459 молей, пли 14,59-56 = 817,00 кг.
В боксите содержится 80,4 кг СаО в белом шламе
3,20 кг; следовательно, с известняком необходимо ввести
активного СаО; G — 817,0—(80,4+3,20) =733,40 кг.
В пересчете на сухой известняк получим Gc — G-\00)
/%СаОа = 733,10-Ю0:52,76=1390,0 кг.
Влажного известняка потребуется 1390,0-1,00:0,93=
= 1494,6 кг.
Влаги во влажном известняке содержится 104,6 кг;
вводится в шихту с сухим известняком, кг:
СаО................... 0,55-1390=764,50
SiO2. ............... 0,012-1390=16,70
MgO. . . .... 0,006-1390= 8,30
Fe2O3 • 0,012-1390=16,70
СО2 .................. 0,48-1390=583,80
Итого......................... ... 1390,00
в. Определение количества соды.
Необходимое количество соды определяется из усло-
вия
NaaO
= 1,0
А12о3 + Fe2O3 + S
Na2O . n
или—--------f-------— = 1,0.
СА1гО3 , CFe2O3 . CS
Л,А1г03 Л+е2О3 MS
Здесь G'.,„ , GC п —соответственно содержание
А12О3 п Fe2O3 в шихте (Л12О3
боксита п белого шлама), кг;
G's—содержание серы в боксите
шихты, кг;
Л4л12о3, +1ге2оа, Als — соответственно молекулярные
массы А12О3, Fc2O3, S.
17
251
Подставив числовые значения, получим
Na2O
1285,7 + 23,80 , 535,7 +1,5+16,70 , 5,40
102
_Na2O
160
32
, = 1.0;
12,84+ 3,46+0,17
Na2O = 16,47 моля, пли 1021,10 кг.
Так как безвозвратные потери Na2O составляют
190 кг соды пли 111,1 кг Na2O, т. е. такое количество ще-
лочи вводится в шихту со свежен содой, то, технической
(98,5%-пой) соды вводится 111,1 • 106-100 : (62-98,5) =
= 192,9 кг.
В пен содержится 2,9 кг воды. С белым шламом вво-
дится 14,9 кг Na2O остальное количество — с содовым
раствором,' оно составляет 1021,10—111,1—14,9 =
= 895,10 кг:
III. Баланс дробления и измельчения
Потери А12О3 в процессе подготовки шихты (дробле-
ние, измельчение) составляют 0,6%, что соответствует
потере влажного боксита 0,6: 0,48=1,25%, пли 38,0 кг.
Принимаем, что потери известняка составляют 1,3%, или
19,5 кг влажного известняка.
Таблица 88
Баланс дробления и измельчения
Окисли Введено, кг , Получено, кг
с бокситом с извест- няком 1 всего шихта на спекание потери всего
Л120д . . 1285,70 1285;70 1269,60 16,10 1285,70
Fe2O3 . . 535,70 16,70 552;40 545,50 6,90 552,40
SiO2 . . 375,00 16,70 391;70 386,80 4,90 391,70
TiO2 . . 53,60 —. 53,60 52,90 0,70 53,60
СаО . . 80,40 764,50 844(90 833,80 11,10 844,90
MgO . . 2,70 8,30 11 00 10,90 0,10 11,00
S . . . . 5,40 — 5(40 5,40 — 5,40
CO2 . . 72,30 583,80 656;10 647,60 8,50 656,10
267,80 — 267;80 264,50 3,30 267,80
Н2Огпгр 365,30 104,60 469(90 464,00 5,90 469,90
11ТОГО 3043,90 1494,60 i 4538'50 1 4481,0 57,50 4538,50
252
Полученные результаты расчета состава шихты све-
дены в табл. 88.
IV. Расчет количества и состава оборот-
ного раствора.
Для расчета количества оборотного раствора прини-
маем, что в маточном растворе от карбонизации алюми-
ниевого раствора после упаривания содержится, г/л:
Л12О3 12,0; Ы2О0бщ 240; Na2Oc 13,0; рм 1280 кг/м3; ак=
= 1,5.
Количество Na2Oan, связанное с А12О3 в алюминат
натрия:
ыа О = См^М^° = 12,0 • 62:102 = 7,3 г/л.
Ммл
Количество свободной каустической щелочи
Na О = сАКо3Л1Цаго(*к~ 9 _
2 “ Л1Л1А
= _121°-J±L (1,5 —1,0) = 3,65 г/л.
102 '
Количество сульфатной щелочи 13,0 г/л. С ней связано
16,8 г/л SO3.
Количество углекислой щелочи
Na2Oy = №2ОоСщ — (№2Оал + NasOI( + Na2O,.) =
= 216,05 г/л.
Количество СО2 в растворе, связанной в Na2CO3:
СО2 — Сма.Оу ^сог/^№2° ~’ 153,3 г/л.
Содержанием кремнезема в маточном растворе пре-
небрегаем. Состав маточного раствора, г/л:
Л12О,.............12,00
SO3...............16,80
Na2Oa............. 7,30
Na20K............. 3,65
Na2Oc............13,00
Na2Oy...........216,05
CO2.............153,30
Н2ОГИдр......... 1,0
При р=1280 кг/м3 содержание несвязанной воды соста-
вит 1280—422,1=857,9 г/л. В соответствии с расчетом
необходимого количества соды на 1 т глинозема с обо-
ротным раствором вводится 895,10 кг свободной щелочи.
Количество свободной щелочи в маточном растворе, реа-
гирующей в процессе спекания с соответствующими
окислами, составляет 3,65-)-216,05=219,7 г/л.
253
Таблица 89
Баланс размола, дозировки и спекания
*’ В процессе спекания NaaOy» Na2O шл , Na>Oкпереходят в ,Na2Oa поэтому их объединяем в NaaO
*2 С учетом перевода S в SO3.
*3 С учетом потерь 25,6 кг оборотного раствора в ОПШ.
254
Маточного раствора потребуется 895,10-1000 : 219,7=
= 4074,2, или 5215,0 кг.
С указанным количество маточного раствора вводит-
ся в шихту, кг:
А12О3. . . . . . . . 0,0120-4074,2= 48,9
so3 . . . . 0,0170-4074,2= 68,4
Na2Oc . . ... 0,0130-4074,2= 53,0
Na2Oa . . . , . . . . 0,0073-4074,2= 29,7
Na2OK .... . . . 0,00305-4074,2= 14,9
Na2Ov«... . . . 0,21605-4074,2= 880,2
co2. . . . . 0,1535-4074,2= 624,0
^2^ГИГр - • - . . . 0,8055-4074,2=: 3495,3
того.....................5215,0
Полученные результаты сводим в табл. 89.
Составы спека, сухой и влажной шихты, пыли и га-
зов представлены в табл. 90.
Таблица 90
Состав спека, сухой и влажной шихты, Пыли и газов
Составляющие ших- ты и спека Количество шихты, кг на 1 кг спека Состав сухой ших- ты, % Состав спека, % Количество пыли, кг па 1 т спека Количество выделя- ющегося газа, кг на 1 т спека Количество 1 испаряющейся воды, кг па 1 т спека
оборот- ная безвоз- вратная
А12О3 309,20 22,38 30,61 72,80 3,09
Fe 2О3 . 120,06 9,12 12,48 29,50 1,28
SiO2 . . 94,32 6,75 9,34 22,30 0,94 - .
1Ю2 . . 12,19 0,88 1,21 2,50 0,11 - ~
СаО . . 192,89 13,96 19,10 45,40 1,94
Na2Ov . 227,41 16,46 — 56,20 2,28 . -
Na2Oa . 6,84 0,50 23,87 1,40 0,07 - . -
Na2(JK , 3,43 0,25 —. 0,70 0,02 —
51а2Ощл 3,43 0,25 0,70 0,04 -
Na2Oc 12,14 0,88 1,21 2,60 0,11
SO3 . . 19,54 1,41 1,93 3,40 0,18 —
CO2 • . 310,65 22,48 — 24,50 3,11 307,54 —
MgO . . 2,65 0,18 0,25 0,50 0,02 (156,56м3)
ИаЧ-идр •Н2ОГИГр 62,25 912,64 4,50 •— 14,00 0,62 61,63(76,68м3) 912,64
(1135,72 м3)
Итого . 2295,61 100,00 100,00 276,50 13,82 307,54 974,27
255
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ПЕЧИ СПЕКАНИЯ
Расчет горения природного газа
Состав газа, % (объемн.): СО2 0,1; СН4 98,0; С2Н6
0,4; C3N8 0,2; N2 1,3.
О п р е д е л е п [i е теплотворной способно-
сти газа.
Теплотворная способность любого горючего газа
(ккал/м3) может быть определена по формуле
<3н = 25,7Н2 + 85,5 СН4 + 56,0H2S + 152С2Нв +
4- 218,0С3Н8 + 283,ОС4Н1о + 349,0C5HJ2. (68)
Подставив числовые значения, получим Qp =
= 8479 ккал/м3.
Теоретическое количество кислорода, необходимое
для сжигания 1 м3 газа (м3), определяется по формуле
1-о2 = (0,5СО + 2СН4 4- 0,5Н2 4- ЗС2Н4 + 3,5^ +
4- 5С3Н8 4- l,5H2S)0,01.
Подставив числовые значения, получим V® — 1,982 м3.
Теоретическое количество воздуха, необходимое для
сжигания 1 м3 газа, м3: V°=4,76; V?, =4,76-1,982=
= 9,434 м3.
Действительное количество воздуха при коэффициен-
те его избытка 1,05 для сжигания 1 м3 газа составит, м3
[/,.=«1/° = 1,05-9,434=9,90.
Определение количества продуктов горения (при а=
= 1,0) на 1 м3 газа:
Рсо, = 0,01 (ЗС3Н8 4- СН4 -1- 2С2Н4);
Ьдо = 0,01 (2СН4 4- 2С2Н4 4- 4С3Н8);
VNt = 0,79VTp 4- 0,01N2.
Подставив числовые значения, Фолучим (с учетом а—
= 1,05) газа, м3: ПСо2 =0,994; VHlo = 1,976; VNs =7,833;
yOj = 1,05 • 1,982— 1,982 = 0,097 «!0,1.
Всего объем продуктов сгорания составит 10,90 м3,
состав этих продуктов, %:
1,970
ы’°......................"10^6“ ’100=18,13
256
7,833
N„..................—’------100=71,86
2 10,90
0,097
O„..................—------ -100=0,89
2 10,90
Итого.........................100,0
Определение калориметрической п практической темпе-
ратур горения:
где iK—калориметрическая температура горения га-
за, °C;
Vnp — объем продуктов сгорания, м3;
с—-удельная объемная теплоемкость продуктов
сгорания, ккал/(м3-°C).
Если воздух подогревается, то
/к=(^+<?ф)Мрс),
где Сф — физическое тепло подогрева воздуха, ккал/м3.
Принимаем, что воздух подогрет до 300° С.
Определяем начальную энтальпию продуктов сгора-
ния:
. _ св Zb _ 8479,0 + 9,90-0,314-300 =
'°” Епр ~ 10,90
= 863,4 ккал/м3.
Задаемся возможной температурой горения /,<=
=2000° С. Для этой температуры энтальпия продуктов
сгорания будет равна, ккал/м3:
СО2.................105,0
' Н2О.................170,0
N2 ................ 508,8
О2................... 6,7
Итого...............791,1
Так как <о><2ооо»с, принимаем //,—2400° С. При 1к—
=2400° С энтальпия продуктов сгорания составит,
ккал/м3:
СО2 ............. 1416,0-0,0912=129,1 .
Н2О .......... 1160,40-0,1813=211,5
N2 ............. 804,0-0,7180=020,9
О2 .............. 914,40-0,0089 =8,1
Итого.......................... 909,6
25/
Прп этой температуре io<i24oo°c- Следовательно, tk ле-
жит в пределах от 2000 до 2400° С.
/к= 2000-Ь --6-3.'-4~~791’1- Ю0 = 2040,4.
969,6 — 791,1
Практическая температура горения
^ир ~
где 1] — пирометрический к. п.д. печи, который в зави-
симости от сжигаемого топлива равен 0,6—0,8.
Принимаем i]=0,797, тогда /П11=0,797-2040,4= 1626° С.
Тепловой баланс печи (па 1 т спека).
Удельный расход топлива на единицу (1 т) спека мо-
жет быть определен из уравнения теплового баланса:
Qu + Vx<2h==Qp. (70)
откуда
Vx = (<?₽-<?„)/$,
гДе Qu—общий приход тепла на 1 т спека, за исклю-
чением тепла от сжигания топлива, ккал;
Qp—общий расход тепла на 1 т спека, ккал;
—удельный расход топлива, ккал.
Расход тепла: ;
1) на испарение воды и па перегрев водяных паров до
температуры отходящих газов,! ккал:
(WO-у+539!+СнЛ(/„-100)], (71)
где W7—общее количество, воды, удаляемой при спе-
кании, кг; I
— температура шихты, ° С;
539— скрытая теплота цепарення влаги при тем-
пературе 100° С, ккал/кг;
Сн2о— средняя удельная теплоемкость водяных
паров при температуре отходящих газов,
ккал/(кг-° С);
tyx — температура отходящих газов, °C;
2) выделяющееся с углекислотой от разложения карбо-
натов в процессе спекания, ккад:
*?со2 = ^со2 ссо2 ^ух ~ ^со2 'сБ? .
где Gco,~ количество выделяющейся углекислоты, кг;
tyx— температура отходящих газов, ° С;
258
Ссо— средняя удельная теплоемкость СО2 при
температуре отходящих газов, ккал/(кг-°С);
i’cos— энтальпия СО2 прп данной температуре,
ккал/кг.
3) на эндотермические реакции, ккал:
*7эпд ЧсаСО, ^Na2CO„ + ^гид ' 9ал.спл’
где <7Na2cOs> 9сасо3 ,<7гид, Qan. сил —' расход тепла па раз-
ложение соответствующих соединении, ккал;
4) с выходящим из печи спеком, ккал:
9сп Чи ^сп ^сп*
где Gcu-— масса спека, кг;
ссп—средняя удельная теплоемкость спека прп
1000° С, ккал/(кг-° С);
/сп—температура спека, °C, она равна 1000°С;
5) с оборотной пылью, выносимой пз печи, ккал:
Уо.п ^о.п^о.п ^ух’
где Gon— количество оборотной пыли, кг;
с0.п— средняя удельная теплоемкость пыли при тем-
пературе уходящих газов, ккал/(кг-° С);
/ух— температура уходящих газов, 0 С;
6) с безвозвратной пылью, ккал:
7б.п ~ ^б.п Сс.и iyxt
обозначения те же, что и для предыдущей формулы;
7) физического с уходящими газами
9ух ~ х (^СО,ССО3 + '/К2СП2 + ^И2О СН3О + С02) *ух’
где VCo2. Vn2, Vh2o, Vo2—объемы соответствующих га-
зов, образующихся прп сжигании 1 м3 сухого
генераторного газа, м3;
ссо2. со2, Cn2> Одо—средние удельные объемные теп-
лоемкости этих газов при температуре уходя-
щих газов, ккал/(м3-° С);
Ух— количество сжигаемого газа, м3;
8) в окружающую среду q'o с ккал.
Общий расход тепла составляет
= <7вл + бФ.О, + ‘Уэйд + ?сп + <7о.п + <7б.г. + 9ух + ?о.с-
259
Приход тепла:
1) физического с шихтой, ккал:
?ф.ш GT Ст “Ь Gm Ст /ш,
где GT п G1B — количество твердого и жидкого в шихте,
кг/т спека;
с.г и с,» — средние удельные теплоемкости твердого
п жидкого в шихте, ккал/(кг-°С);
—температура шихты, поступающей в печь, °C;
2) физического с газообразным топливом:
Уф.т Vx
где Vx—объем сухого природного газа;
ст—удельная объемная теплоемкость топлива при
температуре поступающего газа, определяю-
щаяся пз равенства, ккал/(м3-° С);
ст = 0,01 (V1C1 -|- V&-\--ф V,, сп),
где Vi V2 п т. д. — составляющие газообразного топлива,
% (объемн.);
ср с2 и т. д. — их удельные теплоемкости при тем-
пературе топлива, ккал/(м3-°С);
3) физического с подогретым воздухом, ккал:
7ф.в св /в Vxt
где Vx-— расход газа, м3;
Ув— расход воздуха, м3 на 1 м3 газа;
сп — удельная теплоемкость на 1 м3 подогретого
воздуха, ккал/(м3-° С);
tD—температура подогретого воздуха, °C;
4) за счет сгорания топлива, ккал:
5) за счет экзотермических реакций, ккал:
Яэкз ~ (‘/цаАЮг ?NaFeOs+ *?2CaOSi02 + ^2СаОТЮ, + ^Na,SO,)’
Образование алюмината натрия протекает по реакции
Na2O+Al2O3->2NaAlO24-55-103 ккал/(кг-моль). На I кг
Л120з выделяется 55-103: 102=540 ккал.
Аналогично Na2O-(-Fe2O3->2NaFeO2+ 42,4-103 ккал/(кг-
•моль), а па 1 кг Fe2O3 265 ккал.'
При образовании 2CaO-SiO2 выделяется 28,4• 103
ккал/(кг-моль), пли 474 ккал на 1 кг SiO2.
260
Из-за отсутствия данных принимаем величину тепло-
вого эффекта реакции образования 2СаО-ТЮ2 такой же,
как и 2CaO-SiO2. Тогда па 1 кг TiO2 выделится 355ккал,
а при образовании Na2SO4 выделяется 125-103 ккал/
/(кмоль), или 1560 ккал па I кг SO3;
6) с оборотной пылью, ккал:
9о.п ~ ^о.п^о.п Q.n-
Общий приход тепла
Qn = 9ф.ш 4' 9ф.т 4” 9ф.в 4” Я г + 9экз 4~ Яо.П'
Подставив в уравнение (70) значения Qp и Qn, получим
у — ^р~ —
Q?.
ЯвЛ 4“ УсО2 4 *7эиД 4 711I.U I Уо.п । <7б.П 4 ?ух 4 Яос
G/ф.ш 4~ <7ф.т 4” <7ф.в 4" <7т 6 7экз 6 ^о.п)
По данным табл. 90 определяем расход шихты на 1 т
спека в килограммах, состав сухой шихты и спека в про-
центах, а также другие показатели, необходимые для со-
ставления теплового баланса.
Для определения физического тепла, вносимого с
пульпой н теряемого со спеком и пылью, необходимо
знать удельные теплоемкости этих продуктов при различ-
ных температурах.
Средняя удельная теплоемкость шихты и спека опреде-
ляется из равенства
Сер = (cimi4- С2т2 + •• + сп тп)12т, (72)
где clt с2Д.., сп —средние удельные теплоемкости данно-
го вещества при данной температуре,
ккал/(кг-°С);
ту, т2, ..., тп—доля данного вещества в спеке или
шихте.
Ниже приведены удельные теплоемкости различных
окпелов н других соединений при стандартных условиях.
Соединение . . A12Oj Fe2Oj SiO2 TiO2 Na2O CaO
Теплоемкость,
ккал/(кг-"С) . . 0,180 0,1456 0,1833 0,175 0,225 0,183
261
Соединение . . . MgO Na2SOt Na2CO3 CaCO3 2CaO-'SiO2
Теплоемкость,
ккал/(кг-°С) . . 0,220 0,202 0,247 0,182 0,186
Для приближенного расчета можно пользоваться
следующей формулой:
ct = с0 (1 + al),
где ct, с0— средние удельные теплоемкости при темпе-
ратуре I и 0° С, ккал/(кг-° С);
а— коэффициент, зависящий от природы
окисла.
Для нашего расчета = с0 (1 Д-0,0039 /).
Коэффициенты а для различных окислов приведены
ниже:
Окисли. Л12О, l-e2O3 SiO2n MgO СаО Na2O Na2SO4
TiO2
a. . . . 0,000555 0,002 0.000G 0,00055 0,00022 0,0001 0,0004
В табл. 91 приведены приближенные значения сред-
них удельных теплоемкостей сухой шихты и спека для
различных температур.
Таблица 91
Приближенные значения средних удельных теплоемкостей
для сухой шихты и спека, ккал/(кг-°С)
Материал Температура, °C
so 150 350 1000 1100
Сухая шихта . 0,27 0,27 0,28 .
Спек .... —* — — 0,28 0,28
Проведем расчет теплового баланса печи спекания
бокситовой шихты в применении к рассчитанному мате-
риальному балансу и определим удельный расход газа
на 1 т спека. При этом принимаем:
1) пульпа поступает в печь при температуре 50° С;
2) оборотная пыль возвращается в печь с горячего и
холодного концов приблизительно в равных количествах;
3) температура отходящих газов, оборотной и безвоз-
вратной пыли составляет 350° С, температура пыли, по-
ступающей в печь, 100° С;
4) спек выходит пз печп при 1000° С и пз холодиль-
ника при 75° С; I
5) вся гидратная вода связана с AI2O3 в форме беми-
та и диаспора А12О3-Н2О (частично может присутство-
вать АЬОз-ЗНгО);
6) сера боксита целиком переходит в сульфат натрия.
Приход тепла, ккал на 1 т спека:
1) физического с шихтой (см. табл. 90)
9Ф.ш = (GT ст + G,K сн() t,n = [(2295'61 — 912,64) 0,27 +
+ 912,64-1,0] 50 — 64,30-103;
2) физического с газообразным топливом при темпе-
ратуре 20° С
V = V. 0.01 (98^ + 0,4^Н1 + 0,2-На + 1,3^0) 20 =
= 0,01Пх(98-0,378 + 0,4-0,438 + 0,2-0,476 +
+ 1,3-0,3088) 20 = 7,534VX;
3) физического с оборотной пылью
<7ф.о.н = блцсо.п /о.п = 276,5-0,28-100 = 7,74-103;
4) физического с воздухом
= Vx-9,90-300-0,3140 = 932,6V/,
5) за счет сгорания топлива
9T = VxQHP = 8479Vx;
6) за счет экзотермических реакций
+кз = ^NaAIO2 + +aFcO2 + ?2CaOSIO2 + ^СаО-ТЮ,+a2SO, >
<7NaAIOs = 940-306,1 = 165,3-103;
7NaFe01== 265-124,8 = 33,1-103;
?2CaO.S1O2 = 474-93,4 = 44,3-103;
?2Сао.тю2 = 355-12,1 =- 4,30-103.
Сера боксита в количестве 1,93 кг (в пересчете на
SO3) на 1 т спека переходит в Na2SO4; следовательно,
qNasSOi = 1560-1,93 = 3,0-103;
qgKS = 165,3-103 + 33,1 103 + 48,6 -103 + 3,0-103 =
= 250,0-103.
Общий приход тепла па 1 т спека, ккал:
СпРИХ 9ф.Ш + ?ф.Т "Ф 9ф.в ^ф.о.п “1 ?т 9эвз
-9419,13414 +322,04-103.
263
Расход тепла, ккал на 1 т спека:
1) на испарение воды и на перегрев водяных паров:
на 1 т спека удаляются 912,64 кг свободной воды п
62,25 кг гидратной воды; в соответствии с уравнением
(70)
9н2о = I50 + 539 + сНгО (350 -100)] =
= 974,89 (589 + 0,447-250) = 683,1 • 103;
2) с физическим теплом, выделяющимся прп разло-
жении карбонатов углекислоты: па 1 т снека удаляется
307,54 кг, или 156,56 м3 СО2:
^со2 ~ ^со2ссо2 ^ух = 24,8-103;
3) на эндотермические реакции: па 1 т спека обра-
зуется
„ ™ 192,89-44
от разложения СаСО.;. ................... —151,6 кгСО2 '
56
' 227,41-44
от разложения NaCO.t.............——-------=161,3 кг СО2
от разложения гидратов........... 62,25 кг гидрат ной воды
По реакции
СаСО3 = СаО + СО2 — 42,5 ккал
на получение 1 кг СаО расходуется (42,5 : 56) 1000 =
=760 ккал, а па 192,89 кг СаО 146,6- 103 ккал.
По реакции
Na2CO3 = Na2O |- СО2 — 76,9 ккал
на образование 1 кг Na2O расходуется (76,9:62) 1000 =
= 1240 ккал, а па 227,41 кг Na2O 282,0-103 ккал.
По реакции
Na2O-Al2O3-2SiO2-> Na2O + А12О;) + 2SiO2 —62,25 ккал
на образование 1 кг Na2O расходуется 62,250-1000:62 =
= 1000 ккал, а па 3,43 кг Na2O 3,43-103 ккал. 60,5 кг
П2ОГ1|Др связаны с А12О3, в том числе 267,6 кг А12О3 вхо-
дят в состав А12О3-Н2О и 25 кгА12О3 — вЛ12О3-ЗН2О.
По реакции
А12О3 • 112ОЛ12О3 Н2О — 10,3'ркал
на образование 1 кг А12О3 расходуется 10 300:102 =
= 101 ккал.
264
По реакции
А1»О, • 31+0 -> А1,О3 + ЗН2О — 16,0 ккал
па образование 1 кг А12О3 расходуется 16-103: 102 =
= 156 ккал. Тогда на разложение бемита п гиббсита в
боксите и образование 292,6 кг А12О3 затрачивается
267,6-156+25-101 =44,3-103 ккал.
<7энд = (146,6 + 282,0 + 3,43 + 44,3) 103 =
= 476,33-103ккал;
<7»д = ?Na2CO3 + <+аСО3 + <Д + = 476’33’
4) с выходящим из печи спеком при 1000° С
= GC„ Ссп Zcn = 1000 • °-28 • 1000 = 280 • 103;
5) с оборотной пылью прп 350° С
q -^G’ c^t = 276,5-0,28-350 = 27,1-103;
“о.п о.п о.п ух ’ ’ ’ ’
6) с безвозвратной пылью при 350° С;
щ = G' c‘v*t = 13,82-0,28-350 == 1,35-103;
“б.п б.п б.п ух ’ ’ ’ ’
7) с отходящими газами от сжигания топлива при
350° С
(Vco + ^по ‘но + ‘n" + Vo ‘o°) =
‘ УХ X \ '->0'2 Иг'-' *‘?O 1’2 1’2 О» 0/2 J
= Vx (0,99-160,21 + 1,98-129,58 + 7,84-109,78 +
+ 0,1 • 114,56) = 12881+;
8) потери в окружающую среду (принимаем, что они
составляют 10% от количества тепла, выделяющегося от
сжигания топлива (в дальнейшем эта статья потерь бу-
дет уточнена)
9;.c = 0.1VxQS = 847,9Vx.
Общий расход тепла па 1 т спека, ккал:
Q'p ?н2о + Чсог + 7энд + 7ся + <7б.п + 7уХ + 7о.п "I’ 7о.с^
= 683,1 • 10‘+ 24,8-103 + 476,33-103 + 280,0-103 Р
+ 27,1 -103 + 1,35-103 + 12881+ + 847,90'х =
= 1492,68-103 + 2135,9|7Х;
9419,134УХ + 322,04-103 = 1492,68-103 + 2135,9VX;
7283,2VX= 1170,64-103;
Vx— 160,7 м3 на 1 т спека.
18—523 265
Состав газов, образующихся при сжигании 160,7 м3
газа:
N2.............. 160,7-7,833=1258,7 71,86
О2............. 160,7-0,096= 15,6 ......... 0,89
СО2 ...........160,7-0,994= 159,7 ......... 9,12
Н2О............ 160,7-1,976= 317,5 .........18,13
Итого.........................1751,5
100,0
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ
Диаметр печи определяется пз условий оптимальной ско-
рости движения газового потока в печи по формуле
D = 1,13 vtlwt,
где V,= 1;о(Н«О —секундный объем газов; принимаем
си = 10 м3/с — скорость газов в печи; tcp= (16264-350) :
: 2=988° С.
Принимаем производительность печи по спеку 50 т/ч.
Тогда
_ (1751,54- 1135,72 4- 76,68 4- 156,56)50,0
3600
—43,38 м3/с (см. с. 266 и табл. 90).
V. = 43,38 (1 4- — 988 = 200,25 м3/с.
\ 273 )
D = 1,13 У'200,25-10 = 1,13-4,48 = 5,06 м.
Принимаем внутренний диаметр печи £>в = 5,0 м; при
толщине футеровки 250 мм и толщине кожуха 20 мм на-
ружный диаметр Пн=5,54 м. Принимаем 9Н=5,8 м.
Длина печи
По характеру физико-химических превращении и те-
пловой работе вращающуюся печь для спекания бокси-
товых шихт можно подразделить па 5 зон:
I—зона сушки (удаляется вся внешняя влага);
II—зона подогрева (удаляется1 связанная вода);
III— зона кальцинации (происходит термическое разло-
жение карбонатов, натриевого алюмосиликата и об-
разование основной массы (соединений спека);
IV—зона спекания (заканчиваются реакции образова-
ния соединений спека);
— зона охлаждения (спек охлаждается до 1000°С).
266
На основании данных практики принимаем темпера-
туры шихты и газов по зонам (табл. 92).
Таблиц а 92
Распределение температуры шихты и газов по зонам
на входе (/„ход) и выходе (7Вых)
Зоны Температура шихты, °.С Температура газов, °C
^вход ^ВЫХ *вход *ВЫХ
1 50 150 850 350
11 150 850 1400 850
Ill 850 1100 1600 1400
IV 1100 1300 > * 1600
V 1300 1000 . 1 - 1 —
Наибольший-пылеупос наблюдается в зонах I и III.
Условно принимаем, что 50% пыли уносится пз зон I и
III.
t пыли па выходе равна t отходящих газов. Температура
оборотной пыли, подаваемой в печь, 100° С.
Для расчета длины отдельных зон подсчитаем теплопотреблс-
нпе материала по зонам q, ккал па 1 т спека:
q = 4- S//,v — (2Я1 + S/У11), (73)
где S//1 —энтальпия исходных материалов, поступающих в зо-
ну, ккал;
2//и—теплота экзотермических реакций, протекающих в зо-
не, ккал;
SH111 — энтальпия материалов, выходящих пз зоны, ккал;
2//IV— теплота эндотермических реакций, протекающих в
зоне, ккал.
Теплопотреблепие шихты рассчитываем на 1 т спека.
Зона сушки (1):
I) подогрев шихты от 50° С до 150°С 0,27(2295,61—13,82—912,64)Х
X (150—50) =36,97-103 ккал;
2) нагрев и испарение влаги, нагрев паров воды до 350° С
912,64 [(100—50) 1 +539+0,465(350—100)] = 643,64 • 1О3 ккал;
3) нагрев безвозвратной пыли до 350° С 13,82-0,28(350—50) =
—1,16-103 ккал;
4) нагрев оборотной пыли до 350° С (’/г часть се): 138,25-0,28(350—
—100) =9,68-103 ккал;
5) тепло эндотермической реакции образования Na2SO4
3,0-103 ккал;
6) тепло, отдаваемое оборотной пылью пз зоны подогрева: 138,25Х
Х0,28 (850—350) = 19,36-103 ккал;
18’ 267
1) тепло, отдаваемое газами пз зоны подогрева: (156,56-0,475+
+76,68-0,38) (850—350) = 51,75-103 ккал.
Итого: 36,97 • 103 + 643,64 -103 +1,16 - 103 + 9,68 -103+3,0-1О3—
—19,36 • 103—51,57 -103 = 623,34 • 103 ккал.
Зона подогрева (II):
1) нагрев шихты до 850° С 0,27(2295,G1—13,82—9I2,64—61,G2)(850—
—150) =247,12-103 ккал;
2) испарение влаги п нагрев паров воды 61,621539,0+0,465(850—
—150)J =53,27-103 ккал;
3) теплота па разложение Л12О3-И2О 44,3-103 ккал (см. с. 265);
4) тепло, отдаваемое пылью пз зоны кальцинации: 0,28Х
X138,25 (1400—850) =21,29-103 ккал;
5) тепло, отдаваемое газами пз зоны кальцинации: 156,56Х
Х0,526(1400—850) =45,29-103 ккал;
Итого: 247,12 103 + 53,27 -1 О’ + 44,3 I О3—21,29 • 103—45,29 • 103 =
=278,11-Ю3 ккал.
Зона кальцинации (III) (примем, что в зоне кальцинации ре-
акции образования соединении спека протекает на 90%):
1) нагрев шихты до 1100°С 0,28-1000(1100—850) =70-103 ккал;
2) подогрев оборонной пыли до 1400° С 0,28-138,25(1400—100) =
= 50,32-103 ккал;
3) нагрев технологических газов до 1250° С 156,56-0,526(1400—
—850) =45,29-103 ккал;
4) тепло па разложение Na2CO3; СаСО3; Al2O3-Na2O-2SiO2-2H2O
2<?0Пд = 476,33—4 1,3 = 432.03-1О’* ккал (см. с. 265);
5) теплота образования NaAlO2, NaFeO2, 2CaO-SiO2, 2CaO-TiO2
0,9-250-103 = 225-103 ккал.
I кого: 70,0 • 101 + 50,32 • 103 + 45,29 • 103 + 432,03 103—225 • 103=
= 372,64-IO3 ккал.
Зона спекания (IV):
1) тепло па подогрев спека до 1300° С 0,28-1000-200 = 56-103 ккал;
2) теплота образования соединении спека 0,1 -250,0-103—25,0Х
ХЮ3 ккал.
Итого: 81,0-103 ккал.
Зона охлаждения (V): тепло от охлаждающегося до 1000° С спека
—84-103 ккал.
Следовательно, тсплопотреблепие шихты па 1 т спека состав-
ляет, ккал:
Зоны:
сушки.............+623,34-103
подогрева .... +278,11 10:!
кальцинации . . . +372,64-103
спекания.......... +81,0-103
охлаждения. . . . —84,0-Ю3
Итого.................. 1261,09-Ю3
Определяем состав газовой фазы по зонам.
Зона спекания. Состав газовой фазы этой зоны определяется
процессом горения топлива; в газах содержится 9,12% СО2 и
18,13% Н2О. :
Зона кальцинации. Объем газов от горения топлива па 1 т
спека 1751,5 м3, в том числе 159,7 м3 Сб2 и 317,5 м3 Н2О; объем
СО2 получающихся при разложении карбопатов 156,56 м3.
268
Общий объем газов 1751,5+156,56=1908,06 м3; средний объем
газов 1751,5+78,28=1829,78 м3.
„ 159,7+78,28
Содержание СО2 в газах----, ппп ---100= 13,0 %.
1829,78
317,5-100
Содержание П2О в газах — —— — 17,35 %.
1829,78
Зона подогрева. В газовую фазу переходят 61,62 кг, пли
76,68 м3 Н2О.
Общий объем газов в конце зоны 1908,06 + 76,68=1984,74 м’.
Средний объем газов в зоне 1908,06 + 38,34=1946,4 м3.
Содержание СО2 в газах
159,7+ 156,56
1946,4
100= 16,25 %.
Содержание Н2О в газах
317,5 + 38,34
1946,4
100 = 18,28 %.
Зона сушки В газовую фазу переходят 912,64 кг, пли
1135,72 м3 Н2О.
Общий объем газов на выходе из печи: 1984,74+1135,72 =
= 3120,46 м3.
Средний объем газов в зоне 1984,74+567,86 = 2552,6 м3.
159,7+156,56
Содержание СО2 в газах--------------- 100 = 12,39 %.
2552,6
317,5 + 76,68+ 567,86 1ЛЛ
Содержание Н2О в газах___________;---------100 =
2552,6
= 37,69%.
Скорость движения материала в печи, коэффициент заполне-
ния печи материалом, значение /х и /д по зонам.
Скорость движения материала в печи находим по формуле
<вм = 5,78/Jp/i м/ч, (74)
где Р—угол наклона печи, принимаем р=2,5°;
п — скорость вращения печи, принимаем /1=1,0 об/мин;
тогда (ом=5,78-5,0-2,5-1,0=72,25 м/ч.
Коэффициент заполнения печп материалом определяется нз фор-
мулы
Л = ф ~ сом У’Т, (75)
откуда
Ф = 4Л/(л/+ым ут),
где ф—коэффициент заполнения печи, доли ед.;
А—среднее количество материала, проходящее через зону,
т/сутки;
у—средняя объемная масса материала в зоне, т/м3;
т— время работы печп в сутки, ч/сутки.
269
Для зоны сушки (I)
А _ 50,0-24 [2295,61 + (2295,61 —912,64 — 276,5) +
” 1000
+ 276,5 — 13,82] :2
-— -------— 2198,85 т/сутки, у = 1,5 т/м3.
4-2198,85
Ф “ 3,14-5,02-72,25-1,5-24 =0'0431'
пли <р = 4,31 %
„ лО2<р 3,14-5,02
I- с = —~ --— 0,043 = 0,846
4 4
/с 0,846 ла
7Г^7+7 = 0’135; 2-0,043л =-——sin а = 0,271;
/<- 6,25 180
„„ яа
при а = 60 —- — sin а = 0,181;
при
/х
/д
ла
а = 70° —- — sin а = 0,282, откуда
180
0,282 — 0,271
70” — —7-------Ч—• 10 = 70° — 1,09 = 68,91°,
0,282 — 0,181
2/? sin — = 2-2,5-0,566 = 2,83м;
2
л/Эа 3-14-5,0-68,91
——- =---------—-—-— = 3,0м.
360
360
Для
А =
зоны подогрева (II)
50,0-24 [1369,15+ (1369-15 — 61,62)]:2
---------------------------------------== 1606 т/сутки;
Ф =
1000
4-1606,0
Fc
= 0,0363, или 3,63 %;
3,14-5,02-72,25-1,3-24
n/J-qi
- = 0,712 м2; _
4 R2 6,25
Fc 0,712
с --------= 0,114;
ла
—sin а = 0,228; а = 64,65; /х
/д=2,82 м; (а, /х и /д рассчитываются
сушки).
Для зоны кальцинации (III)
1200(1307,53+ 1000):2 г ,
----------------------= 1387,5 т/сутки;
= 5,0-0,535 = 2,67 м;
так же, как и для зоны
А
1000
4-1387,5
= 0,0291, или 2,91 %;
3,14-5,02-72,25-1,4-24 ।
Ф
270
Fc ла
/•’= 0,571 м2; — = 0,091;--------sina= 0.183.
R2 180
a = 60,2°; /х = 5,0-0,50 = 2,50 м; /д = 2,62м.
Для зоны спекания (IV)
, 4-1200
А = 1200 т/сутки; го =-----------------------= 0,0186,
* ’ * 3,14-5,0?-72,25-1,9-24
пли 1,86%;
Гс = 0,365м2; а = 51,4°; /х = 5,0-0,433 = 2,16м; /д = 2,24м.
Для зоны охлаждения (V)
, 4-1200
А = 1200 т/сутки; го =-------------------------- =
’ * 3,14-5,02-72,25-2,4-24
= 0,0147, или 1,47 %.
Л-= 0,288 м2.
а = 47,1°; /х= 1,99м; /д = 2,05м.
Результаты расчетов сводим в табл. 93.
Таблица 93
Зона А, т/сут 7, т/м’ ч>. % Г0,м» а, град Zx. м /д, М
Сушки (I) . . 2198,85 1,5 4,31 0,846 68,91 2,830 3,0
Подогрева (11) Кальцинации 1606,0 1,3 3,63 0,712 64,65 2,67 2,82
(III) .... 1387,5 1,4 2,91 0,571 60,20 2,500 2,62
Спекания (IV) Охлаждения 1200,0 1,9 1,86 0,365 51,40 2,160 2,24
(V) 1200,0 2,4 1,47 0,288 47,10 1,990 2,05
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ ЗОН
ПО УСЛОВИЯМ ТЕПЛООБМЕНА
Зона сушки (I). Подробный расчет теплообмена в зоне сушки
затруднителен из-за сложных и разносторонних условии теплопере-
дачи и отсутствия необходимых экспериментальных данных.
Длину зоны сушки подсчитывают по формуле
Lc = _ Иподс) /76) Лсот(лД2/4) ’ 1
где Lc—длина зоны сушки, м; А — производительность печп по шихте, т/сутки;
ыисх, ®псдс—содержание влаги в исходной и конечной шихте, доли ед.; г— время работы печп, ч/суткн; £)— внутренний диаметр печи, м;
271
Ла> — допустимое напряжение рабочего пространства
сушильной зоны печи по удаляемой влаге,
т/(м3-ч); принимаем его равным 0,08 т/(м3-ч);
А = 50-24-2,2956 = 2754,75 т/сутки; соИсх = 0.4;
Юиодс — 0; т = 24 ч;
2754,75-0,4-4
с “ 0,08-24-3,14-5.02 =29>2м'
Зона подогрева (II). Длина зоны подогрева, кальцинации и
спекания определяется пз условий теплообмена по формуле
4 {[ (?луч 9копв) ^х + '/луч | 4-т) /Q> (77)
где А — производительность по шихте, т/сут;
<7—тсплопотрсбленпе шихты, ккал/т;
<7луч—тепловой поток па открытую поверхность шихты (из-
лучение от газов и кладки), ккал/(м2-ч);
'/луч— тепловой поток на закрытую поверхность шихты (из-
лучение от газов и кладки), ккал/(м2-ч);
'/копи—тепловой поток, передаваемый на шихту конвекцией,
ккал/(м2-ч);
1Х— ширина слоя шихты, м;
/л—длина закрытой поверхности шихты в поперечном сече-
нии печи (зоны), м;
L — длина зоны, м;
т— время работы печи, ч/суткн.
I Li формулы (77) получим
L ---------------.
Т | (^луч “Ь #конв) ^х + ^луч ^д]
Тепловые потоки £Луч. <7луч и ?коцВ [ккал/(м2-ч)] определяются
расчетом теплообмена в рабочем пространстве печи по формулам
1/7’ \4 / Т АI
(iw) “(wo) I ’ (78)
где Сг.км— приведенный коэффициент излучения от газов и клад-
ки на шихту, ккал/(м2-ч-К4);
со + 1 — ег
Сг.к.м ~ 4,96еы ,
1 — ег
[ем + ег (1 — ем)|------Ь со
ег
где со — степень развития кладки;
ем—степень черноты шихты; принимаем еМ“0,75;
гг—степень черноты газовой смеси;
ег = (есог + ецго+е5Ог)Л
где есо2, 8н2О> eSO2—степени черноты соответств^иощнх
газов;
272
f — поправочный коэффициент; при газовом отоплении!!
/=1,0;
Тг и Тш—абсолютные средние температуры газов и шихты, К:
1/7’ \4 /Т \4|
' _ р I / J К ) I'M) I /701
?луч - ск.м Ц100^ — ^100^ ] . (7У)
где Ск.ы — приведенный коэффициент излучения от кладки на
шихту, ккал/(м2-ч-К4):
Ск.м = 4,96/—+ —— 1 ; (80)
ек—степень черноты кладки, принимаем ек=О,75;
Тк — абсолютная средняя температура кладки, К.
?конв = 9<j)u (tr.— Gn) > (81)
где ы0 — условная скорость газов в печи прп 0° С, м3/с;
/г и 1Ш— средине температуры газов и шихты, °C.
Определяем длину зоны подогрева.
Среднюю температуру газов в зоне находим по формуле лога-
рифмического усреднения, ’С:
tH — tK
Г 1 г
2,3 1g [(/«—/ш) ,ш) 4
/“ = 1400° С; /“ = 850° С; /щ = 500"С.
1400 — 850 , _
/ =-------------------------------50(
г 2,3 1g [(1400 — 500): (850—500)]
(82)
Находим вг.
Состав газов: 16,25% СО2; 18,28% Н2О. Присутствие SO2 не
учитываем нз-за низкого содержания его в газах.
Эффективная длина лучен газового потока
5эфф = 0,9- 4Fпечи/^пер м>
где ГИечц—площадь свободного сечения печи, м2;
§пер— периметр свободного сечения печи, м.
этО2
Гиечи =----^с= 19,625 — 0,712= 18,913м2.
л£> (360 — а) 3,14-5,0(360 — 64,65)
Snep “ 360 + '* ~ 360 +
ф- 2,67= 15,54м.
4-18,913 , „„
•9Эфф = 0,9 —4,38м.
= 0,1625-4,38 = 0,712 при tr = 1085°; еа) =0,17;
I’.mS , . =0,1828-4,38 = 0,801; ено = 0,28;
HSO эфф ’
273
P=l,08; Ae = 0,05;
er = eCOj + PeHjO —Ae = 0,17 + 0,302— 0,05 = 0,452.
nD — /„ 3,14-5,0 — 2,82
co =-------- = —-----------— = 4,82;
/x 2.67
„ „ 4,82+ 1 —0,452
Cr и M=4,96-0,75 ------------——!------------------------=
r.K.M [0,75+0,452(1—0,75)1(1—0,452):0,452+4,82
= 3,4 ккал/(м2-ч-К4);
4,96
'500 + 273у
100 /
9луч — 3,4
'500 + 273V
100 /
'/луч ' ' VJ9
C“-M = TO,75 +'170,^5-1 = 2.99^/(m2-4.K4).
Определяем величины q„y4, <?'yq и 9,IOHB.
1085 + 273 V
100 /
= 103,5-103 ккал/(м2-ч).
средняя температура кладки 0,5(1085+500) =792° С.
792 + 273\«
100 )
= 27,88-103 ккал/(м2-ч);
Vo 1946,4-100
(оо =--=-------------- = 1,377 м3/с;
0 / 3600-19,625
gi<0Ii.i = 9-1,377 (1085 — 500) = 7250 ккал/(м2-с);
L_____________________278,11-103-50-24_________________
под— 24 [(Ю3.5-юзд. 7,25.ю3) 2,67 + 27,88-10*-2,82] =
= 37,2м.
Зона кальцинации (III). Средняя температура газов в зоне
1600—1400
- ITO-ro5- + 97S;
’ *g 1400 — 975
/к = (1495 + 975) :2 = 1235° С.
Состав газов: 13,0% СО2, 17,35% Н2О.
е _по 4 (3,14-5,02:4 — 0,571)
ЭФФ -у 3,14.5,0(360 —60,20):360 + 2,50 ’ М’
Рсо, 38фф = 0,13-4,4 = 0,572; е^ = 0,15;
Рн2о $эфф = 0,1735-4,4 = 0,763; EHjCy= 0,23;
ег = 0,15+ 1,08-0,23 — 0,05 = 0,350.
50-1829,78 , 3,14-5,0 — 2,62
“*> = 19:625 = !’295м3/с: “
5,23.
2,50
274
с_______________4,96-0,75 (5,23+1,0 — 0,350)
г.к.м - (0,75 + 0,350-0,25) (1 —0,350):0,350+ 5,23
= 3,22 ккал/(м2-ч).
1495 + 273 у
100 j
= 236,5-103 ккал/ч;
1235 + 273 у
100 )
Q луч — 3,22
975 + 273у
100 )
975 + 273^
, ЮО )
<7конв = 9-1,295 (1495 —- 975) = 6060 ккал/ч;
____________________372,64-103-24-50
кальц = 24 [236,5. Ю3 + 6,06-103) 2,50+ 82,2-103-2,62] =
= 22,8м.
Зона спекания (IV).
fr= 1600° С; /м=1200°С; +=1400° С.
Состав газа: 9,12% СО2; 18,13% Н2О.
0,9-4(19,625 — 0,365)
+уч — 2,99
= 82,2-103ккал/ч;
е , , _ ------~ ч~~’ —~-------------— 4 44-
фф [3,14-5,0(360 — 51,4)]:360Н-2,16 ’ ’
РСоЛфф= 0,912-4,44 = 0,405;
^0^ = 0,181-4,44 = 0,805;
ег = 0,12+ 0,234 —0,05 = 0,304;
15,7 — 2,24
еСО, —
еН2О = 0.22;
со
50-1751,5
С,
. — = 6,23; con =
2,16 3600-19,625
3,72(6,23+ 1,0 — 0,304)
г-к'м“ 0,696 =
(0,75+ 0,304-0,25)^—+6,23
= 1,24м3/с;
= 3,173 ккал/(м2-ч-К4);
о 7 Ю00 + 273 V
100 )
= 241,1 • 103 ккал/м2-ч);
1400 + 273 V / 1200 + 273 у|
ЮО ) I
?луч —
<7луч = 2>99
1200 + 273 V
100 /
100
= 93,5 -103 ккал/(м2-ч);
</коив = 9-1,24 (1600— 1200) = 4,46-10‘ ккал/(м2-ч);
______________81,0-103-50-24_____________ _ г
Ьспеи = 24 [241,1 • 103-|-4,46-103) 2,1693,5-103-2,24) ’ом‘
275
г
Принимаем по данным практики Лохл = 7,0 м.
1116411 = 37,2 + 22,8 + 5,5 + 7,0 + 29,2 = 101,7м.
Выбираем печь 0 = 5,0 м и L= 100,0 м.
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
i
Полученные основные размеры печи позволяют составить тепловой
баланс процесса спекания, который также служит проверкой пра- I
внлыюстп принятого расхода топлива. I
Подсчитываем статьи теплового баланса, используя при этом |
расчеты по теплопотреблепию, материальному балансу"и др. I
Тепловой баланс печп составляется па время переработки шпх- I
ты с получением 1 т спека.
П р п х о д т с и л a i
Qu == <7ф.ш + <7ф.т + <7ф.о.п + <7ф.в + <7т + <7энз =1835,09-103 ккал.
Р исход тепла
Qp *7Н2О I ^СОг ^ЭНД । ?СП *76.11 + ?о.п +‘Уу.г + ?о.с =
= 1699,66-103 + <7о.с.
Нотерн тепла во внешнюю среду через стенку печп определяем
при помощи графика.
Среднюю температуру внутренней поверхности футеровки пе-
чп примем равной средней температуре газов 975° С; температуру
наружной поверхности кожуха печп примем предварительно 160° С.
При этих условиях средняя температура футеровки будет 570° С.
При этом коэффициент теплопроводности (X.) будет для футе-
ровки пз шамота;
х = о, 6 -1- 0,00055Гср = 0,6 + 0,00055 • 570 = 0,92 ккал/(м • ч • °C).
^-ст.кориуса =* 45 ккал/(м-ч- С).
По графику рис. 25 находим, что при /*,= 975° С и 2S: Х = 0,280;
<7ОС = 3500 ккал/(м2-ч).
Общая поверхность кожуха печп 3,14-5,0-100=1570 м2.
Потерн тепла поверхностью печи во внешнюю среду на 1 т
спека составляют (3500-1570) 50= 109,9-103 ккал. Составляем тепло-
вой баланс трубчаюй вращающейся печп (табл. 94).
Учитывая, что невязка баланса за счет разницы в потере теп-
ла в окружающую среду — незначительная величина, перерасчет
печп не делаем. Пересчет выполняется, если невязка баланса
больше 10%.
276
J
Рис. 25. График для определения потерь тепла через сюнку
Таблица 94
Тепловой баланс трубчатой вращающейся печи для спекания
бокситовой шихты (на 1 т спека) (см. с. 263—265)
Приход тепла, Гкал Расход тепла. Гкал
Физическое тепло Физическое тепло
шихты . ... 64,30 Физическое тепло спека при 1000” . . 280 Физическое тепло
топлива 1,21 Физическое тепло пыли 28,45 Тепло эпдотермпче-
оборотной пыли . . 7,74 Физическое тепло скпх реакции . . . 476,33 Тепло отходящих га-
воздуха . . . . 149,87 Тепло от горения топ- зов 914,88 Потери во внешнюю
лпва 1362,Р/ Тепло экзотермиче- ских реакций . 250,70 среду ... 109,90
Итого ... 1835,69 Итого 1809,56 Невязка баланса+ +20,13, нлп 1,42%.
277
I
В настоящее время из-за образования настылей в зоне сушки
при спекании бокситовых шихт и отсутствия форсунок для подачи
пульпы па расстояние более 22,5 м в глиноземном производстве
иечн длиннее 100 м не применяются.
Технические показатели запроектированной барабанной печи:
Наружный диаметр печи, м.................... 5,0
Длина печи, м..............................100,0
Угол наклона барабана, град................. 2,5
Число оборотов барабана в минуту .... 1,0
Производительность печи по спеку, т/ч . . 50,0
Расход топлива (условного), кг .......... 194,00
Теплопотреблсние спека, Гкал/т . . . 1345,09
Температура отходящих газов, °C...........350
Температура снека на выходе пз печи, °C . . 1000
РАСЧЕТ ХОЛОДИЛЬНИКА
Тепловой баланс. Принимаем для охлаждения спека холодильник
L = 43,5 м, DH=3,6 м, угол наклона 2°, скорость вращения 2 об/мпп.
Длина футерованной части около 8 м от горячего конца, остальная
часть холодильника имеет литые чугунные полки для увеличения
времени соприкосновения материала с поверхностью охлаждаемого
корпуса п е просасываемым воздухом. Большая часть холодильни-
ка орошается водой, водяное охлаждение заключено в кожух. Во-
да поступает с температурой 20° С и уходит с 50° С. Спек входи г в
холодильник при 1000° С и выходит прп 75° С. Температура окру-
жающего воздуха 25° С. Средняя температура воды = (50+
+ 20): 2=35° С. Средняя логарифмическая разность температур
между снеком и водой
Д/Сп—Н2О ~
>сп___ /Н2О\ ___(
II 'ср J \
: |(С- 4'р2°)
=- 292° С. (83)
Средняя логарифмическая разность температур между снеком
и окружающим воздухом
( /сп
н
еи-возд- 2,31g
— f ) — ( /сп — t 'I
возд) 1, возд)
/СП — t ) (' /сп _ t
н возд) ( ‘к ‘возд
= 310° с.
Принимаем, что коэффициент теплопередачи /<1ЮЗД от спека к
окружающему воздуху составляет 12 ккал/(м2-ч-°С). Составим
тепловой баланс холодильника па 1 т спека и определим величину
коэффициента теплопередачи от спека к воде (/(воды), который, по
практическим данным, должен быть j пределах 30—36 ккал/(м2Х
Уч-°C).
Приход тепла, Гкал.
1. Со спеком из иечн спекания
<7cu = ОспСсп /сп = ЮОО-0,28-1000 = 280.
278
2. С нагреваемым воздухом для печи спекания
-Увозя = VBO3 Vx 4оз 'воз = 9.90-160,7-6,2 = 9,86.
Общий приход тепла: Qn=289,86-103 ккал.
Расход тепла, Гкал.
1. Со снеком пз холодильника прп 75° С
9сп= 1000-0,23-75= 17,25.
2. С подогретым воздухом в печь спекания
о" = 9,90-160,7-0,314-300= 149,87.
3. С потерей в окружающую среду футерованной частью
У^возд F^tcn— возд г
<7о.с =------7---------- = 6,71.
-'час
4. С орошаемой водой
-7н,о —
У^н,о ^н8о А'сп—нго
6-час
= 2340/<н2О
Общий расход тепла: 17,25-103+149,87-103 + 6,71 • 103+2343 Кц2о =
= 173,83-103+2343 /<Нг0; Q„ = QP; 289,86-103= 173,83-103 + 2343 /<Н2О;
КНгО= 116,03-103 : 2343!= 49,5.
Время пребывания спека в холодильнике. Продолжительность
пребывания спека в холодильнике определяется из формулы
т = Lxl(nDxn tga-60), (43)
где т—-время пребывания спека в холодильнике, ч;
Lx—общая длина холодильника, м;
Ох— диаметр холодильника, м;
п— скорость вращения барабана, об/мин;
а— угол наклона холодильника к горизонту.
________43,5________
3,14-3,6-2-0,0349-60
= 0,91 ч, или 55 мин.
Заполнение холодильника спеком. Прп нормальной работе хо-
лодильник должен быть заполнен спеком па 5—15%. При толщине
барабана 20 мм внутренний диаметр холодильника (в свету) соста-
вит 3,56 м и площадь поперечного сечения S=3,14-1,782=9,95 м2.
Если принять, что в среднем 8% от всей площади поперечного
сечения занимают шамотная футеровка и чугунные полки, то сво-
бодная средневзвешенная площадь сечения холодильника составит
Sc=S-0,92=9,95-0,92=9,15 м2.
Если допустить, что холодильник полностью заполнен спеком,
то часовая производительность (т/ч) его может быть определена
из следующего равенства:
= (85)
где щ— линейная скорость поступательного движения спека в хо-
лодильнике, м/ч;
у—насыпная масса спека в холодильнике (т/м3), зависящая
279
от состава спека, пористости и размера кусков; в среднем
у=1 т/м3.
Линейная скорость поступательного движения спека
ю = £х/т = 43,5:0,91 = 47,8м/ч.
р™с = SCB wy = 9,15 47,8 = 437,4 т/ч.
В действительности часовая производительность холодильника
Р^ств =50 т/ч.
Тогда заполнение холодильника спеком составляет
^еасС™ 50,0
3 = --------- 100 = —— 100 = 11,4 %.
рполи 437 4
^час ’
Следует отмстить, что путем регулирования числа оборотов
холодильника пли угла наклона можно изменять степень заполне-
ния холодильника спеком.
Библиографический список
(рекомендуемый)
Гудима И. В., Шейн Я. П. Краткий справочник по
металлургии цветных металлов, М.: Металлургия,
1975. 536 с. с ил.
Диомидовский Д. Л., Шалыгин Л. М„ Голън-
бек Л. А., Южанинов И. А. Расчеты ппропроцессов и
печей цветной металлургии, М.: Металлургпздат, 1963.
459 с. с ил.
Касаткин А. Г. Основные процессы и аппараты
химической технологии, М.: Химия, 1973. 752 с. с пл.
Лайнер А. II., Еремин II. II., Лайнер IO. А., Певз-
нер II. 3. Производство глинозема, М.: Металлургия,
1978. 344 с. с пл.
Справочник металлурга по цистным металлам. Про-
изводство глинозема, М.: Металлургия, 1970, с. 144—
168, 218—224, 254—274.
Троицкий И. А. Производство глинозема пз бокси-
тов. Технологические расчеты, М.: Металлургия, 1972.
175 с. с пл.
Ходоров Е. II.. Шморгуненко II. С. Техника спека-
ния шихт глиноземной промышленности, М.: Металлур-
гия, 1978. 319 с. с ил.